Zesilování a rekonstrukce pomocí nabetonovaných vrstvev pro mosty, tunely a ostatní infrastrukturu

Technologický manuál

Hilti HCC-B pro nabetonávky

B 2.5 EC-2 ; 1992

Neautorizovaný překlad – originál v angličtině je k dispozici.

Zesilování a rekonstrukce pomocí nabetonovaných vrstvev pro mosty, tunely a ostatní infrastrukturu Konstrukční zásady a navrhování pro staticky neurčité soustavy

1

Vorläufig, Stand 2004-04-17



B 2.5 EC-2 ; 1992

Předmluva Kladení nové vrstvy betonu na stávající (zatvrdlý) beton je ve stavebnictví velice běžné. Tato situace v podstatě nastává v každé pracovní spáře. V dnešní době použití této technologie nabývá na významu v důsledku rostoucího počtu zesilovaných nebo rekonstruovaných betonových konstrukcí. Pro návrh těchto konstrukcí je nejdůležitějším aspektem přenos vnitřních sil pomocí prvků spřahujících starou a novou vrstvu betonu. Návrhové metody byly vyvinuty na základě smykových testů provedených specielně pro tento účel ve výzkumných laboratořích firmy HILTI. Tyto testy byly prováděny na vzorcích s různými povrchovými úpravami Vývoj předkládaných návrhových postupů probíhal pod vědeckým vedením Institutu pro technologii betonu Univerzity Innsbruck. Průběžně byly výsledky testů zveřejňovány v odborných publikacích. Výsledkem testů bylo mimo jiné zjištění, že pro návrh spřahovacích prvků nelze, tak jak bylo dříve běžné, počítat s napětím až na mezi kluzu ocele. Na rozdíl od návrhových metod popisovaných v literatuře, uvažuje nová metoda se všemi třemi mechanismy přenosu vnitřních sil napříč styčnou plochou: soudržností, třením a smykovým odporem (hmoždinkový efekt). Potřebný tlak na rozhraní materiálů pro aktivaci přenosu sil třením závisí na aktivaci tahových napětí ve spřahovacích trnech. Návrhová metoda je založena na jednoduché rovnici sčítající odpor ve spoji jednotlivých vrstev s různými povrchovými úpravami s uvažování všech tří zmiňovaných mechanismů přenosu vnitřních sil. S rostoucí drsností povrchu významě rostla smyková odolnost a smyková tuhost spoje. Kromě tohoto se ale značně měnil podíl přenosu vnitřních sil zmiňovanými třemi mechanismy. V extrémních podmíkách, například když byl povrch velmi drsný byly spojky namáhány zejména tahem. Pokud byl povrch naopak převážně hladký, převládalo jejich namáhání smykem ( hmoždinkový efekt ). Pro zdrsněné povrchy je vzájemné propojení vrstev dostatečné pro přenos malých smykových sil i bez dalšího použití spojek. Tohoto je často využíváno pro prokázání dostatečného propojení vrstev kotvených pouze po okrajích. Nová, pro uživatele jednoduchá, metoda HILTI je založena na bezpečnostním konceptu dle Eurokódu ( prEN 1992-2 ) a je oblíbená zvláště pro její průhlednost. Návrh pomocí jednoduchého odečítání z grafů je pro techniky velmi pohodlné. Nedávno byla tato metoda také zapracována do návrhového softwaru, který umožňuje její další široké použití Manfred Wicke

2

Vorläufig, Stand 2004-04-17

Former Professor Dr. techn. Manfred Wicke, Institure for Concrete Structures University of Innsbruck, Austria



B 2.5 EC-2 ; 1992

Obsah 1

HILTI HCC-B PRO NABETONOVANÉ VRSTVY.........................................................................................................5

1.1 1.2 2

ROZSAH POUŽITÍ..........................................................................................................................................................5 VÝHODY METODY.........................................................................................................................................................5 HILTI HCC-B A HILTI HIT-RE 500...............................................................................................................................7

2.1 POZNÁMKY O POUŽITÍ A MATERIÁLU .............................................................................................................................7 2.2 OBJEM INJEKTÁŽE VM ................................................................................................................................................10 2.3 ČIŠTĚNÍ VYVRTANÉHO OTVORU A INJEKTÁŽ LEPIDLA ...................................................................................................11 2.3.1 ČIŠTĚNÍ VYVRTANÉHO OTVORU (KROKY 2 – 4)..........................................................................................................11 2.3.2 UMÍSTĚNÍ PRVKU / INJEKTÁŽ LEPIDLA (KROK 5 – 9) ...................................................................................................11 2.3.3 DOBA ZPRACOVÁNÍ A ZRÁNÍ LEPICÍ MALTY HILTI HIT-RE 500 ....................................................................................12 2.3.4 POZNÁMKA K BEZPEČNOSTI PRO HILTI HIT-RE 500..................................................................................................12 3

NÁVRH STYČNÉ PLOCHY........................................................................................................................................13

3.1 3.2 3.2.1 3.2.2 3.2.3 3.3 3.3.1 3.3.2 3.3.3 3.4 3.4.1 3.4.2 3.5 3.6 3.6.1 3.6.2 3.6.3 3.6.4 3.6.5 3.6.6 3.6.7 3.6.8 4 4.1 4.2 5

ZÁKLADNÍ PŘEDPOKLADY ..........................................................................................................................................13 MEZNÍ STAV ÚNOSNOSTI PRO PŘENOS SMYKU NA STYKOVÉ PLOŠE ..............................................................................13 PRINCIP A SESTAVENÍ ANALYTICKÉHO MODELU .........................................................................................................13 NÁVRHOVÁ ÚNOSNOST SPÁRY VE SMYKU, VRD ..........................................................................................................14 NÁVRHOVÁ SMYKOVÁ ÚNOSNOST VE SPOJI, VRD........................................................................................................14 NÁVRHOVÁ SMYKOVÁ SÍLA ÚČINKUJÍCÍ PODÉLNĚ, VED .................................................................................................16 SMYKOVÁ SÍLA PŘENESENÁ V KRAJNÍCH ČÁSTECH NABETONÁVKY .............................................................................16 STŘEDOVÉ ČÁSTI BEZ SPŘAHOVACÍCH TRNŮ ............................................................................................................17 PŘENOS NADMĚRNÉHO ZATÍŽENÍ .............................................................................................................................17 ODOLNOST PROTI ÚNAVĚ MATERIÁLU .........................................................................................................................17 OBECNĚ .................................................................................................................................................................17 ODOLNOST .............................................................................................................................................................17 MEZNÍ STAV POUŽITELNOSTI ......................................................................................................................................18 DODATEČNÁ PRAVIDLA A DETAILY NÁVRHU ................................................................................................................18 SMÍŠENÁ ÚPRAVA POVRCHU ....................................................................................................................................18 MINIMÁLNÍ MNOŽSTVÍ VÝZTUŽE VE STYKU .................................................................................................................19 ROZMÍSTĚNÍ SPŘAHOVACÍCH TRNŮ ..........................................................................................................................19 KOTVENÍ SPŘAHOVACÍCH TRNŮ V PŮVODNÍM A NOVÉM BETONU ................................................................................19 MINIMÁLNÍ VZDÁLENOSTI V PŮVODNÍM A NOVÉM BETONU ..........................................................................................19 MINIMÁLNÍ VYZTUŽENÍ NABETONOVANÉ VRSTVY .......................................................................................................20 DOPORUČENÍ PRO UKLÁDÁNÍ NOVÉHO BETONU ........................................................................................................20 DOPORUČENÍ PRO OŠETŘENÍ POVRCHU ...................................................................................................................20

EXBAR OVERLAY – PROGRAM PRO NAVRHOVÁNÍ ............................................................................................21 ÚVOD ........................................................................................................................................................................21 PROCES DIMENZOVÁNÍ...............................................................................................................................................22 PŘÍKLADY .................................................................................................................................................................23

5.1 DESKA O DVOU POLÍCH ..............................................................................................................................................23 5.1.1 NASTAVENÍ HODNOT ...............................................................................................................................................23 3

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

5.1.2 MĚRNÁ POSOUVAJÍCÍ SÍLA VED OD VNĚJŠÍHO ZATÍŽENÍ (VED) VE STYČNÉ SPÁŘE PRO ÚSEK 1 (A – B) ........................... 24 5.2 STYČNÁ PLOCHA OTRYSKÁNA VYSOKOTLAKÝM PROUDEM VODY................................................................................. 27 5.2.1 PLOCHA................................................................................................................................................................. 27 5.2.2 OKRAJ ................................................................................................................................................................... 27 5.3 OPÍSKOVANÝ POVRCH STYČNÉ SPÁRY ....................................................................................................................... 31 5.3.1 PLOCHA................................................................................................................................................................. 31 5.3.2 OKRAJ ................................................................................................................................................................... 32 5.4 SHRNUTÍ................................................................................................................................................................... 35 6 6.1 6.2

VÝSLEDKY ZKOUŠKY ............................................................................................................................................. 36 PŘENOS SMYKU TRHLINOU V BETONU ........................................................................................................................ 36 LABORATORNÍ ZKOUŠKY PROVEDENÉ V RÁMCI HILTI CORPORATE RESEARCH ............................................................ 36

7

POUŽITÉ OZNAČENÍ................................................................................................................................................ 37

8

LITERATURA ............................................................................................................................................................ 40

4

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

1 Hilti HCC-B pro nabetonované vrstvy 1.1

Rozsah použití

Celková kvalita nové zesilované nebo rekonstruované konstrukce je závislá na dobrém spřažení starého a nového betonu. Nabetonávka je obvykle litá přímo nebo stříkána jako torkret. Provádí se s cílem zvýšit tlakovou nebo tahovou únosnost za ohybu a závisí na poloze umístění. Před provedením nabetonávky musí být povrch starší betonové vrstvy vhodně ošetřen a zvhlčen. Smrštění nové betonové vrstvy může být zmírněno důkladným výběrem betonové směsi. Napětí od rozdílného smrštění, a v některých případech také od rozdílných teplot, se však zcela vyhnout nelze. Počáteční pnutí v kontaktní spáře jsou výsledkem kombinace vnějšího zatížení a vnitřních napětí. Je třeba pamatovat na to, že napětí od smrštění a teplotních rozdílů v novém betonu obvykle dosahují maxima na okraji (odlupování). Kombinace vnějších a vnitřních napětí často překračuje počáteční únosnost styku a tím vzniká požadavek na návrh pro stav bez spřažení. To platí obzvláště v případě nabetonávek u mostů, které jsou vystaveny únavovému namáhání od zatížení z dopravy. Mimo to, tato namáhání se v čase mění a porušení soudržnosti ve spáře se tak může odehrát i po letech od provedení nabetonávky. Když k němu dojde, tahové síly musí být přeneseny spřahovacími trny, které budou umístěny po ploše spáry. Typický příklad jsou ukázány na obr. 1 a obr. 2. Při aplikacích trnů Hilti HCC-B je jejich použití omezeno na staticky neurčité nosné konstrukce.

