M O S T Y

4/2008

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

3/ B

ETONOVÉ MOSTY A BUDOUCNOST

4 0 / ŠM

–

OST NA DÁLNICI PIČÁK

MINULOST

D8

PROJEKT

POD VRCHEM

N OV É H O M O ST U P Ř E S V LTAV U V PRAZE TROJI

OPRAVA KARLOVA

MOSTU KONEČNĚ BĚŽÍ

/17

/42

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

10/ P

ROJEKT ZAVĚŠENÉHO MOSTU PŘES ODRU

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

22/ Z K V

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

AVĚŠENÝ MOST PŘES ARLOVÝCH VARECH

OHŘI

NOVÉ

SPOJENÍ

–

SLUNCOVÁ

/30

MOST REDMOND, OREGON, USA

/88

ESTAKÁDA

OBLOUKOVÝ

Ročník: osmý Číslo: 4/2008 (vyšlo dne 15. 8. 2008) Vychází dvouměsíčně

OBSAH TÉMA B ETONOVÉ Jan Vítek

MOST Y

-

M I N U LOST A B U DO U C NO ST

/3

M ODE R NÁ V ÝSTAVBA B ETÓNOV ÝC H V OZOVI E K V N E M EC K U Thomas Wolf, Walter Fleischer

/58

C E M E NT A ZDR AVOTN Í Jan Gemrich

/64

O DOLNOST

B EZPEČ NOST

LE H KÉ H O B ETON U V C H E M IC KY

AG R ESIVN ÍC H PROSTŘ E DÍC H

P RO F I LY R E DROC K C ONSTR UCTION , S . R . O .

S TAV E B N Í

Vydává BETON TKS, s. r. o., pro: Svaz výrobců cementu ČR Svaz výrobců betonu ČR Českou betonářskou společnost ČSSI Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

/8

Michala Hubertová, Rudolf Hela, Roman Stavinoha /66

VĚDA

KONSTRUKCE

A VÝZKUM

P ROJ E KT Z AVĚŠE N É HO MOSTU PŘ ES O DR U Jiří Stráský, Libor Konečný, Richard Novák, Tomáš Romportl /10

D ISKUSE MOŽNÝC H PŘ ÍČ I N KO L A PSU M O STU K OROR –B A B E LTH U AP V R E PU B LIC E P A L AU Lukáš Vráblík, Jan Loško, Vladimír Křístek / 7 1

P ROJ E KT NOVÉ HO MOSTU PŘ ES V LTAVU V P R AZE T ROJ I Lukáš Vráblík, Vojtěch Hruška, Libor Kábrt, Milan Kodet, Roman Koucký, Ladislav Šašek /17

M ODE R N Í

Z AVĚŠE NÝ MOST PŘ ES O H Ř I V K A R LOV ÝC H V AR EC H Jan Procházka, Luděk Oberhofner, /22 Zdeněk Batal, Miloš Šimler

PŘ I Z ATĚŽOVÁN Í

P R E FA B R I KOVA NÁ L ÁVK A PŘ ES Ř E K U S VR ATKU Jan Tichý, Pavel Markovič, Radim Votava, Petr Štefan, Aleš Mendel /26 N OVÉ SP OJ E N Í – ESTAK Á DA S LU NCOVÁ Petr Drbohlav, Ivan Anděl

/30

M O ST Y NA SI LN IC I I/48 T OŠANOVIC E -Ž U KOV Pavel Mikuláštík, Petr Nehasil, Vojtěch Hruška, Radek Falář, Marek Foglar /36 M O ST NA DÁLN IC I D8 P O D VRC H E M Š PIČÁK Ivan Batal, Jindřich Jindra

/40

O PR AVA K A R LOVA MOSTU KON EČ N Ě B ĚŽÍ Daut Kara, Zdeněk Batal, Václav Krch P Ř E P OČT Y DÁLN IČ N ÍC H Radek Falář

M AT E R I Á L Y

MOSTŮ VE

V E LKÉ B R ITÁ N I I /48

A TECHNOLOGIE

ZLOŽE N IA V YSOKOHODNOTNÝC H

B ETÓ NOV

Jacek Śliwiński, Tomasz Tracz, Tibor Ďurica

/52

/74

Radomír Pukl M ODE LOVÁ N Í

ODEZV Y B ETO N U R AN É H O STÁ Ř Í

Z A M Ě Ř E N Í T VAR U NOSN É KONSTR U KC E PŘ ES L AB E V M Ě LN Í K U Lukáš Vráblík, Martin Štroner, Rudolf Urban

M O STU

/84

SPEKTRUM O B LOU KOV Ý MOST R E DMON D , O R EG ON , USA Jiří Stráský, Radim Nečas, Petr Hradil /88 RECENZE,

/94

REŠERŠE

AKTUALITY KON FE R E NC E A SYM P OZIA

/39 /39 /50, 83 /57 /65 /73 /79 /79 /87 /95 4.