Fig. 1. Zesilování mostů pomocí nabetonované vrstvy

1.2

Fig. 2. Zesilování budov, stropů a desek

Výhody metody

Ä

Jednoduché a spolehlivé použití různých případech

Ä

Zajištění monolitického chování prvku

Ä

Smykové síly jsou spolehlivě přeneseny i při porušení spáry

Ä

Široký rozsah použití

Ä

Použitelné ve většině obvyklých metod zdrsňování povrchů

Ä

Snižuje požadavky na kotevní délky

5

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

Rekonstrukce povrchu mostu • Odstranění poškozené vrstvy betonu za použití vysokotlaké vodní trysky • Kotvení dodatečné výztuže za použití HIT RE-500 • Zabudování spřahovacích trnů HCC-B za použití HIT RE-500 • Vylití nové vrstvy ü ü ü ü

Monolitické chování nosné konstrukce Spolehlivý přenos střihu Tuhé spojení Menší zapuštění trnů

Zesilování podlahy v průmyslovém objektu • Odstranění vrchní vrstvy a uvolněných částí starého betonu • Zdrsnění povrchu otryskáním (broky) • Zabudování trnů pomocí HIT RE-500 injetážní malty podle instrukcí projektanta • Kontrola drsnosti povrchu a zkouška povrchové pevnosti betonu v tahu, pokud jsou potřeba, a zkouška únosnosti trnů na vytažení • Umístění výztuže a nové betonové vrstvy Monolitické chování konstrukce Spolehlivý a ověřitelný přenos smyku Odpovídající tuhost styku Malá hloubka zapuštění kotev

ü ü ü ü

Zesilování základů průmyslových budov • Odhalení základu • Zabudování trnů za použití HIT RE-500 podle upřesnění v projektu (hladký povrch) • Umístění výztuže a nové betonové vrstvy ü ü ü ü ü

Cross-section

Shear connector Plan view

6

Nižší pracnost Monolitické chování konstrukce Menší hloubka zapuštění kotev Spolehlivý přenos smyku Tvárné spojení

Opravy a zesilování pilířů • Zdrsnění povrchu betonu • Zabudování trnů za použití HIT RE-500 podle upřesnění v projektu (hladký povrch) • Umístění výztuže a nové betonové vrstvy ü ü ü ü

Monolitické chování konstrukce Spolehlivý přenos smyku Tuhé spojení Menší hloubka zapuštění kotev

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

2 Hilti HCC-B a Hilti HIT-RE 500 2.1

Poznámky o použití a materiálu

Podmínky použití:

• • • • • •

Materiál:

Spřahovací trny HCC-B: Lepicí malta:

Pro spoje beton–beton u staticky neurčitých konstrukcí Základní materiál (stávající beton) ≥ C 20/25, nabetonávka ≥ C 20/25 Okamžitě možné krátkodobě zatížit (100 kg) Upravitelná hloubka usazení Použitelné jako podpora vyztužení Kotvení v základním materiálu s velmi malými rozštěpnými silami

Vytlačovací přístroje:

Kujná litina EN-GJMB-550-4 Hilti HIT-RE 500: Balení (foliový obal) 330 ml a 1400 ml HIT-MD 2000, HIT-BD 2000, HIT-P3500 F, HIT-P 8000 D

Doporučený vrtný systém:

Univerzální kombinované kladivo TE 35 C s vrtáky TE-TX 16/23 Kombinované kladivo TE 56, TE 56-ATC, TE 76 P, TE 76 P-ATC s vrtáky TE-YX 16/23

Nástroje pro osazování:

Nástroje pro osazování:

Detaily uložení: Délka prvku HCC-B l d0 h h0 hn

Průměr korunky vrtáku Hloubka díry Jmenovitá hloubka zapuštění do stávajícího betonu Jmenovitá kotevní délka v nabetonávce

Mechanické vlastnosti kotvy: As Plocha jádra fuk Charakteristická mez pevnosti fyk Charakteristická mez kluzu

7

TE-Y: HCC M14 TE-C HSD-M M12

180

[mm] [mm] [mm]

16 90 ≤ h ≤ 125

[mm]

90 ≤ h0 ≤ 125

[mm]

90 ≥ hn ≥ 55

2

[mm ] 2 [N/mm ] 2 [N/mm ]

83 550 400

Status 01.05.2006

HIT-RE 500 foliový obal, směšovač

Concrete

Limited spacing and edge distance

Dynamic



B 2.5 EC-2 ; 1992

Základní zatěžovací hodnoty pro Hilti HCC-B NRd,s: Únosnost oceli v tahu NRd,s

[kN]

NRd,s = As x fyk / γms with γms = 1.2

27.7

NRd,c: Únosnost v porušení vytržením kužele betonu Chemické kotvy použity v souladu s technologickým postupem, do děr vyvrtaných kombinovaným kladivem a vyčištěných NRd,c = N0Rd,c x fB,N for s ≥ scrit and c ≥ ccrit Pro s < scrit , nebo c < ccrit , návrhová hodnota musí být zmenšena dle CC metody Poznámka: Požadovaná kotevní síla v chemických kotvách HCC-B je: Nd ≥ κ x As x fyk / γms = 0.4 x 27.7 = 11.1 kN N0Rd,c = N0Rk,c / γmc , kde γmc = 1.5

Základní materiál: beton C 20/25

fB,N: Vliv pevnost betonu

Jmenovitá hloubka zapuštění [mm] h0 N0Rd,c HIT-RE 500 [kN]

90

100

110

120

125

22.9

25.5

28.0

30.6

31.8

scrit

[mm]

180

200

220

240

250

Pevnostní třída

Základní materiál

Nabeton. vrstva

ccrit

[mm]

90

100

110

120

125

C 20/25

1.00

1.00

C 25/30 C 30/37

1.03 1.06

1.10 1.22

N0Rd,c = N0Rk,c / γmc , kde γmc = 1.5

Nabetonovaná vrstva: concrete C 20/25 Jmenovitá délka kotvení v nabetonávce hn N0Rd,c scrit ccrit

[kN] [mm] [mm]

90

80

70

60

55

C 35/45

1.10

1.34

20.9 270 135

17.3 240 120

14.0 210 105

10.9 180 90

9.4 165 83

C 40/50 C 45/55 C 50/60

1.13 1.15 1.18

1.41 1.48 1.55

Spřahovací trny jsou dostatečně kotveny ve stávajícím betonu i v nabetonávce. cn tnew hn

Nabetonávka

d1 Stávající betonová vrstva

l

co

ho told

d0

d0 d1 hn cn tnew told ho

l

co

Obr. 3. Detail uložení spřahovacího trnu HCC-B

8

Status 01.05.2006

Průměr korunky vrtáku Plocha jádra spřahovacího trnu Jmenovitá dékla kotvení v nabetonávce Krycí vrstva nad hlavou spř. trnu Tloušťka nabetonované vrstvy Tloušťka stávající betonové vrstvy Jmenovitá hloubka ukotvení ve stávajícím betonu Krycí vrstva otvoru vyvrtané do stávajícího betonu co ≥ 2 d0 and/or ≥ 30 mm Délka spřahovacího trnu l = hn + ho = 180 mm



B 2.5 EC-2 ; 1992

cn

∅8

tnew

l

Nabetonávka

∅8

hn,min

hn,max

h0,max hmax d0

Stávající betonová vrstva

cs

l

h0,min

hmin

ss

Obr. 4. Konstrukční detail Detaily osazení: Délka spřahovacího trnu l d0 Plocha jádra spřahovacího trnu ds Přípustná konstrukční šířka h Hloubka otvoru h0 Jmenovitá hloubka zapuštění hn Jmenovitá kotevní délka v nabetonávce tnew Tloušťka nabetonávky cn Krycí vrstva nad hlavou trnu co Krycí vrstva dna otvoru ve stáv. betonu cs Vzdálenost trnu od kraje ss Vdálenosti trnů

Minimum [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm]

Maximum 180 16

16.2 90 90 55

16.5 130 125 90

dle EC-2 ≥ 2 d0 a/nebo ≥ 30 mm viz Tabulka 9 viz Tabulka 9

Tabulka 1: Označení a detail uložení

20 tnew

Ø8

cn

cn tnew

hn

Výztuž uložená na vložený prut ø 8 mm

hn

Výztuž uložená na trn HCC-B

Obr. 5. Konstrukční detaily

9

5

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

2.2

Objem injektáže Vm

Odahdovaný objem injektovaného lepidla Vm je uveden v Taulka 2. Je nutné počítat s neočekávanou hloubkou vyvrtaného otvoru, výdutěmi v betonu a rezervou na ztrátu materiálu. Proto vzorec pro výpočet odhadovaného objemu potřebného pro injektáž obsahuje součinitel 1,2 pro navýšení 20% oproti jmenovité hodnotě objemu injektáže. Doporučení: Pro odhad ceny připočtěte dalších 15% Návrhové hodnoty: ∅ = 14 mm Jmenovitý průměr prvku HCC-B 2 A = 115 mm Průměrná plocha prvku HCC-B d0 = 16 mm Průměr korunky vrtáku h Hloubka otvoru podle projektové dokumentace h0 Jmenovitá hloubka uložení spřahovacího trnu dle proj. dokumentace hn Jmenovitá kotevní délka v nabetonávce

hn

h

Jmenovitý objem injektáže se spočítá následovně:

 1  1  Vm, n =   πd 02 − A h 0 + πd 02 (h − h 0 ) 1000 [ml] 4   4 

Jenovitá hloubka uložení h0 [mm]

Rovnice 1

90

95

100

105

110

115

120

125

Jmenovitá kotevní délka hn [mm]

90

85

80

75

70

65

60

55

Hloubka otvoru h [mm] 90 95 100 105 110 115 120 125 130

Vm [ml]

Vm [ml]

Vm [ml]

Vm [ml]

Vm [ml]

Vm [ml]

Vm [ml]

Vm [ml]

9 11

10

12

11

10

13

12

12

11

14

13

13

12

11

15

15

14

13

13

12

17

16

15

14

14

13

12

18

17

16

16

15

14

14

13

19

18

18

17

16

15

15

14

Taulka 2: Odhadovaný objem injektáže Hilti HIT-RE 500

10

Status 01.05.2006

h0 1



B 2.5 EC-2 ; 1992

2.3 2.3.1

Čištění vyvrtaného otvoru a injektáž lepidla Čištění vyvrtaného otvoru (kroky 2 – 4)

Nedokonalé vyčištění vyvrtaného otvoru může záporně ovlivnit únosnost spřahovacích trnů. Otvory musí být vyfoukány pomocí vzduchové trysky HIT-D 12 (alespoň dvakrát), důkladným vymetením kulatým kartáčem HIT-RB12/16 (alespoň dvakrát) a znovu profounkutím vzduchovou tryskou HIT-D 12 (opět alespoň dvakrát). Před čištěním otvoru musí být jakákoliv případná voda z otvoru dokonale odstraněna. Profoukněte vyvrtaný otvor (dvakrát) pomocí vzduchové trysky. Začněte od dna otvoru (stlačený vzduch ≥ 6 bar, bez přítomnosti oleje).

2x

Bezpečnostní opatření: nevystavujte nechráněné části těla oblaku prachu a zbytků po vrtání. 2x

Vymeťte otvor kulatým kartáčem HIT-RB 12/16 a nástavcem HIT-RBS. Použijte pomalou příklepovou vrtačku, bežnou vrtačku, nebo elektrický šroubovák. Pokud při zasunování nebude kartáč klást odpor, vyměnte jej za nový.

2x

Profoukněte (dvakrát) pomocí vzduchové trysky, začněte od dna otvoru. (stlačený vzduch ≥ 6 bar, bez přítomnosti oleje). Spřahovací trn

Hilti HCC-B

Průměr vrtáku do

16 mm

Vdzchová tryska

HIT-D

HIT-D 12

Nastavovací trubička

HIT-VL

HIT-VL 10/1.15

Kulatý kartáč

HIT-RB

HIT-RB 12/16

Nástavec kartáče

HIT-RBS

HIT-RBS 10/0.35 nebo HIT-RBS 10/0.7 (možné zkombinovat)

Tabulka 3: Nástroje pro čištění vyvrtaného otvoru 2.3.2

Umístění prvku / injektáž lepidla (krok 5 – 9) Spřahovací trn HCC-B je umístěn v požadované výšce v předem vyvrtaném a vyčištěném otvoru za pomoci umísťovacích prostředků a vrtacím kladivem. Minimální hloubka uložení musí odpovídat hodnotě stanovené výpočtem v projektu. Spřahovací trn může v tu dobu být krátkodobě zatížen až 100 kg, například při podporování vrchní výztuže. Po umístění a srovnání spřahovacího trnu se zaplní otvor lepicí maltou Hilti HIT-RE 500 injektážním kanálkem ve spřahovacím trnu. Injektáž končí, když malta vyteče u ústí otvoru. Jakmile vyprší doba zrání Tcure, spřahovací trn HCC-B As může být plně zatížen.

11

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

2.3.3

Doba zpracování a zrání lepicí malty Hilti HIT-RE 500

Teplota základního materiálu 5°C 41°F 10°C 50°F 15°C 60°F 20°C 70°F 30°C 85°F 40°C 104°F

Doba zgelování twork / tgel 150 min 120 min 70 min 30 min 20 min 12 min

Doba zrání tcure 35 h 24 h 16 h 12 h 8h 4h

Pozn.: • Všechny uvedené časy jsou měřeny od chvíle smíchání složek lepidla • Po uplynutí doby tcure může být trn zatížen dle návrhu • Pokud je teplota původního betonu nižší, než 5°C, kontaktujte prosím odborného pracovníka firmy Hilti • Stanovená teplota pro uskladnění foliových obalů (mezi +5°C a +25°C) a doba expirace by měla být respektována

Tabulka 4: Doba zgelování (twork / tgel) a doba zrání (tcure) pro Hilti HIT-RE 500 2.3.4

Poznámka k bezpečnosti pro Hilti HIT-RE 500

Bezpečnostní pokyny

Obsahuje epoxidové pryskyřice. Pročtěte informace dodané výrobcem. obsahuje: m-xylenediamine Alkylglycidylether C žíravina

Škodí životnímu prostředí

Při práci používejte ochrané brýle a rukavice.

Označení rizik: R34 Způsobuje popáleniny. R41 Způsobuje vážné poškození očí. R20/21 Škodlivý při nadýchání a pozření. R43 Může vyvolat podráždění při styku s pokožkou R51/53 Škodlivý pro vodní organismy, múže vyvolat dlouhodobé nepříznivé účinky pro vodní prostředí. Označení bezpečnostních pokynů: S1/2 Držte z dosahu dětí. S23 Nedýchejte výpary. S24/25 Vyvarujte se styku s kůží a očima. S26 Při zasažení očí ihned důkladně vypláchněte čistou vodou a vyhledejte lékařskou pomoc. S28 Při styku s kůží ihned opláchněte proudem vody a omyjte mýdlem. S36/37/39 Používejte vhodný ochranný oděv, ochranné rukavice a ochranné brýle či obličejový štít. S61 Zabraňte kontaminaci prostředí. Řiďte se zvláštními instrukcemi a bezpečnostními pokyny. Doba expirace: Umístění:

Měsíc / rok Datum na směšovací části obalu.

Pokyny pro transport a uskladnění: • Uchovejte v suchém, tmavém a chladném místě při teplotách od +5°C do +25°C. Nakládání s odpady : Likvidace odpadu musí proběhnout podle národních, státních a místních vyhlášek o životním prostředí. Použité / prázdné foliové obaly: • Částečně vypotřebované a přebytečné obaly / náplně: kód odpadu (EAK) 20 01 12 Výrobce: 12

Hilti GmbH, Hiltistrasse 6; D-86916 Kaufering; Made in Germany Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

3 Návrh styčné plochy 3.1

Základní předpoklady

Konstrukce vyrobené z armovaného, nebo předpjatého betonu, které mají mocnost alespoň 40 mm (EC 2 [2], Část 2.5.3.5.8 (109)), nebo alespoň 60 mm v případě mostních konstrukcí, mohou být navrženy jako monolitické, pokud smykové síly na rozhraní původního a nového betonu jsou omezeny v souvislosti s následujícími pravidly. Minimální dotevní délka prvků HCC-B v nabetonované vrstvě je 55 mm. Minimální tloušťka nabetonávky je dána součtem min. kotevní délky a krycí vrstvy. Obvykla je tloušťka nové vrstvy 80 – 120 mm pro mostní konstrukce a 60 – 80 pro budovy.

3.2

Mezní stav únosnosti pro přenos smyku na stykové ploše

3.2.1 Princip a sestavení analytického modelu Síly na rozhraní původního a nového betonu jsou stanoveny z vnějšího zatížení, které působí na danou konstrukci. Při návrhu této styčné plochy musí být uvažováno, že se bude chovat jako nespřažená. Spřahovací trny, které styčnou plochou prochází, musí být umístěny takovým způsobem, aby smykové síly (tok smykových sil) byly přenášeny v navržené míře.

Obr. 6: Příspěvek různých složek zatížení Výsledkem rozdělení styčné spáry jsou trny namáhány tažnými silamy a součastně ohybovým momentem, jejichž velikosti závisí na drsnosti ploch na rozhraní. Pokud jsou plochy zdrsněny, může se uplatnit hmoždinkový efekt a dodatečná přilnavost.

13

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

3.2.2

Návrhová únosnost spáry ve smyku, vRd

Přenos smykových sil na rozhraní nového a původního betonu je určováno drsností a jakostí povrchu stykových ploch, stejně jako příčné výztuže kolmé ke stykové ploše. Obvykle platí Rovnice 2:

v Rd ≥ v Ed

Rovnice 2

kde: vRd je návrhová únosnost ve smyku na metr (tok smykových sil) v [kN/m] na rozhraní podle Rovnice 3 (viz Diagram 1 a Diagram 2). vEd je návrhová hodnota toku smykových sil, které působí ve styku v [kN/m] 3.2.3 Návrhová smyková únosnost ve spoji, vRd Rovnice 3 se používá pro výpočet návrhové smykové únosnosti ve styku, vRd [8]. Při výpočtu je dán horní limit návrhovou únosností betonových podpor.

{

}

vRd = kT ⋅ τRd +µ⋅ (ρ⋅ κ⋅ fyd + σn ) + α⋅ ρ⋅ fyd ⋅ fcd ⋅ bj ≤ soudržnost kde: τRd kT µ κ α β ν ρ = As / bj lj σn ≤ 0.6 fcd fyd fcd

vytažení

β⋅ ν⋅ fcd ⋅ bj

hmoždinkový efekt

Rovnice 3

betonová podpora

základní smyková pevnost betonu dle [1], Část 4.3.2.3 (menší z hodnot pro původní a nový beton). Také viz Tabulka 6 součinitel soudržnosti viz Tabulka 5 součinitel tření viz Tabulka 5 součinitel pro účinnou tahovou sílu v trnu dle Tabulka 5 součinitel pro hmoždinkový efekt dle Tabulka 5 součinitel účinné pevnosti betonu viz Tabulka 5 součinitel účinnosti [1], vzorec (4.20). Také viz Tabulka 6 stupeň vyztužení odpovídající ploše trnů a ploše spáry normálové tlakové napětí od vnějšího zatížení ve směru normály ke styčné spáře (příznivvý tlak) návrhová hodnota meze kluzu spřahovacích trnů HCC-B návrhová hodnota pevnosti betonu v tlaku (menší z hodnot pro původní a nový beton)

Úprava povrchu betonu

Střední hodnota

Součinitelé

µ

hrubosti Rt [mm]

kT

κ

α

β

fck≥20

fck≥35

High-pressure water jets / scoring

>3

2.3

0.4

1.1

0.4

0.8* )

1.0*)

Sand-blasting / chipping hammer

> 0.5

0

0.4

1.3

0.3

Tabulka 5: Hodnoty proměnných z Rovnice 3 Třída pevnosti betonu

*) Mezilehlé hodnoty mohou být lineárně interpolovány

C20/25

C25/30

C30/37

C35/45

C40/50

C45/55

C50/60

fck

[N/mm2]

20

25

30

35

40

45

50

fcd

[N/mm2]

13.3

16.7

20.0

23.3

26.7

30.0

33.3

0.60

0.58

0.55

0.53

0.50

0.50

0.50

0.24

0.26

0.28

0.30

0.31

0.32

0.33

ν τRd

[N/mm2]

Tabulka 6: τRd a ν (dle [1]; Tabulka 4.8)

14

0.7

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

Diagram 1: pro povrchy zdrsněné vodní tryskou nebo drážkované (střední drsnost Rt > 3 mm, tj. maxima > cca. 6 mm) 1'800

Povrchy zdrsněné drážkami nebo vodní tryskou (fyd = 333 N/mm2)

1'700 1'600 1'500

vRd [kN/m]

1'400 [B2.5], Rov. 8, 9 spřažení

1'300 1'200 1'100

C 50/60 C 45/55 C 40/50 C 35/45 C 30/37 C 25/30 C 20/25

1'000 900 800

[B2.5], Rov. 3

700 Minimální vyztužení [B2.5], Část 3.6.2

600

Stupeň vyztužení ρ [%] [%] Reinforcement ratio ρ

0.40

0.36

0.32

0.28

0.24

0.20

0.16

0.12

0.08

0.04

0.00

500

HCC-B fyk = 400 N/mm 2

Diagram 2: pro opískované povrchy (střední drsnost Rt > 0.5 mm, tj. maxima > cca 1.0 mm výšky) 950 2