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE 4/2008

Tisk: Libertas, a. s. Drtinova 10, 150 00 Praha 5 Adresa vydavatelství a redakce: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 www.betontks.cz Redakce, objednávky předplatného a inzerce: tel.: 224 812 906 e-mail: [email protected] [email protected] Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovné a balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH 630 Sk (+ poštovné a balné 6 x 35 = = 210 Sk), cena bez DPH

/96

P R E Z E N TAC E

VSL SYSTEMY (CZ) PONTEX BASF Mott MacDonald CIFA-Agrotec Ing. Software Dlubal NEKAP Betosan RIB SMP CZ Liapor

Grafický návrh: DEGAS, grafický ateliér, Heřmanova 25, 170 00 Praha 7 Sazba: 3P, s. r. o., Radlická 50, 150 00 Praha 5

/80

Petra Kalafutová, Petr Štemberk

FIREMNÍ /42

Redakční rada: Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., 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 Hrozek, 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.

A SP OLE H LIVOSTI B ETONOV ÝC H KONSTR U KC Í

S E M I NÁ Ř E ,

SAN ACE

N AVR HOVAN I E

M ETODI K A PRO STANOVE N Í B EZPEČ NOSTI

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

STR. OBÁLKY

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: Zavěšený most přes Odru, foto: Jiří Stráský BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

1

ÚVODNÍK EDITORIAL

VÁŽENÉ

ČTENÁŘKY, VÁŽENÍ ČTENÁŘI,

prázdniny jsou za svou polovinou a většina z nás už na dovolenou jen vzpomíná. Stejně tak hlavní stavební sezona. Na stavbách z horkých slunečných dnů až taková radost jako u rybníka nebývá, zvláště má-li se betonovat. To je vítaná spíše zatažená obloha, případně i drobné poprchávání. Stav poznání o betonu, o vlastnostech a chování čerstvé betonové směsi, průběhu hydratace, způsobech a vlivu ošetřování mladého betonu, aby nastartovaný proces proběhl tak, abychom na jeho konci dostali materiál očekávaných kvalit atd., se za posledních deset, patnáct let neobyčejně rozšířil. Nad péčí věnované ukládání a ošetřování betonu dnes bychom tehdy nevěřícně kroutili hlavami a mysleli si cosi o zbytečné rozmařilosti. Teď však už víme, že je stejně důležitá jako kvalitní statický návrh konstrukce a návrh betonové směsi. Změna společenského uspořádání na konci osmdesátých let přinesla uvolnění pro pohyb informací i do oblasti jakou je stavebnictví. Kromě toho, že k nám přišlo obrovské množství nových informací ze zahraničí, od rozvinutějších sousedů, a nemuseli jsme objevovat už objevené, jako se to dělo po léta za oponou, mohl se i náš aplikovaný výzkum a vývoj v mnoha oblastech rozběhnout na odpovídající úrovni. Výsledky jsou sdělovány odborné veřejnosti pro využití v každodenní výrobní praxi. Těsné propojení praxe s aplikovaným výzkumem je v betonovém stavebnictví stejně žádoucí jako v kterémkoliv jiném průmyslovém oboru. Zájem o spolupráci je nutný z obou stran. Na jedné straně jsou Ti, co vědí a jsou ochotni se o své znalosti podělit a na opačné však musí stát ti, co chtějí vědět. Odborný časopis je medium, které informace nese čtenáři. Časopis je však něco jiného než závěrečná vědecká zpráva výzkumného úkolu. Článek je třeba připravit tak, aby si našel svého čtenáře, aby ho zaujal, zejména pokud se jedná o nové, ještě nerozšířené poznatky. Čtenář z praxe někdy více než Ti z akademické obce ocení i delší úvod do problému. Vědec, který ve stejném nebo obdobném výzkumu pracuje roky se podivuje nad uvedením informací pro něj notoricky známých. Naopak praktik si pochvaluje, že je v článku vše uvedeno od počátku a necítí se zaskočený, že tady mu ujel vlak. Začátkem tohoto léta byl zveřejněn seznam odborných neimpaktovaných časopisů vydávaných na území České republiky. Seznam sestavila Rada vlády pro vědu a výzkum a má sloužit jako pomůcka při posuzování práce řešitelů grantů z hlediska poskytovatelů finanční podpory. S radostí Vám čtenářům sděluji, že časopis Beton TKS je na seznamu uveden. Všem autorům moc děkuji za to, že poskytli výsledky své práce k publikování právě v časopise Beton TKS a přispěli tak k tomuto úspěchu. Osobně mám radost zejména z toho, že se ukázalo, že i u nás, kde beton nemá zrovna dobré jméno („betonová lobby“ – jedna z nejhorších výhružek politiků, nebo zažité sousloví „šedivý betonový panelák“) se může časopis o tomto oboru dostat mezi uznávané odborné časopisy. Bez ohledu na to, co zařazení na seznam znamená pro autory žádající o granty z různých podpůrných programů, to potvrzuje, že obor se vyvíjí, že zde probíhá výzkum a vývoj a že tu jsou ti, co vědí a jsou ochot2