Opískované povrchy (fyd = 333 N/mm )

900 850 800 750 vRd [kN/m]

700 650 600 550

C 50/60 C 45/55 C 40/50 C 35/45 C 30/37 C 25/30 C 20/25

500 450

[B2.5], Rov. 8, 9 spřažení

400 350

[B2.5], Rov. 3)

300 250

Minimální vyztužení [B2.5], Sekce 3.6.2

0,40

0,36

0,32

0,28

HCC-B fyk = 400 N/mm 2

Bewehrungsgehalt Stupeň vyztužení ρ [%] 15

0,24

0,20

0,16

0,12

0,08

0,04

0,00

200

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

3.3

Návrhová smyková síla účinkující podélně, vEd

Obvykle je návrhová smyková síla vEd vypočtena z ohybové únosnosti průřezu (smykové porušení prvku by nemělo být řídicí faktor). Návrhová smyková síla může být rovněž vypočtena ze změny tlakové a/nebo tahové (smykové zatížení vEd) síly v nabetonované vrstvě. 3.3.1 Smyková síla přenesená v krajních částech nabetonávky V okrajové části nově nabetonované vrstvy musí být při návrhu uvažována minimální tahová síla Fcr. Hlavní pozornost zde musí být věnována momentu od Fcr:

Fcr = t new ⋅ b ⋅ k ⋅ f ct,eff

Rovnice 4

Fcr tahová síla účinkující v nabetonované vrstvě v době, kdy lze očekávat první trhliny, dle [1], Část 4.4.2.2 k součinitel zohledňující nerovnoměrné zatížení, k = 0.8 pro tnew ≤ 30 cm fct,eff tahová pevnost nabetonované vrstvy, které bude dosaženo v době očekávaných trhlin dle [1], Část 4.4.2.2 (pro obecné případy; fct,eff = 3 N/mm2) Následující hodnoty mohou být použity bez dalších ověření:

nabetonávka

původní beton

Ved = Fcr

N ed =

Ved ; 6

Rovnice 5

c ≤ 1.5 ⋅ t new

Rovnice 6

Ved smyková síla ve styčné spáře odvozená od Fcr Ned tahová síla odvozená z momentu od Fcr Ved může být rovnoměrně rozložena v délce le: a) le = 3 tnew pro drsný povrch spáry b) le = 6 tnew pro opískovanou spáru

v ed =

16

Ved le

Rovnice 7

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

3.3.2 Středové části bez spřahovacích trnů Kde jsou malá smyková napětí, není potřeba používat spřahovací trny ve středových částech (oblastech) nabetonávky, pokud je zatížení převážně statického charakteru a pokud jsou trny rozmístěny v krajových částech podle odstavce 3.3.1. a)

S povrchy ošetřenými vysokotlakými vodnímy tryskami a vrubováním:

(

)

v Rd ,ct ≤ (k T τ Rd + µ ⋅ σ n ) ⋅ b j = 0.09 ⋅ k c ⋅ f ck1 / 3 + µ ⋅ σ n ⋅ b j

Rovnice 8

Pro převážně nestatické zatížení v mostních konstrukcích je doporučeno, aby i v částech, kde nejsou pro statické účely vyžadovány spřahovací trny, byly tyto trny navrženy v dostatečném počtu.

b)

S čistými, opískovanýmí povrchy, při splnění předpokladu, že nepůsobí v konstrukci žádné tahové napětí vyvolané vnějšími silami ve směru normály ke stykové spáře (předpokládáno, že se nevyskytují žádné trhliny):

(

)

v Rd ,ct ≤ (τ Rd + µ ⋅ σ n ) ⋅ b j = 0.09 ⋅ k c ⋅ f ck1 / 3 + µ ⋅ σ n ⋅ b j kde: kT kc

Rovnice 9

je součinitel soudržnosti, viz Tabulka 5 je součinitel celkového spolupůsobení dle Tabulka 7

Úprava povrchu betonu

Stření drsnost

Součinitel

Rt [mm]

kc

fck ≥ 20 N/mm²

fck ≥ 35 N/mm²

Vysokotlaká vodní tryska / vrubování

> 3.0

2.3

0.8 1)

1.01)

Opískování / ošetření osekávacím kladivem

> 0.5

1.02)

1) 2)

µ

0.7

Mezilehlé hodnoty je možné interpolovat V případech, kdy se ve spoji vyskytne tah vlivem vnější tahové síly ve směru normály spáry,uvažuje se kc = 0 pro opískované povrchy

Tabulka 7: Součinitelé celkového spolupůsobení 3.3.3

Přenos nadměrného zatížení

Pro nadměrné zatížení je třeba návrh; to znamená, že lokální břemeno musí být přeneseno alespoň 3 spřahovacími trny.

3.4

Odolnost proti únavě materiálu

3.4.1 Obecně (1) Je-li spoj vystaven podstatným změnám napětí, tj. nejedná se o převážně statické síly, musí být navržen na související únavu materiálu. (2) Styky vystavené riziku únavy materiálu musí být zdrsněné. 3.4.2 Odolnost (1) Pro převážně nestatické zatížení ( ≥ 2 106 zatěžovacích cyklů), je únosnost stanovena na 50% statické únosnosti. Na základě EC2, Části 1 [1] a Části 2 [3], lze použít Diagram 3 pro interpolaci mezi touto hodnotou a pevností pro porušení statickým zatížením. (2) Pro spřažené spoje můžeme předpokládat dosažení síly postačující pro porušení, pokud budou splněny předpoklady dle Rovnice 10 a Rovnice 11, jak je graficky ukázáno na Diagram 3. v

Ed , min ≥ 0: - Here: v Ed , max

17

v Ed , max v Rd

≤ 0.5 + 0.45 ⋅

v Ed , min v Rd

≤ 0 .9

Status 01.05.2006

Rovnice 10



B 2.5 EC-2 ; 1992

v Ed , min

a

v Ed , max

≤ 0:

vEd,max / vRd

v Ed , max v Rd

≤ 0 .5 −

v Ed , min

Rovnice 11

v Rd

0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0

-0.6

-0.4

-0.2

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

vEd,min / vRd

1.0

Zde, vEd,max je návhrhová hodnota maximálního toku smykových sil při častých změnách zatěžovacích kombinací vEd,min je návrhová hodnota minimálního toku smykových sil při častých změnách zatěžovacích kombinací v oblasti, kde se vyskytuje vEd,max vRd je návrhová únosnost ve smyku podle Rovnice 3, Rovnice 8 a Rovnice 9

Diagram 3: Weyrauchův diagram pro dynamické zatížení spřaženého spoje pro povrchy upravené vodním vysokotlakým proudem nebo vrubované. 3.5

Mezní stav použitelnosti

Jako odhad lze pro běžné případy, kdy je možné určit dodatečné přetvoření zesilovaného ohýbaného prvku pomocí monolitického průřezu a pak zvětšit dle následující rovnice:

w eff = γ ⋅ w calc weff wcalc γ s

Rovnice 12

je dodatečné přetvoření spočtené pro vyztuženy průřez za předpokladu pružného chování spřahovacích trnů je dodatečno přetvoření spočtené pro vyztužený průřez za předpokladu dokonalého spřažení je součinitel viz Tabulka 8 je dislokace spřahovacích trnů pod středním stálým zatížením, Fp ≈ 0.5 Fuk

Rozmístění dle Tabulka 8 může býto použito pro přesnější výpočty. Úprava povrchu

Střední drsnost R t [mm]

γ

s [mm]

Vysokotlaká vodní tryska / vrubování

> 3.0

1.0

≈ 0.005 ∅

Opískování / ošetření osekávacím kladivem

> 0.5

1.1

≈ 0.015 ∅

Tabulka 8: Součinitele pro výpočet přetvoření 3.6

∅=

průměr spřahovacích trnů

Dodatečná pravidla a detaily návrhu

3.6.1 Smíšená úprava povrchu Povrchová úprava použitá pro různé části stavební konstrukce se může lišit pouze pokud se vezme v úvahu nesourodá tuhost ve styku (viz také Tabulka 8, dislokace trnů s). Je třeba zaznamenat, že spoj bez prasklin, tj. plné spřažení, se předpokládá ve stycích s malými smykovými silami, které nepotřebují trny ve střední části, dle odstavce 3.3.2.

18

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

3.6.2 Minimální množství výztuže ve styku Pokud spřahovací trny nemohou být vynechány, jak je popsáno v odstavci 3.3.2., musí být dodrženo minimální vyztužení ve styku dle následujících pravidel: (1) Desky a jiné konstrukční prvky, které nepotřebují žádnou smykovou výztuž: a) pro drsný povrch spáry (čištění vysokotlakým vodním proudem/vrubovámí): ρ ≥ 0.08% (10 spřahovacích trnů na m2) b) pro opískované povrchy: ρ ≥ 0.12% (15 spřahovacích trnů na m2) (2) Nosníky a další konstrukční prvky, které vyžadují smykovou výztuž dle [1], Část 5.4.2.2. 3.6.3 Rozmístění spřahovacích trnů (1) Trny musí být umístěny ve směru nosného působení stavebního dílce, současně musí respektovat rozložení působící smykové síly tak, že v místě spáry bude omezena tak aby nedošlo k porušení spřažení. (2) Pokud je nabetonávka na tažené straně nosného dílce, musí být trny rozmístěny souhlasně s mezerami v síti podélné výztuže s nulovou tolerancí odchylky z kotevní délky. (3) Vzdálenosti trnů ve směru nosného působení nesmí být větší, než 6-ti násobek tloušťky nabetonované vrstvy, nebo 800 mm. 3.6.4 Kotvení spřahovacích trnů v původním a novém betonu (1) Trny musí být uloženy odpovídajícím způsobem do původního betonu i v nově nabetonované vrstvě. Tahová síla, kterou musí ukotvení přenést, NEd, může být spočtena následovně:

N Ed ≥ κ ⋅ A s ⋅ f yd κ

Rovnice 13

je součinitel dle Tabulka 5.

(2) V případě, že jsou dodrženy hodnoty uložení a zabetonování z kapitoly 2, bude zajištěna dostatečná únosnost ukotvení. (3) Trhliny v betonu snižují únosnot použitých trnů v tahu. V takových případech musí být kotevní délka zvětšena (např. u čistě tažené výztuže, nebo při ohybové výztuži, při velkém příčném zatížení v místech podpor, či lokálních zatížení). 3.6.5

Minimální vzdálenosti v původním a novém betonu scr,N Vylomený kužel betonu

Nový

33,7°

scr,N

0,5 scr,N 0,5 scr,N

A0c,N

Původní beton

Obr. 7: Plocha lomu v betonu

Nový beton Původní beton

Vzdálenosti mez trny s cr,N

Vzdálenost od kraje c cr,N

3.0 · hn

1.5 · hn

3.0 · ho

1.5 · ho

2.0 · ho

1.0 · ho

Tabulka 9: Minimální vzdálenosti trnů pro původní beton i nabetonávku 19

Status 01.05.2006

45°

hef ho

33,7°



B 2.5 EC-2 ; 1992

3.6.6 Minimální vyztužení nabetonované vrstvy Pro stanovení minimálního množství výztuže v nebetonované vrstvě musí být použit postup v [1]. Nosníky: [1] Část 5.4.2.1.1 a 5.4.2.4, Desky: [1] Část 5.4.3.2.1 3.6.7

Doporučení pro ukládání nového betonu

Předběžné ošetření: Dopručuje se provést základní nátěr hutnou cementovou maltou. Ještě před aplikací základního nátěru by měl být původní beton zvlhčen v předstihu 24 hodin, a pak v odpovídajících intervalech. Před provdením nátěru by měl povrch betonu být dostatečně oschlý, tak aby měl pouze matný, zavlhlý vzled. Malta pro základní nátěr by měla být umíchána z vody a ze dvou váhově shodných složek portlandského cemetu a písku frakce 0/2 mm. Tato směs se nanese na připravený povrch betonové konstrukce a zakartáčuje. Betonáž: Betonová směs pro nabetonávku by měla být taková, aby zajistila dostatečně malé smrštění (vodní součinitel W/C ≤ 0.40). Betonáž musí být provedena na ještě čerstvý základní nátěr, tj. vlhké na vlhké Ošetřování betonu: Je třeba aby následovala důkladná péče o nově nabetonovanou vrstvu, kvůli zajištění požadované trvanlivosti betonu. Ihned po uložení směsi, musí být nabetonávka chráněna před vyschnutím a přílišným ochlazením a to po dostatečně dlouhou dobu (alespoň 5 dnů). 3.6.8 Doporučení pro ošetření povrchu Drsnost spáry má rozhodující vliv na velikost smykové síly, kterou spoj přenese. Pro účely návrhu je nejdůležitější vlastností povrchu stření hodnota drsnosti, Rt, měřena pískovou metodou [9]. Je nutné pamatovat na to, že Rt je střední hodnota a proto výškový rozdíl mezi místy povrchu bývá kolem 2 Rt. Doporučuje se stanovit střední drsnost, Rt, při stanovování způsobu ošetření povrchu. Před výběrem způsobu ošetřování betonu musí být připraven vzorek povrchu a na něm ověřena drsnost pomocí pískové metody.

20

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

4 Exbar Overlay – program pro navrhování 4.1

Úvod

Exbar Overlay je program pro návrh spřažení ve spoji mezi původní betonovou vrstvou a nabetonovanou vrstvou. Dimenzování probíhá v souladu s Technologickým manuálem B 2.5. Z praktických důvodů je návrh proveden ve dvou hlavních krocích. V prvním kroku je spočtena spřahovací výztuž pro existující smykový tok, nebo dané zatížení. Pro ten účel je řešena Rovnice 3 pro ρ jako funkci maximálního smykového toku, jak je stanoveno Rovnice 14:

ρ (v max ) =

max(ved ; v Ed ) − 0.09 ⋅ k c ⋅ f ck1 / 3 + µ ⋅ σ Nd bj µ ⋅κ ⋅

f yk γs

+αs ⋅

f yk ⋅ α 1 ⋅ f ck

[−]

Rovnice 14

γ s ⋅γ c

Ve druhém kroku je prověřeno, budou-li spřahovací trny schopné přenést tahové síly, které vzniknou v původní i nově nabetonované vrstvě betonu kvůli drsnosti povrchů spáry. Tahové síly, kterým musí kotvení odolat, program počítá dle následujícího vzorce:

N Ed = b j ⋅ l e ⋅ ρ(ν Ed ) ⋅ κ ⋅

f yk

Rovnice 15

γs

V připadech, které budou řešeny programem bude zajištěno dostatečné přenesení tahových sil, jak je ukázáno v Tabulce 10.

Posouzení prováděná programem Exbar Overlay Posouzení nabetonávky Fcd

Vylomení betonu

Roztrhnutí nabetonávky

Porušení tlakových diagonál

Posouzení stávajícího betonu

Vytažení trnu z pův. betonu

Vylomení bloku z původního betonu

Roztrhnutí původního betonu

Tabulka 10: Ověření přenosu tahových sil Podrobné vysvětlení těchto ověření lze nalézt v samotném programu pro dimenzování Exbar Overlay.

21

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

4.2

Proces dimenzování

Při otevření dimenzačního programu se nalevo objeví spouštěcí stránka (

Nastavení proměnných

Zadání zatížení Solution solver

Obr. 8). Nastavení proměnných potřebných pro výpočet se provede v horní části.

Dalším krokem je zadání smykového toku pro krajní oblast (zelená) a až pro 4 další oblasti (žlutá). Program pak okamžitě zobrazí navrhovaná řešení, které mohou v případě potřeby být upravena prostřednictvím „osobního“ nastavení. Z těchto řešení bude vybráno po jednom z oddílu pro krajní oblast a všech 4 dalších oblastí. Tyto výsledky pak budou dále ověřeny.

Choice Ověření pro okrajové části je zobrazeno při posunutí dolů. Ještě níže jsou k nahlédnutí ověření pro všechny další řešené oblasti.

Obr. 8: Spouštěcí stránka programu Exbar Overlay Při spuštění povelu „Grafika“ se zobrazí řešení v grafické formě. V kapitole 5 je uveden příklad, deska o dvou polích, na kterém je předvedeno, jak lze použít program pro snadné a rychlé dimenzování. Obr. 9: Grafické zobrazení řešení v probramu Exbar Overlay.

Grafika 22

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

5 Příklady 5.1

Deska o dvou polích

Následující příklad ukáže, jak může být spřažení spoje nadimenzováno pomocí programu Exbar Overlay. Program dovoluje upravování parametrů a umožňuje tak velmi rychlé určení jejich vlivu na problém. Exbar Overlay umožňuje nohem rychlejší optimalizaci projektu. V následujícím příkladu je ukázán případ, kdy se mění kalita povrchu betonu. Ukazuje důležitost stanovení drsnosti povrchu ve spáře. Deska o dvou polích je nejdříve uvažována jako otryskaná vysokotlakým proudem vody, a pak opískovaná. Výsledek výpočtu bude zobrazen graficky na konci příkladu. 5.1.1

Nastavení hodnot

Beton:

Nabetonávka Původní beton

Výztuž:

Plocha: Podpora:

Zatížení:

100 mm 200 mm

AS,e+ = 1005 mm² / m d = 255 mm AS,n+ pouze konstrukční AS,e- = 1435 mm² / m d = 255 mm AS,n- = unknown

AS,n+

AS,n-

Nabetonávka

Původní beton

qd = 35.5 kN / m

Detaily uložení trnu: (HCC-B)

cn = 45 mm hn = 55 mm h0 = 125 mm l = 180 mm Poznámka: Popis hodnot uložení trnů je na Obr. 3.

AS,e+

Nový h

d

Původní beton

MEd Nd VEd

Obr. 10: Průřez deskou

23

C 25/30 C 20/25

Status 01.05.2006

AS,e-



B 2.5 EC-2 ; 1992

Statický model: B

A

qd = 35.5 kN / m

6000

C

6000

79.9 kN

266.3 kN

79.9 kN

Obr. 11: Statický model Průběh sil 133.1 kN

-

-

+

+

79.9 kN X0 = 2251

X1 = 3749

Obr. 12: Průběh posouvající síly, VEd

159.6 kNm

+

+

89.9 kNm

89.9 kNm

Obr. 13: Průběh ohybového momentu, MEd 5.1.2

Měrná posouvající síla vEd od vnějšího zatížení (VEd) ve styčné spáře pro úsek 1 (A – B)

Podpora A •

v Ed =

Fcd, j VEd ⋅ Fcd z

Při určování vEd se používá posouvající zatížení roznesené na délku ramene vnitřních sil, VEd / z. To je zmenšeno zlomkem Fcd,j / Fcd. Zde, Fcd = MEd / z, je celková podélná síla způsobená ohybem. Podélná síla použitá v nabetonované vrstvě, Fcd,j , je část síly Fcd, která leží nad styčnou spárou. Ta může dosáhnout maximálně hodnoty rovné Fcd. V podstatě lze uvažovat dva případy. V prvním, kde neutrálná osa leží nad styčnou sparou a v druhém leží pod ní. To je rozhodující pro to, jestli bude tlaková zóna ležet zcela v nabetonávce, nebo ne. Tyto dva příklady jsou zobrazeny na Obr. 14.

24

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

Fcd,j

Fcd

Fcd

v Ed =

 kN   m 

Fcd , j VEd ⋅ Fcd z

v Ed =

VEd  kN  z  m 

Obr. 14: Poloha neutrálné osy vzhledem k tlačené oblasti v nabetonávce . Kde: z VEd Fcd,j Fcd

Fcd =

M Ed z

je rameno vnitřních sil (tlakové a tahové od ohybového momentu) [m] je návrhová hodnota posouvající síly púsobící v řezu [kN] je návrhová hodnota části podélné síly, která je přenesena ohybem ve styku [kN] je návrhová hodnota celkové podélné síly od [kN]

[kN ]

Předpoklad V podpoře A leží tlaková zóna nad stykovou plochou, takže lze provést zjednodušený předpoklad, že součinitel

Fcd, j Fcd

= 1.0 , jsme na straně bezpečnosti.

v Ed,A = 1.0 ⋅

79,9 = 347.4 kN/m 0,23

z = 0.9 · d d = 0.255 m (viz hodnota určena výše)

•

Vliv účinné výšky průřezu d:

Velikost měrné posouvající síly ve vzdálenosti d = 0.255 m od podpory:

Δv Ed,A =

v Ed ⋅ d 347.4 ⋅ 0.255 = = 39.4 kN/m x0 2.251

vEd,A = 347.4 – 39.4 = 308.0 kN/m Podpora Bleft: •

25

v Ed =

A S,n V ⋅ Ed A S,n + A S,e z

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

kde: AS,n AS,e

Ohybová výztuž v nabetonávce AS,n

plocha ohybové výztuže v nabetonávce [mm2 / m] plocha ohybové výztuže v původním betonu [mm2 / m]

Vnitřní rameno sil z Ohybová výztuž v původním betonu AS,e

v Ed =

AS ,n AS ,n + AS ,e

⋅

VEd z

 kN   m 

Obr. 15: Poloha výztuže překrytím v tahové zóně.