ni dát vědět i jiným a na opačné straně ti, co vědět chtějí. A to je podstatné. Kdosi spočítal, že mezi stovkami časopisů uznaných k zařazení na seznam jsou celé čtyři věnované stavebnictví. To se dá vykládat různě. Při vyplňování dotazníku jsem uvažovala o tom, zda jeho autoři počítají s tím, že se přihlásí někdo z našeho oboru. Vychází-li odborný betonářský časopis v češtině, pohybuje se ve zcela jiných podmínkách než časopisy vydávané v německy nebo anglicky mluvících zemích. Není však důvod vycházet v jiném jazyce. Pokud by čtenář chtěl informace z těchto zemí v původním znění, může si snadno a za srovnatelnou cenu předplatit zahraniční periodika. Přemítala jsem, zda si autoři dotazníku dělali nějaké propočty, kolik je v tom kterém poli u nás odborníků na psaní článků a současně na jejich nezávislé lektorování při přiměřeném opakování spolupráce během ročníku časopisu. Kritéria jsou dosti přísná a je na autorech budoucích příspěvků, zda se v této vybrané společnosti udržíme. Mělo by to prospět všem a nepochybně toho půjde využít i v marketingu. To už zaleží na šikovnosti každého. Já Vám slibuji za redakci, že se budeme i nadále snažit přistupovat k předtiskové přípravě výsledků Vaší práce nanejvýš zodpovědně. Budeme-li v seznamu i po roce, bude to stvrzením, že první zařazení nebylo náhodné a můžeme slavit. Zájem o beton mezi veřejností i tou neodbornou může zvýšit nejen jeho pověst moderního stavebního materiálu z hlediska mechanických vlastností ale zejména jeho předvedení jako materiálu s velkým estetickým potencionálem. Pohledový beton, to není zdaleka jen šedá betonová plocha, byť i kvalitní bez pórů a skvrn, která zůstane po odbednění. Beton může být bílý, barevný nebo strakatý cíleně, hladký nebo s texturou. Možnosti jsou takřka neomezené, hranice vytyčuje pouze peněženka klienta a invence architekta. Zástupci svazů vlastnících vydavatelství časopisu pověřili redakci, aby pro osmý ročník časopisu připravila samostatnou přílohu, která by beton předvedla veřejnosti právě z této strany. Předtisková příprava publikace probíhá mezi jednotlivými čísly od počátku roku. Vše bude dokončeno v září, aby na přelomu září a října mohla být v brněnském Centru architektury otevřena výstava se stejným zaměřením „Povrchy betonu“. (Do konce roku proběhne výstava i v některé z pražských výstavních síní.) Pravidelní čtenáři časopisu dostanou přílohu do svých poštovních schránek společně s jeho 5. číslem v polovině října. Přeji Vám pěkný slunečný zbytek léta a snad i pár zakaboněných deštivých dnů. Ne na betonáž, ale na přečtení čísla o mnoha nových zajímavých betonových mostech, které právě otevíráte. Na shledanou

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

Jana Margoldová

4/2008

TÉMA TOPIC

BETONOVÉ

MOSTY - MINULOST A BUDOUCNOST CONCRETE BRIDGES - HISTORY AND FUTURE JAN VÍTEK Betonové mosty mají historii poměrně krátkou, asi sto let. Železobetonové konstrukce typické pro první polovinu 20. století byly nahrazeny předpjatým betonem. Tím došlo k prudkému rozvoji technologií pro postupnou výstavbu mostů monolitických i prefabrikovaných. Současný vývoj přináší menší úpravy zavedených postupů. Vývoj nových materiálů (vysokohodnotné betony a vyztužovací jednotky) vede k vylehčování a zdokonalování konstrukcí a též k zvyšování jejich životnosti. Rychlost výstavby a schopnost spolehlivě stavět složité konstrukční systémy jsou podporovány rozvojem technologického vybavení (skruže, bednění, zvedací a montážní zařízení). Concrete bridges have a relatively short history, about hundred years. Reinforced concrete structures typical for the first half of the 20th century were replaced by prestressed concrete. It resulted in fast development of sequential erection of bridges either cast in situ or precast. Contemporary development brings smaller modifications of developed technological processes. Development of new materials (high performance concrete, reinforcing and prestressing units) leads to the weight reduction, to improvement of the quality and to longer service life of structures. The speed of construction and ability of reliable erection of complex structural systems are supported by development of technological equipment (scaffolding, formwork, lifting and assembly equipment). Již od dávné minulosti mostní konstrukce sloužily k překonávání překážek nejprve přírodního charakteru, vodní toky nebo hluboká údolí a později i překážek vytvořených lidskou činností, železniční tratě, dálnice nebo městské části. Tím usnadňovaly provoz na pozemních komunikacích, na železnici i vodě a staly se významnými a respektovanými stavebními díly. Vynález klenby byl významným mezníkem, který umožnil rozvoj kamenných mostů Řada městských mostů se stala kromě inženýrského díla i předmětem další umělecké výzdoby, např. Andělský most v Římě (obr. 1) nebo Karlův most v Praze. Rozvoj železnice si vynutil výstavbu řady i dlouhých mostních konstrukcí vzhledem k výškovým a sklonovým poměrům kolejové dráhy. Vysoké zatížení vlakových souprav mohly přenášet kamenné klenby, které však umožňovaly překonávat poměrně malá rozpětí, nebo ocelové konstrukce, které se začaly již v první polovině 19. století rychle rozvíjet. Jeden z nejvýznamnějších železničních mostů překračuje úžinu Firth of Forth (1890, rozpětí dvou hlavních polí 521 m) ve Skotsku. Koncem 19. století začal rozvoj betonových konstrukcí. B E T O N O V É M O S T Y V P R V N Í P O LO V I N Ě 2 0 . S T O L E T Í Přes menší nemostní konstrukce došlo postupně k nahrazování kamene u mostních kleneb betonem. Beton pronikal i do dalších typů konstrukcí a vznikaly trámové nebo roštové železobetonové konstrukce. Rozpětí se zvolna zvětšovala a budovaly se konstrukce dodnes oceňované pro svou jednoduchost, spolehlivost, trvanlivost i estetiku. Příkladem mohou být oblouky Roberta Maillarta (1872 až 1940), např. Salginatobel na rozpětí 90 m postavený v letech 1929 až 1930, který slouží místnímu provozu úspěšně dodnes (obr. 2). U nás se beton jako významný konBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