Lze provést zjednodušujicí předpoklad, že

v Ed,B = 1.0 ⋅

AS, n = 1.0 , opět na straně bezpečnosti. AS, n + AS, n

133.1 = 578.7 kN/m 0.23

z = 0.9 · d d = 0.255 m (viz hodnota určená výše)

•

Vliv účinné výšky průřezu d:

Měrná posouvající síla ve vzdálenosti d = 0.255 m od podpory:

Δv Ed,B =

v Ed ⋅ d 578.7 ⋅ 0.255 = = 39.4 kN/m x1 3.749

vEd,B = 578.7 – 39.4 = 539.3 kN/m Průběh měrné posouvající síly vEd v úseku 1 (A – B) Obrázek zobrazuje měrnou posouvající sílu, která je vyvolaná čistě vnějším zatížením. Měrná posouvající síla v krajních částech (ved) od vetknutí zde zobrazena není. 579 kN/m

539 kN/m

d

d 2251

3749 6000

347 kN/m

308 kN/m

Obr. 16: Průběh měrné posouvající síly, vEd

26

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

5.2

Styčná plocha otryskána vysokotlakým proudem vody

5.2.1 Plocha Návrhová hodnota únosnosti ve smyku vRd,ct na rozhraní původního a nového betonu pro soudržnost spoje bez použití vyztužení ve spáře. •

Ruční výpočet

1 v Rd, ct =  0.09 ⋅ k c ⋅ f ck3 − μ ⋅ σ Nd  ⋅ b j  

kde:

kc fck σNd bj

⇒

je součinitel soudržnosti z Tabulka 5, k c > 2.3 je charakteristická cylindrická pevnost betonu v tlaku (pro stáří 28 dní) z Tabulka 6, fck > 20 N/mm2 je normálové napětí od vnějšího zatížení v rovině normály ke styčné spáře, σNd = 0 N/mm2 je účinná šířka styčné plochy v místě spoje, uvažována hodnotou bj = 1000 mm

v Rd,ct =  0.09 ⋅ 2.3 ⋅ 20 

1

3

− 0  ⋅ 1000 = 562 kN/m 

vRd,ct = 562 kN/m > 308 kN/m = vEd v podpoře A vRd,ct = 562 kN/m > 539 kN/m = vEd v podpoře Bleft

⇒ Kvůli vnějšímu zatížení nejsou potřeba ze statických důvodů žádné spřahovací trny. • Exbar Overlay Informace podané na začátku tohoto příkladu zadejte do zadávacího pole programu Exbar Overlay, hodnoty v Ed = 308 kN/m a 539 kN/m vložte postupně do políčka 1 a 2. V obou případech je nEd = 0 kN/m. Nejprve klikněte na navrhované řešení a pak přejeďte dolů, abyste se podívali na výsledné ověření v poli "Proof connectors area 1" (Ověření trnů v oblasti 1) a "Proof connectors area 2" (Ověření trnů v oblasti 2). Pro obě oblasti je návrhová hodnota únosnosti ve smyku bez vyztužení v Rd,ct = 562 kN/m, tj. ⇒ vRd,ct > vEd. Žnení vyžadována žádná smyková výztuž. Teoreticky není vyžadována žádná výztuž v případě převážně statického zatížení. Jako opatření proti případným rozvrstvovacím trhlinám, pro použití trnů jako podporových bodů výztuže, a z konstrukčních důvodů se doporučuje vyztužení styčné plochy dvěma trny na m2. Tedy pro celou oblast (A – B) je požadováno vyztužení styčné spáry pouze jako konstrukční. Následující vzdálenosti středů trnů dají ve výsledku vyztužení 2 trny na m2: Příčné rozestupy s1 = 700 mm Podélné rozestupy s2 = 700 mm 5.2.2 Okraj Minimální rozsah hmoždinkového efektu je určen ze smykového toku od vetknutí (ved) na okraji. Výpočty se provedou následovně: (1) Tahové síly vzniklé díky trhlinám •

Ruční výpočet

Zatížení na okraji od vetknutí (smršťování a teplotní gradient):

Fcr = t new ⋅ b j ⋅ k ⋅ f ct,eff Fcr = 100 ⋅ 1000 ⋅ 0.8 ⋅ 3.0 = 240 000 N = 240 kN 27

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

Ved = Fcr = 240 kN Délka působiště zatížení: le = 3 · tnew = 3 · 100 = 300 mm ⇒ smykový tok, ved:

v ed =

Ved 240 = = 800 kN/m l e 0.30

Z Diagram 1 (místo styku otryskáno vysokotlakým proudem vody) ved = 800 kN/m: ρerf = ± 0.13 % pro beton C 20/25 (použije se menší z hodnot pro původní a nový beton)

A s,erf = l e ⋅ b j ⋅ ρ erf = 300 ⋅ 1000 ⋅ 0.0013 = 390 mm 2 /m Hmoždinkový efekt na okraji: Druh spřahovacího trnu: Hilti HCC-B As = 83 mm2 nerf = As,erf / As = 390 / 83 = 4.7 HCC-B/m

28

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

•

Program Exbar Overlay

Zadejte následující hodnoty pro okraj do programu Exbar Overlay: vEd = 308 kN/m a nEd = 0 kN/m. Smykový tok (ved) způsobený vetknutím je spočten programem automaticky. Následná operace je provedena za použití maximální hodnoty smykového toku, max (ved, vEd). Exbar Overlay ukáže řešení pro každé možné číslo řady (1, 2 nebo 3). Klikněte na navrhované řešení pro 1. řadu a přejeďte dolů, kde je k nahlédnutí ověření v poli "Proof connectors perimeter" (Ověření okrajových trnů). Minimální vyztužení pro smykový tok ρ(v)=0.132 % je stanoveno pod nadpisem "Anchorage" (Kotvení). Exbar Overlay také navrhne vzdálenosti od okraje c = 150 mm a maximální příčné odstupy trnů s1,max = 190 mm. Výsledkem je 5.3 trnů HCC-B na m, což odpovídá původnímu vyztužení styčné spáry ρvorh = 0.146 %. Za předpokladu, že inženýr, který provádí návrh, nebude z nějakého důvodu spokojen s nabízeným řešením a přeje si použít jiné s cílem vytvořit lepší síť spřahovacích trnů HCC-B. Spuštěním módu "Individual" může uživatel programu změnit určité hodnoty. Předpokládejme, že změny, které provede, budou c = 90 mm a s1 = 180 mm pro 1. řadu trnů. Klikněte aby bylo generováno následující řešení: n = 5.6 HCC-B trnů na m při šířce pásu 300 mm. Při přejetí dolů se zobrazí přepočtené hodnoty ρvorh = 0.154 % vRd = 839 kN/m ⇒ vRd ≥ ved Vzdálenost od kraje c = 90 mm < 1.5 tneu = 1.5 X 100 = 150 mm (2) Okrajová tahová síla •

Ruční výpočet

Tahová síla ve směru normály ke spáře: Ned = Fcr / 6 = VEd / 6= 240 / 6 = 40 kN Tímto zatížením musí být zatíženo kotvení v první řadě v původním betonu i nabetonávce. Všechna ověření jsouzaložena na současné technologii (CC metoda) a odpovídají normám European Technical Accreditation procedure (ETAs). Jednotlivá ověření jsou vysvětlena v následující sekci. •

Exbar Overlay

Jak bylo vysvětleno výše, program Exbar Overlay vypočítá minimální požadované vyztužení pro působící smykový tok (vEd, ved). Nadto musí být výsledné zatížení v trnech jak v původní, tak v nabetonované vrstvě přeneseno odpovídajícím způsobem. Také je nezbytné vyvarovat se prasknutí betonu. Zatížení, která musí být přenesena kotvením: (a) Tažná síla od smyku (vEd)

NEd ≥ κ ⋅ A s ⋅ f yd = κ ⋅ ρ( v) ⋅ l j ⋅ b j ⋅ f yd

(b) Tažná síla od vetknutí (ved) Ned = VEd / 6 (Toto zatížení musí být přeneseno první řadou trnů po obvodě).

29

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

Ověření prováděná programem Exbar Overlay jsou zobrazeny v Tabulka 11. Poloha Nabetonávka Původní beton Tlačená diagonála betonu

Posouzení Kotvení v nabetonávce Roztrhnutí nabetonávky Vytržení kotvy z původního betonu Vytržení kužele betonu Roztrhnutí původního betonu Podle specifikace normy

Odkaz na ETA ETA 02/006 ETA 02/006 ETA 04/027 ETA 04/027 ETA 04/027

Tabulka 11: Ověření NEd, Ned prováděná programem Exbar Overlay Uvedená ověření jsou zobrazeny a detailně vysvětleny v programu Exbar Overlay a nebudou zde opakovány. (3) Minimální podélná výztuž Minimální podélná výztuž v nabetonávce se stanoví tak, jak určuje [1], odstavec 5.4.3.2.1 Tahová síla, která by vedla ke vzniku trhlin, musí být v krajních oblastech přenesena pomocí roznášecí výztuže podélného vyztužení: Ved = 240 kN: A s =

Ved ⋅ γ s 240 ⋅ 1.15 = = 552 mm 2 /m f yk 0.5

Návrh: vkládaná výztuž U – profil ∅10 na trn (spojený na sraz s výztužnou sítí ∅ 6.5, e = 100)

vRd,ct = 562 kN/m vEd = 579 kN/m 300 mm (Okrajová oblast)

vEd = 347 kN/m ved = 800 kN/m

5700 Vnitřní oblast: ze statického hlediska nejsou potřeba žádné spřahovací trny, z konstrukčních důvodů 2 spřahovací trny HCC-B na m2. Okrajová oblast: navržena jedna řada spřahovacích trnů Hilti HCC-B, s1 = 180 mm, c = 90 mm vRd = 839 kN/m

Obr. 17: Průběh smykových sil, vEd and ved

30

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

5.3

Opískovaný povrch styčné spáry

5.3.1 Plocha Návrhová hodnota toku smykových sil která bude přenesena styčnou spárou bez vyztužení, díky soudržnosti spoje. •

Ruční výpočet

1 v Rd,ct =  0.09 ⋅ k c ⋅ f ck3 − μ ⋅ σ Nd  ⋅ b j  

kde:

kc fck σNd bj

je součinitel celkové soudržnosti z Tabulka 7, k c > 1 je charakteristická cylindrická pevnost betonu v tlaku (ve stáří 28 dní) z Tabulka 6, fck > 20 N/mm2 je normálové napětí od vnějšího zatížení v rovině normály ke styčné spáře, σNd = 0 N/mm2 je účinná šířka styčné plochy v místě spoje, uvažována hodnotou bj = 1000 mm

v Rd,ct =  0.09 ⋅ 1.0 ⋅ 20 

1

3

− 0  ⋅ 1000 = 244 kN/m 

vRd,ct = 244 kN/m < 308 kN/m = vEd v podpoře A vRd,ct = 244 kN/m < 539 kN/m = vEd v podpoře Bleft ⇒ Z důvodů velikosti vnějšího zatížení je nutné použití spřahovacích trnů pro krajní a střední podpory. Šířka pruhu, který je potřeba pro spřahovací trny Podpora A:

bA =

(v Ed,A − v Rd,ct ) ⋅ x 0 (347 − 244) ⋅ 2251 = = 668 mm v Ed,A 347

Podpora Bleft:

bB =

(v Ed,B − v Rd,ct ) ⋅ x1 (579 − 244) ⋅ 3749 = = 2169 mm v Ed,B 579

Určení počtu spřahovacích trnů v podpoře A Průměrný tok smykových sil: v Ed,m = (308 + 244)/2 = 276 kN/m ; šířka pruhu 668 mm Z Diagramu 2 (pro opískovaný povrch) pro vEd = 276 kN/m: ρerf = ±0.15 % pro beton C20/25 (použije se menší z hodnot pro původní a nový beton).

A s,erf = l j ⋅ b j ⋅ ρ erf = 1000 ⋅ 1000 ⋅ 0.0015 = 1500 mm 2 /m 2 Hmoždinkový efekt: Druh spřahovacího trnu: Hilti HCC-B As = 83 mm2 nerf = As,erf / As = 1500 / 83 = 18.1 HCC-B/m2

31

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

•

Exbar Overlay

Zadejte následující hodnoty do pole 1 v programu Exbar Overlay: vEd = 276 kN/m a nEd = 0 kN/m. Upravte způsob úpravy povrchu na "Opískování, kladívkování". Exbar Overlay teď předvede řešení pro pole 1. Klikněte na navrhované řešení a zkontrolujte ověření výsledku v kolonce "Proof connectors area 1" („Ověření trnů v poli 1“). Výsledky: Minimální vyztužení pro smykový tok ρ(v) = 0.153 % Příčné vzdálenosti s1 = 220 mm, podélné vzdálenosti s2 = 220 mm n = 20.7 spřahovacích trnů HCC-B na m2, což vyhovuje současnému vyztužení ρvorh = 0.171 %. Znovu předpokládejme, že inženýr, který provádí návrh, z nějakého důvodu není s návrhem programu spokojen a přál by si návrh změnit s čílem dosáhnout lepší síť spřahovacích trnů HCC-B. Po přepnutí do módu "Individual" může dojít ke změnám určitých hodnot. Předpokládejme, že změny, které provede, budou s1 = 240 mm a s2 = 200 mm. Výsledek je: n = 20.8 spřahovacích trnů HCC-B na m2. ρvorh = 0.173 % vRd = 311 kN/m ⇒ vRd ≥ ved Určení počtu spřahovacích trnů u podpory Bleft Průměrný smykový tok: v Ed,m = (539 + 244)/2 = 392 kN/m ; šířka pruhu 2169 mm Z Diaramu 2 (pro opískovaný povrch) pro vEd = 392 kN/m: ρerf = ±0.22 % pro beton C20/25 (použije se menší z hodnot pro původní a nový beton).

A s,erf = l j ⋅ b j ⋅ ρ erf = 1000 ⋅ 1000 ⋅ 0.0022 = 2200 mm 2 /m 2 Hmoždinkový efekt: Druh spřahovacích trnů: Hilti HCC-B As = 83 mm2 nerf = As,erf / As = 2200 / 83 = 26.5 HCC-B/m2 •

Exbar Overlay

Následující hodnoty pro oblast 2 se zadají do programu Exbar Overlay: vEd = 392 kN/m a ned = 0 kN/m. Exbar Overlay nyní zobrazí řešení pro oblast 2. Kliknutím na navrhované řešení se zobrazí výsledné ověření v poli "Proof connectors area 2" („Ověření trnů pro oblast 2“). Výsledky: Minimální stupeň vyztužení pro smykový tok ρ(v) = 0.218 % Příčné vzdálenosti s1 = 180 mm, podélné vzdálenosti s2 = 180 mm n = 30.9 spřahovacích trnů HCC-B na m2, odpovídá současnému stupni vyztužení ρvorh = 0.256 %. vRd = 461 kN/m ⇒ vRd ≥ ved 5.3.2 Okraj Minimální rozsah hmoždinkového efektu je určen z toku smykových sil (ved) od vetknutí na okraji. Výpočet probíhá následovně: (1) Tahová síla způsobená trhlinami •

Ruční výpočet

Napětí v okrajové části od vetknutí (smrštění a teplotní gradient):

32

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

Fcr = t new ⋅ b j ⋅ k ⋅ f ct,eff Fcr = 100 ⋅ 1000 ⋅ 0.8 ⋅ 3.0 = 240 000 N = 240 kN Ved = Fcr = 240 kN Délka působiště zatížení: le = 6 · tnew = 6 · 100 = 600 mm ⇒ smykový tok, ved:

v ed =

Ved 240 = = 400 kN/m l e 0.60

Z Diagram 2 (místo styku opískováno) ved = 400 kN/m: ρerf = ± 0.23 % pro beton C 20/25 (použije se menší z hodnot pro původní a nový beton).

A s,erf = l e ⋅ b j ⋅ ρ erf = 600 ⋅ 1000 ⋅ 0.0023 = 1380 mm 2 /m Hmoždinkový efekt v okrajové části: Druh trnu: Hilti HCC-B As = 83 mm2 nerf = As,erf / As = 1380 / 83 = 16.6 HCC-B/m •

Exbar Overlay

Vložte do programu následující hodnoty pro okrajovou část: vEd = 308 kN/m and nEd = 0 kN/m. Exbar Overlay nyní zobrazí řešení pro okrajovou část, pro kterou jsou vyžadovány 3 řady. Řešení pro navržené 3 řady se zobrazí v poli "Proof connectors perimeter" (Spřahovací trny na okraji): Minimální vyztužení na smykový tok ρ(v) = 0.222 % Vzdálenost od kraje c1 = 100 mm Maximální vzádlenosti s1,max = 170 mm, pro vnitřní pole s2 = 200 mm (s2 = 600 m / 3 rows = 200 mm) n = 17.6 spřahovacích trnů HCC-B na m2, což odpovídá stávajícímu vyztužení styčné spáry ρvorh = 0.244 %. vRd = 439 kN/m ⇒ vRd ≥ ved Vzdálenost od kraje c1 = 100 mm < 1.5 tnew = 1.5 X 100 = 150 mm Pro pruh o šířce rovné délce působiště zatížení , jsou navrženy 3 řady trnů ve středových vzdálenostech 200 mm. Toto rozvržení je zobrazeno v Obr. 18. (2) Tahová síla na okraji •

Ruční výpočet

Tahová síla ve směru normály k rovině spáry: Ned = Fcr / 6 = VEd / 6= 240 / 6 = 40 kN Toto zatížení musí být uplatněno na kotvení první řady v nabetonávce i v původním betonu. Všechna ověření jsou založena na současné technologii (CC method) a odpovídají normám European Technical Accreditation procedure (ETAs). Ověření jsou vysvětlena výše v oddíle povrchu otrýskaného vysokotlakým proudem vody. •

Exbar Overlay

Postup je popsán na straně 27. 33

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

(3) Minimální podélné vyztužení

100

170

170

170

170

Retenční výztuž v nabetonávce: viz strana 28, povrch otryskán vysokotlakým vodním proudem

100 200

200 100

1,5 tnew = 150 le = 600 Obr. 18: Hmoždinkový efekt v okrajové oblasti u podpory A

vEd = 579 kN/m vRd = 461 kN/m 3163

600

68

2169

Vnitřní oblast: ze statických důvodů nejsou spřahovací trny potřeba, z konstukčních důvodů budou použity 2 trny HCC-B na m2.

vRd,ct = 244 kN/m

Vzdálenosti řad s2 = 180 mm Vzdálenosti v řadě s1 = 180 mm

VRd,ct = 244 kN/m VEd = 347 kN/m VRd = 439 kN/m

Vzdálenost řady 1 od kraje c = 100 mm Vzdálenosti mezi řadami v okrajové části s2 = 2 x 200 mm (vetknutí na obvodu), následující řada 170 mm. Vzdálenosti v řadě s1 = 170 resp. 240 mm

Obr. 19: Průběh smykových sil

34

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

5.4

Shrnutí

Uspořádání spřahovacích trnů pro různé povrchové drsnosti v oblasti 1 (A – B). Za účelem názornosti ukázky vlivu vybraných povrchových drsností budou zobrazeny pouze trny nutné ze statických důvodů. (a) Úprava povrchu původního betonu pomocí vysokotlaké vodní trysky 6000 mm le = 3 · tnew = 300 mm

bj = 1000 mm

5910 mm, 2HCC-B/m2(konstrukčně)

90 mm

Obr. 20: Uspořádání spřahovacích trnů pro povrch upravený vysokotlakou vodní tryskou Hmoždinkový efekt pouze v krajní oblasti: 1 řada Hilti HCC-B c = 90 mm Vzdálenosti v řadě: s1 = 180 mm (b) Úprava povrchu původního betonu pomocí opískování 6000 mm le = 6·tnew = 600 mm

bj = 1000 mm

668 mm

3163 mm, 2HCC-B/m2(konstrukčně)

2169 mm

Obr. 21: Uspořádání spřahovacích trnů pro povrch upravený opískováním Hmoždinkový efekt v okrajové oblasti: 3 řady Hilti HCC-B c = 100 mm Vzdálenosti v řadě: s1 = 170 mm; vzdálenosti mezi řadami: s2 = 200 mm Krajní podpora (podpora A):

Hmoždinkový efekt v okrajové oblasti plus 1 řada Hilti HCC-B Vzdálenosti v řadě: s1 = 240 mm

Střední podpora (podpora B):

12 řad Hilti HCC-B Vzdálenosti v řadě: s1 = 180 mm; vzdálenosti mezi řadami: s2 = 180 mm

35

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

6 Výsledky zkoušky 6.1

Přenos smyku trhlinou v betonu “hmoždinkový efekt“ (ohyb, střih) (tření)

“vytažení“

“spřažení” (tření, soudržnost)

Prozkoumání literatury odhalilo, že bylo provedeno málo výzkumů na chování typické pro vyztužené spřažené spoje mezi původním a novým betonem. Většina existujících studíí se zaměřuje na přenos střihových sil trhlinami. Obr. 22: Přenos smyku trhlinou v betonu (model střihu a tření) Efekt následného zdrsnění povrchu původního betonu na únosnost ve střihu byl poprvé objeven ve Spojených státech. Několik let později byla vyvinuta takzvaná Teorie "shear-friction" (střihu a tření). Tato teorie se pokouší vysvětlit tento fenomén pomocí jednoduchého modelu „zubů na pile“. Podle teorie drsnost povrchu při relativním posunutí má vždy za důsledek oddálení styčných ploch a tím vyvolává napětí v ocelových přahovacích trnech, které prostupují tyto plochy. Tato napětí mají za důsledk vznik svěrných sil napříč styku a vedou k aktivaci třecí síly. V roce 1987 Tsoukantas and Tassios [4] představili analitický výzkum smykové únosnosti spojů prefabrikovaných betonových prvků. Pokrývají nové mechanismy přispívající ke tření a hmoždinkovému efektu (Obr. 22). 6.2

Laboratorní zkoušky provedené v rámci Hilti Corporate Research

Určité testy na střih byly provedeny v laboratořích Hilti Corporate Research ve spolupráci s Insbruckou universitou (Odborný dohled: Professor Dr. technik M. Wicke), s cílem prozkoumat vlivy různých stupňů drsnosti a přenosných střihových napětí a různými stupněmi vyztužení. Za použití jedinečného tvaru testovacího rámu bylo možné vyhnout se druhotným excentricitám a jejich momentům a na vzorku dosáhnout téměř rovnoběžného porušení styku (Obr. 23). Zdrsnělé povrchy byly před umístěním nového betonu ošetřeny separačním činitelem. Výsledky jasně ukazují, že znatelný nárůst únosnosti může být dosažen správným zdrsněním povrchu betonu. U velmi drsných povrchů jsou spřahovací trny namáhány především tahem, zatímco u hladkých povrchů převažuje střihová únosnost (hmoždinkový Obr. 23: Testy sřihu efekt). Když jsou povrchy styku zdrsněny a množství výztuže je malé (nižší střihové napětí), soudržnost má hlavní vliv na přenos smykové síly. Celkový koncept návrhu je uveden v Randlově tezi [8].