Obr. 1 Andělský most v Římě Fig. 1 Angel’s bridge in Rome Obr. 2 Most Salginatobel Fig. 2 Salginatobel bridge Obr. 3 Obloukový most u Podolska Fig. 3 Arch bridge at Podolsko

1

2

3 4/2008

3

TÉMA TOPIC

strukční materiál začal též vyvíjet. Kromě menších mostů se začaly stavět i velké mosty, např. asi největší konstrukce stavěná ještě před 2. světovou válkou byl obloukový most přes Vltavu u Podolska (1938 až 1942) s rozpětím hlavního oblouku 150 m (obr. 3). Oblouk se stavěl klasickým způsobem na pevné dřevěné skruži. V té době byly postaveny další konstrukce např. na plánované dálnici z Prahy do Brna. Velké množství malých konstrukcí trámového typu bylo postaveno na místních komunikacích. Technologie výstavby byly poměrně jednoduché, využívalo se hlavně pevných skruží ze dřeva případně ocelových válcovaných profilů. P Ř E D P J AT Ý B E T O N Předpjatý beton byl patentován již v roce 1888 v Německu (C. E. W. Doehring). Přesto se muselo čekat dalších téměř šedesát let než došlo k prvním aplikacím předpjatého betonu pro mostní konstrukce. Předpjatý beton se nemohl prosadit, protože dříve vyráběné oceli neměly dostatečnou pevnost. Teprve ve 40. letech 20. století, když se začala vyrábět ocel s vyšší pevností, navrhnul francouzský inženýr Eugene Freyssinet (1879 až 1962) první předpjaté mostní konstrukce. S rozvojem předpjatého betonu nastala revoluce ve výstavbě betonových konstrukcí. Došlo k vývoji hlavních technologií výstavby a betonové konstrukce se staly rovnocennými partnery ocelových mostů v oblasti středních i velkých rozpětí. Předpínání umožňovalo postupné betonování nosných konstrukcí, jejich následné spojování pomocí předpětí, a tak postupnou výstavbu dlouhých a rozměrných konstrukcí. Kromě monolitických konstrukcí se začala prudce rozvíjet i prefabrikace. S TA N D A R D N Í

T E C H N O LO G I E

Prefabrikované nosníky V 60. letech se vyrábělo několik typů prefabrikovaných nosníků pro různé délky. Z nich se postupem doby vyčlenily dva typy nejčastěji používané. Nosníky typu KA (do délky cca 24 m) měly komorový průřez. Montovaly se těsně k sobě a spára vyztužená petlicovým stykem se dobetonovala. Nosníky KA jsou tuhé na kroucení, a při jejich nerovnoměrném zatěžování docházelo k porušování spár a degradaci konstrukce. V neprůlezné dutině se při poruše izolace mohla zadržovat voda. Druhým, dnes již historickým, typizovaným nosníkem s velkou četností využití byl nosník tvaru I (do délek cca 32 m). Nosníky byly v konstrukci vzájemně spojeny v úrovni horního i dolního pásu zabetonováním monolitické spáry. Vznikla tak dutinová desková konstrukce. Dutiny byly nepřístupné, a monolitické dobetonování spár nemohlo být provedeno dostatečně kvalitně. Dnes se již oba uvedené typy prefabrikátů nevyrábí. V současné době se vyrábějí zejména předpjaté nosníky s otevřenými průřezy tvaru T do délek cca 33 m. Na jejich horní pás se betonuje monolitická deska. Výhodou nového tvaru jsou průřezy měkčí na kroucení, které se nerovnoměrným zatížením mostu deformují a jejich natočení se eliminuje příčným ohybem spřahující betonové desky. V konstrukci se nekoncentrují vysoká napětí a má dlouhou trvanlivost. Otevřené průřezy jsou snadno kontrolovatelné. Nosníky se někdy vyrábějí z betonu vyšší pevnosti, čímž se zvýší jejich únosnost a jejich počet pro danou šířku komunikace lze snížit. Nosníky VST jsou zvláštním typem s průřezem tvaru obráceného T. Spodní pás nosníku má pevné rozměry a výška stojiny se mění podle rozpětí. Vyrábějí se v délkách do 34 m, někdy ze samozhutnitelného betonu. Na uložené předem předpjaté nosníky se vybetonuje spřahu4

jící monolitická deska. Výhody prefabrikace se projevují zejména při mnohokrát opakovaném využití u dlouhých estakád. Pevné skruže Betonáže na pevné skruži patří mezi nejstarší technologie výstavby mostů. Je vhodná pro podmínky, kdy most je nízko nad terénem, má proměnný průřez, nebo je tak malý, že nestojí za to využívat nákladná zařízení pro jiné technologie. Skruže se vyvíjely od dřevěných individuálních konstrukcí přes částečně typizované podpůrné prvky, kombinované s dřevěným bedněním, až k dnešním kompletním systémům specializovaných firem vyrábějících bednění včetně podpůrných nosníkových a věžových prvků. Detaily jsou propracovány tak, aby umožňovaly rektifikaci skruže pro ustavení do přesné polohy, snadné odbedňování a posun bednění. Příkladem velkého železničního mostu stavěného na pevné skruži DOKA je součást projektu Nové spojení v Praze – most přes Masarykovo nádraží (největší rozpětí 39,8 m, celková délka 443 m). Posuvné skruže Posuvné skruže byly vyvinuty v Německu v 60. letech. U nás byla posuvná skruž poprvé použita na mostě u Hvězdonic (na D1) s dvoutrámovým průřezem na rozpětí 54 m. Výhodou této technologie je poměrně rychlý postup výstavby, zejména u dlouhých mostů, a přirozený vývoj konstrukce s malým rozdílem působení ve stavebním a definitivním stavu. Skruže se během doby vyvinuly v složitá zařízení s možností automatického posunu a hydraulického ovládání veškerých pohybů. Na našich stavbách se můžeme setkat s poměrně lehkými spodními skružemi s plnostěnnými hlavními nosníky (obr. 4), nebo s univerzálnějšími ale těžšími skružemi s příhradovými nosníky (obr. 5). Pro konstrukce, kde není dostatečný prostor pod mostem se používají horní skruže, na kterých je zavěšeno bednění na tyčích. Vysouvání mostů Vysouvání mostů patří mezi vysoce efektivní technologie, avšak podmínky jejího využití jsou omezené geometrickým tvarem konstrukce. Technologie doznala značných změn od svého prvního použití v Německu v 50. letech minulého století. Průkopnický projekt mostu přes řeku Caroni ve Venezuele v roce 1964 spočíval ve výstavbě celého mostu za opěrou, jeho předepnutí volnými kabely a vysunutí celku do definitivní polohy. Později se přistoupilo k postupnému vysouvání, aby prostor za opěrou využívaný pro betonáž mostu byl minimalizován. Standardní vysouvací zařízení jsou založena na třecím nebo lanovém/tyčovém systému přenosu síly mezi konstrukcí a výsuvným zařízením. U nás má tato technologie dlouholetou tradici, poslední vysouvané mosty byly poněkud atypické – most na tramvajové trati Hlubočepy–Barrandov byl vysouván směrem dolů ve spádu až 6,2 %. Most přes Rybný potok byl vysouván s celým širokým průřezem (obr. 6) pro oba směry dálnice D8. Konstrukce mostu měla hmotnost téměř 20 000 t, což kladlo velké nároky na dimenze zařízení i kluzných ložisek. Segmentové mosty Segmentová technologie byla vyvinuta ve Francii a poměrně rychle se rozšířila i do českých zemí. První segmentové mosty měly spáry vyplněné betonem, teprve později se přešlo na kontaktní výrobu segmentů, kde jsou spáry vyplněny pouze lepicím tmelem. Klasické segmentové komorové mosty jsou montovány vět-


4/2008

TÉMA TOPIC Obr. 4 Posuvná skruž na mostě u Kninic Fig. 4 Movable scaffolding system at the Kninice viaduct Obr. 5 Příhradová posuvná skruž Fig. 5 Truss movable scaffolding system Obr. 6 Výsuv mostu přes Rybný potok Fig. 6 Inremental launching of the bridge over the Rybný creek