36

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

7 Použité označení Délka: bA bB bj cn c0 c c1 c2 ccrit cs ss scrit scr,N d d0 d1 s scrit s1 s2 h h0 hn hn,eff le lj Rt s told tnew wcalc weff x x0 x1 z

Šířka pruhu u podpory A, ve které jsou vyžadovány spřahovací trny Šířka pruhu u podpory B, ve které jsou vyžadovány spřahovací trny Účinná šířka pochy styku v uvažované oblasti Krycí vrstva nad hlavou spřahovacího trnu Krycí vrstva dna vyvrtaného otvoru v původním betonu c0 ≥ 2 d0 and/or ≥ 30 mm Vzdálenost od kraje Vzdálenost od kraje Vzdálenost od vnitřního kraje Kritická vzdálenost trnů od kraje Vzdálenost spřahovacího trnu od kraje Vzdálenosti mezi spřahovacími trny Kritická vzdálenosti mezi spřahovacími trny Kritická vzdálenost pro normálovou sílu Účinná výška průřezu Průměr vrtáku Jmenovitý průměr spřahovacího trnu Vzdálenosti Kritická vzdálenosti mezi spřahovacími trny Příčné vzdálenosti / vzdálenosti v řadě Podélné vzdálenosti / vzdálenosti mezi řadami Hloubka otvoru Jmenovitá hloubka uložení trnu do původního betonu Jmenovitá kotevní délka trnu v nabetonávce Účinná kotevní délka v nabetonávce Délka působiště zatížení tahovou silou, která vede ke vzniku trhlin Délka spřahovacího trnu (HCC-B) Účinná délka plochy styku v uvažované oblasti Střední drsnost povrchu spáry, měřena pískovou metodou [9] Posunutí trnů vlivem působení střední hodnoty zatížení, Fp ≈ 0.5 Fuk Tloušťka původního betonu Tloušťka nabetonávky Dodatečné přetvoření vypočtené pro vyztuženou oblast za předpokladu dokonalého spřažení Dodatečné přetvoření vypočtené pro vyztuženou oblast za předpokladu pružného chování spoje Vzdálenost neutrálné osy od tlačeného okraje (při ohybu) Vzdálenost podpory A od nulového bodu smykového zatížení Vzdálenost nulového bodu smykového zatížení od podpory B Rameno vnitřních sil mezi tlakem od ohybu a tahovými silami [m]

Plochy: A A0c,N As As,erf As,e+ As,eAs,n+ As,n-

Průměrná plocha průřezu prvku HCC-B Plocha působiště základního zatížení Charakteristický průřez Požadovaný průřez spřahovacího trnu Průřez tažené výztuže v původním betonu [mm2 / m] Průřez tlačené výztuže v původním betonu [mm2 / m] Průřez tažené výztuže v nabetonávce [mm2 / m] Průřez tlačené výztuže v nabetonávce [mm2 / m]

l

37

Stand 01.01.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

Síly: Fcr Fcd Fcd,j MEd Nd NEd Ned NRd,s NRd,c N0Rd,c N0Rk,c vEd,max vEd,min

VEd Ved ved vEd

Tahová síla v nabetonávce, která působí v čase, kdy lze očekávat první výskyt trhlin [1], Část 4.4.2.2 Návrhová hodnota celkové podélné síly od … [kN] Nárhová hodnota části podélné síly, která je přenášena spojem pomocí ohybu [kN] Návrhová hodnota ohybového momentu Návrhová hodnota normálové síly Návrhová hodnota normálové síly, kterou je potřeba přenést kotvením Tahová síla od momentu Fcr Návrhová únosnost oceli v tahu Únosnost betonu ve vytažení kužele Základní hodnota návrhové únosnosti betonu v selhání Charakteristická únosnost pro selhání betonu Návrhová hodnota maximálního smykového toku v často se měnících zatěžovacích kombinacích Návrhová hodnta minimálního smykového toku v často se měnících zatěžovacích kombinacích, kde se vyskytuje vEd,max Návrhová hodnota smykového toku u podpory A Návrhová hodnota smykového toku u podpory B Návrhová hodnota průměrného smykového toku Návrhová únosnost ve smyku na metr ("smykový tok") v [kN/m] v místě styku Návrhová únosnost dovolené smykové síly na metr ("smykový tok") v [kN/m] v místě styku bez vyztužení spřahovacími trny Návrhová hodnota posouvající síly v místě řezu [kN] Posouvající síla v místě řezu odvozená od Fcr Návrhová hodnota (omezení) smykového toku na rozhraní styku v [kN/m] Návrhová hodnota smykového toku působící na rozhraní styku v [kN/m]

Objem: Vm Vm,n

Objem injetkáže Jmenovitý objem injektáže

vEd,A vEd,B vEd,m vRd vRd,ct

Napětí: fuk fyk fyd fck fcd fct,eff σNd τRd

Jmenovité napětí v tahu Mez kluzu Návrhová hodnota meze kluzu pro střih pro trny HCC-B Charakteristická válcová pevnost betonu v tlaku ve 28 dnech stáří betonu, viz Tabulka 6, fck > 20 N/mm2 Návrhová hodnota válcové pevnosti betonu v tlaku (vždy menší z hodnot pro původní a nový beton) Tahové napětí v nabetonávce působící v čase, kdy lze očekávat první výskyt dle [1], Část 4.4.2.2 (pro obecné případy: fct,eff = 3 N/mm2) Normálové napětí vnějšího zatížení ve směru normály ke styčné ploše (kladné stlačení) Základní pevnost betonu ve smyku dle [1], Část 4.3.2.3

Součinitelé a koeficienty: γms Koeficient bezpečnosti pro ocel γs Koeficient bezpečnosti pro ocel γmc Koeficient bezpečnosti pro ocel γc Koeficient bezpečnosti pro ocel fB,N Součinitel ovlivňující pevnost oceli k Součinitel pro nerovnoměrné zatížení, k= 0.8 for tnew ≤ 30 cm k1 Součinitel pro kotvení nabetonávky kc Součinitel pro celkovou soudržnost, viz Tabulka 7 kT Součnitel soudržnosti, viz Tabulka 5 α Součinitel pro účinnek hmoždinkového efektu, viz Tabulka 5 α1 Součinitel dlouhodobého trvání pro beton β Součinitel pro účinnou pevnost betonu, dle Tabulka 5 γ Součinitel dle Tabulka 8 µ Součinitel tření, dle Tabulka 5 38

Status 01.05.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

ν κ ρ ρ(vmax) ρ(v) ρerf ρvorh

Součinitel účinnosti dle [1] Rovnice (4.20), také viz Tabulka 6 Součinitel účinnosti pro tahovou sílu dle Tabulka 5 Stupeň vyztužení, který odpovídá trnům na rozhraní važovaného styku, ρ= AS/bj lj Minimální stupeň vyztužení pro stříh Minimální stupeň vyztužení pro smykový tok Požadovaný stupeň vyztužení Požadovaný stupeň vyztužení styčné spáry

nerf.

Požadovaný počet spřahovacích trnů nerf. =

ρ ⋅ bj ⋅ lj As

n

39

Počet spřahovacích trnů

Stand 01.01.2006



B 2.5 EC-2 ; 1992

8 Literatura [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12]

EC 2; Návrh betonových konstrukcí: ENV 1992-1-1: 1992; Část 1. Základní pravidla a pravidla pro budovy EC 2; Návrh betonových konstrukcí: ENV 1992-1-3: 1994; Část 1-3. Základní pravidla-Prefabrikované prvky a konstrukce EC 2; Návrh betonových konstrukcí: ENV 1992-2: 1996; Planung von Stahlbeton- und Spannbetontragwerken Teil 2: Betonbrücken EC 4; Design of composite steel and concrete structures: ENV 1994-1-1: 1992; Part 1-1. General rules and rules for buildings Richtlinie zur Anwendung von EC2, Teil 1-3; DAfStb, Beuth Verlag, Berlin und Köln Hilti Fastening Technology Manual Randl, N.; „Untersuchungen zur Kraftübertragung zwischen Neu- und Altbeton bei unterschiedlichen FugenRauigkeiten“; Dissertation, Universität Innsbruck 1997, 379 S. ZTV-SIB 90: „Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen“, Verkehrsblattverlag, D- Dortmund Kaufmann, N.: „Das Sandflächenverfahren“ (Sand-patch method), Straßenbautechnik 24 (1971), Nr. 3, S. 131135 Randl, N., Wicke, M. „Schubübertragung zwischen Alt- und Neubeton“ Beton- und Stahlbeton, Band 95, H8, August 2000, S. 461-473. Münger, F., Wicke, M., Randl, N., „Design of Shear Transfer in Concrete–Concrete Composite Structures”; IABSE Conference, Innsbruck, 1997, S. 163-168. Randl, N., Wicke M., „Auswertung der dynamischen Versuche für Verbund Alt- / Neubeton“, Institut für Betonbau, Universität Innsbruck, Mai 2000, 8 S. nicht veröffentlicht.

Hilti Corporation FL-9494 Schaan Principality of Liechtenstein

Hilti Fastening Technology Manual B 2.5

www.hilti.com 40

Stand 01.01.2006

Zesilování a rekonstrukce pomocí nabetonovaných vrstvev pro mosty, tunely a ostatní infrastrukturu

Recommend Documents