šinou vahadlovým systémem. U menších mostů se též aplikovala montáž segmentů směrem vpřed s využitím dočasných podpor. Segmentová technologie je náročná na přesnost výroby segmentů, např. u dvoutrámových segmentů se projevovaly nepříznivě vlivy smršťování betonu, které je rozdílné v oblasti masivních trámů a tenkých desek. Předpínání segmentových mostů volnými kabely, které se využívá v posledních cca 20 letech, umožnilo vylehčení segmentů. Segmentové konstrukce jsou vysoce kvalitní, avšak spotřeba předpínací výztuže je větší než u běžných monolitických konstrukcí, a proto tato nevýhoda musí být kompenzována např. vysokou rychlostí výstavby, nebo jinými výhodami. Letmá betonáž Technologie letmé betonáže prošla též značným technologickým i konstrukčním vývojem. Starší letmo betonované mosty rámového typu byly navrhovány s klouby uprostřed rozpětí. Vycházelo se z idey jasného statického působení a snahy omezit namáhání pilířů staticky neurčitými silami. Ukázalo se, že většina těchto mostů trpěla nadměrnými průhyby a navíc lomem průhybové čáry právě uprostřed rozpětí, např. most přes přehradní nádrž u města Savines v jižní Francii (obr. 7), kde je průhyb polí i lom průhybové čáry jasně patrný. U nás bylo takto postaveno několik mostů. Mosty u Zvíkova byly rekonstruovány a klouby v polích byly zrušeny. Později se klouby přestaly navrhovat, ale přesto vlivem nedostatečného nebo nevhodně navrženého předpětí docházelo k průhybům těchto mostů a rekonstrukce byly nevyhnutelné, např. most v Děčíně. Novější letmo betonované mosty již byly navrženy s ohledem na tyto nepříznivé jevy a k výraznému nárůstu průhybů nedochází. Na mnoha mostech se provádí měření a přesto, že průhyby s časem narůstají, zůstávají v přípustných mezích. Nejnovějším dokončeným mostem betonovaným letmo u nás je most přes údolí Hačky u Chomutova na rozpětí 106 m, ve směrovém oblouku ve výšce až 62 m nad okolním terénem. V současné době se staví letmo betonovaný most přes Labe u Litoměřic, který svým rozpětím 150 m bude partně v této technologii rekordním u nás. Dominantní stálé zatížení letmo betonovaných mostů lze redukovat využitím vysokopevnostních betonů nebo lehkých konstrukčních betonů, jak je to obvyklé ve skandinávských státech. Obloukové mosty Obloukové mosty patří k nejstarším konstrukčním systémům, které jsou pro použití betonu velmi příznivé (využívají jeho přirozenou tlakovou pevnost). Oblouky s horní mostovkou typické pro hluboká údolí působí velmi esteticky. Jsou známé velmi zdařilé oblouky navrhované Christianem Mennem zejména ve Švýcarsku. Oblouky se spodní mostovkou doplněné často táhlem nabízejí prostor ke kombinaci betonu a oceli. Mostovky se dnes navrhují většinou betonové předpjaté. Oblouky lze stavět mnoha způsoby, klasické betonáže na pevné skruži se dnes nahrazují betonáží letmo s vyvěšováním s pomocným pylonem nebo postupBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4

5

6

nou betonáži oblouku současně s mostovkou, kdy se konzolový stav řeší pomocnými diagonálami a vzniká vysoká příhradová konstrukce. Tento postup byl použit velmi efektivně při výstavbě plochého oblouku u mostu Infant Henrique (2003) v Portu [3]. Obloukové mosty však bývají nákladnější než mosty stavěné klasickými technologiemi s použitím standardních výrobních zařízení. Pro výstavbu obloukových mostů proto musí být zvláštní důvody ať již estetické nebo takové, které vlivem lokálních podmínek oblouky zvýhodňují. U nás se v poslední době mnoho obloukových mostů nepostavilo. Nyní je ve výstavbě dálniční mostu přes Opárenské údolí na D8 (obr. 8). Obloukový most s horní mostov4/2008

5

TÉMA TOPIC

Obr. 7 Deformovaný most u Savines le Lac Fig. 7 Deformed bridge at Savines le Lac Obr. 8 Most přes Opárenské údolí – vizualizace (Pontex, s. r. o.) Fig. 8 Bridge over Oparno valley – visualization (Pontex, s. r. o.) Obr. 9 Lávka přes Švýcarskou zátoku Fig. 9 Footbridge over the Swiss bay

7

8

Extradosed mosty Přechod mezi trámovými a zavěšenými konstrukcemi tvoří mosty označované jako extradosed. Ohybovou tuhost zajišťuje trám mostu a místo závěsů jsou využity předpínací kabely vyvedené na nízké pylony, aby se více aktivovaly jejich nadlehčovací síly. U nás byl postaven např. most přes Labe u Nymburka (hlavní pole o rozpětí 132 m) [5], kde je navržena hybridní konstrukce. Krajní pole a konzoly pod pylony s náběhy jsou z betonu a střední část hlavního pole v délce 52 m je z oceli se spřaženou betonovou deskou (z důvodu vylehčení a montáže zaplavením). Výhodou systému je velmi malá konstrukční výška mostu, kdy pylony ani nepřevyšují koruny okolních stromů.

kou je navržen proto, že jde o exponovanou oblast chráněné krajinné oblasti, kde není povolen přístup do údolí. Výstavba betonováním oblouku letmo a postupná betonáž mostovky na výsuvné skruži je organizována zcela z oblastí za patkami oblouků. Dálniční úsek s mostem bude dokončen v roce 2010, čímž se zprovozní poslední úsek D8 mezi Prahou a Drážďany.

Lávky Lávky jsou poměrně malé objekty, které však svými specifickými vlastnostmi umožňují využití pokrokových konstrukčních systémů a zároveň architektonické ztvárnění, které by u velkých mostních konstrukcí nebylo možné. Ve světě se proslavily lávky s předpjatým visutým pásem, které u nás začal navrhovat Prof. Stráský. Jejich výhodou je lehká konstrukce využívající materiálové vlastnosti betonu i oceli, která může překonávat velká rozpětí. Jednou z mimořádně zdařilých lávek, která byla mimo jiné oceněna fib v roce 1994, je visutá lávka přes Švýcarskou zátoku (1993, rozpětí 252 m) přehradní nádrže Vranov (obr. 9). Předpětí pomocí systému visutých lan a předpjatého pásu dostatečně ztužuje pouze 0,4 m tlustou prefabrikovanou desku mostovky. I menší lávky mohou být zajímavé, jako např. lávka přes plavební komoru v Poděbradech (rozpětí 31 m) [6], která využívá spolupůsobení betonové desky s ocelovou podpůrnou trubkovou konstrukcí. Lávka působí velmi lehce a je doplněna působivou točitou rampou.

Zavěšené mosty Betonové zavěšené mosty se prosazují pro velká rozpětí (přes 100 m) ve větším měřítku od 70. let dvacátého století. Konstrukce mají dvě základní koncepce podle počtu rovin závěsů. Mosty

Spřažené ocelobetonové mosty Spřažené ocelobetonové mosty stojí na okraji betonového stavitelství. Hlavním nosným prvkem jsou ocelové nosníky, avšak i betonová deska je nedílnou součástí nosného systému. Spřa-

9

6

s jednou rovinou závěsů s tuhým průřezem na kroucení působí elegantně a jsou vhodné pro mosty spíše kratších rozpětí, kde potřebnou tuhost zajišťuje obvykle komorový průřez. Mosty s dvěma rovinami závěsů mají lehčí mostovky a jejich tuhost je zajištěna lanovým systémem. U nás výstavba zavěšených mostů začala v 80. letech minulého století, kdy se stavěly současně mosty přes rybník Jordán u Tábora (1991, rozpětí 111 m) a most přes Labe u Poděbrad (1990, rozpětí 123 m). Od té doby byly postaveny další zavěšené konstrukce, jednou z posledních je most přes Odru na D47 (2007, rozpětí 105 m) [4]. Zavěšené konstrukce jsou velmi lehké a elegantní, avšak nepatří mezi nejlevnější. V některých oblastech je překážkou potřeba vysokých pylonů buď z praktických důvodů (např. blízkost letiště), nebo z důvodů estetických.


3/2008

TÉMA TOPIC žené konstrukce jsou výhodné z hlediska trvanlivosti, malé hmotnosti a relativně snadné a rychlé výstavby. Vhodným konstrukčním uspořádáním lze dosáhnout velmi kvalitních konstrukcí. Klasicky se montují ocelové nosníky a pak se dobetonuje deska. Ocelové konstrukce lze též výhodně vysouvat, bez betonové desky jsou lehké a lze s nimi manipulovat malými silami. V ojedinělých případech je výhodné dokonce vysouvat kompletní ocelobetonovou konstrukci. Tak byl stavěn most na D3 u obce Rzavá (2007) s typickým rozpětím 36 m. MOSTNÍ PŘÍSLUŠENSTVÍ Mostní příslušenství, závěry, ložiska, odvodnění atd., jsou prvky, které přímo neovlivňují statický systém konstrukcí, ale na nich a na detailech jejich zabudování do mostu přímo závisí životnost mostu. Proto se dnes více než dříve klade důraz na jejich kvalitu a na způsob jejich připojení do betonové konstrukce. Pokrokem jsou integrované mosty, které ložiska a mostní závěry vůbec nemají. BUDOUCNOST BETONOVÝCH MOSTŮ Beton jako konstrukční materiál se v mostních stavbách osvědčil a nesčíslný počet aplikací ukazuje, že je výhodné konstrukční systémy dále rozvíjet. Předpjatý beton je základním stavebním prvkem betonových konstrukcí mostů téměř všech rozměrů. Hlavním trendem je proto zajištění spolehlivosti a trvanlivosti předpjatých konstrukcí. Pozornost se upírá na ochranu předpínací výztuže proti korozi. Předpínací systémy se zdokonalují v ochraně lan a závěsů konstrukcí. Proti účinkům bludných proudů se navrhují elektricky izolované předpínací jednotky, které umožňují lepší kontrolu a zajišťují dlouhou životnost kabelů. Výzkum se též zabývá využitím předpínacích jednotek z nekovových kompozitů. Jako nejvhodnější se zatím jeví jednotky z polymerů vyztužených uhlíkovými vlákny (CFRP), které mají vysokou tahovou pevnost, nejsou náchylné na degradaci vlivem atmosférických vlivů a navíc mají nízkou objemovou hmotnost. Ta je výhodná zejména u dlouhých šikmých závěsů, kdy se vlivem průhybu od vlastní tíhy závěsu redukuje jeho tuhost. U lehčích závěsů je průvěs menší a závěsy jsou tužší. Nevýhodou uhlíkových kompozitů je jejich ortotropní vlastnost, tj. pevnost ve směru vláken a kolmo na ně je značně rozdílná. To působí problém zvláště u kotevních systémů, kde nelze využít samosvorných efektů, jako u kotvení oceli. Vyvíjejí se speciální kotvy, kde je uhlíkový kabel zalit vhodnými materiály do kotevních těles. Rozvoj v oblasti technologie betonu vytváří další rezervy pro rozvoj betonových mostů. Úpravou technologických postupů při výrobě betonu se dosahuje vyšších pevností, ale též vyšší odolnosti proti atmosférickým vlivům a účinkům CHRL. Obecně samotné zvýšení pevnosti nemusí vždy znamenat i zvýšení odolnosti, ale přizpůsobením složení se odolnost betonu zvýšit dá. Hutná struktura získaná například přidáním mikrosiliky, která díky jemnému zrnění, jemnějšímu než má cement, vytvoří hutnější strukturu a výrazně přispívá k vytvoření odolného materiálu. Kvalitnější betony mají též rychlejší nárůsty pevností a mnohdy je možné urychlit postup výstavby. Trend vylehčování konstrukcí lze realizovat pomocí využití kvalitních a pevnějších materiálů, a snížit tak objem a hmotnost konstrukce, nebo použitím vylehčených betonů. Zatímco dříve byly lehké betony používány pouze na nenosné části konstrukce, setkáváme se dnes s lehkým konstrukčním betonem i u předpjatých konstrukcí. Na bázi cementových kompozitů byly vyvinuty tzv. betony velmi

Literatura: [1] Troyano L. F.: Bridge Engineering a global perspective, Thomas Telford, London 2003 [2] Pauser A.: Massivbrücken ganzheitlich betrachtet. Österreichische Zementindustrie und ÖVBB, Wien 2002 [3] Adao de Fonseca A., Millanes Mato F., Bastos R., Matute Rubio L.: The Infant Henrique Bridge over the River Douro, in Porto, Portugal. Proc. of the 2nd fib International Congress, Naples, 2006, ID 1-16 [4] Konečný L., Novák R., Romportl T., Stráský J.: Projekt zavěšeného mostu přes řeku Odru, Brno, Mosty 2007 [5] Kalný M., Němec P., Kvasnička V., Brnušák A.: Zavěšený most přes Labe u Nymburka, Beton TKS, 4/2007, str. 20–25 [6] Kalný M., Souček P., Lojkásek O.: Lávka u zdymadla v Poděbradech, Beton TKS, 4/2003, str. 10–13

vysokých pevností – UHPC (pevnost v tlaku může přesahovat 200 MPa). Jde o velmi jemnozrnné materiály z přírodního kameniva s vysokým podílem cementu a jemnými plnivy. Pro snížení křehkosti jsou přidávána jemná ocelová vlákna. Pevnost v tahu se pohybuje kolem 10 MPa (např. Ductal). Jejich využití se zatím omezuje převážně na tenkostěnné prefabrikované dílce a konstrukce, které lze díky vysoké pevnosti spojovat volným předpětím mimo průřez. Dosud bylo postaveno několik lávek, avšak i přes vysokou cenu se tento materiál postupně prosazuje, jeho spotřeba je ve srovnání s běžným betonem velmi nízká. Podstatnou výhodou UHPC proti oceli je vysoká odolnost proti chemickým vlivům a účinkům prostředí, tyto konstrukce není třeba opatřovat žádnou ochranou. Další prostor pro rozvoj betonových mostů je v oblasti technologie výstavby. Přestože základní technologie byly zavedeny již v minulém století, rozvoj materiálů, zvedacích mechanizmů a měřicích a kontrolních zařízení umožňuje navrhovat nové postupy montáže, sestavování a manipulací, které by dříve nebyly možné. Největší prostor pro inovace je u velkých projektů, kde se vyplatí do nových zařízení investovat. Jako příklad lze uvést vysouvací zařízení mostu u Millau, kde na každém pilíři bylo instalováno nezávislé hydraulické zařízení pro posun mostu, které bylo elektronicky synchronizováno se zařízeními na ostatních pilířích. Podobné menší systémy pronikají i do menších projektů. Např. systémy pro synchronní zvedání těžkých břemen se stávají postupně běžnými komerčními zařízeními. Vývoj betonových konstrukcí lze vidět optimisticky, a to zejména v době, kdy cena oceli závratně stoupá. V mnoha případech by bylo výhodné se zamyslet nad konstrukčním řešením i technologií výstavby připravovaných mostů a hledat optimalizovaná řešení, která by zajistila požadavky investora na kvalitu díla, na estetické působení a v neposlední řadě i na vynaložené náklady. V článku byly částečně zmíněny výsledky Grantového projektu GAČR č. 103/06/1627. Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc. Metrostav, a. s. Koželužská 12, 180 00 Praha 8 tel.: 266 709 317, e-mail: [email protected] Fotografie: obr. 1 až 4, 6, 7 a 9 autor, obr. 5 Josef Husák, obr. 8 – vizualizace, Pontex, s. r. o.

7

PROFILY PROFILES

REDROCK CONSTRUCTION, S. R. O. Historie společnosti se začala psát na počátku devadesátých let ve skupině mladých inženýrů, absolventů Stavební fakulty ČVUT. Motorem byla touha vymyslet něco nového, přetavit nabyté poznatky do skutečné praxe. Zrovna otevřený svět s sebou přinášel nové možnosti a pro nové myšlenky nehrála vzdálenost žádnou roli. V několik tisíc kilometrů vzdálené Austrálii se uzavírá partnerství a v laboratořích se rodí legendární Permapatch®, originální sanační malta pro betonové konstrukce. Jen pár týdnů poté společnost zahajuje první specializovanou výrobu sanačních malt v Československu. Úspěchy na realizovaných projektech otevíraly cestu našim výrobkům a technologiím na zahraniční trhy. Zkušenosti získané z různých klimatických podmínek zase nastartovaly další kola inovací a přinesly impulsy pro nový vývoj. Dalším logickým krokem ve vývoji společnosti bylo vyhledávání zcela nových speciálních materiálů a technologií. Den po dni, měsíc za měsícem, vyhledat, vybrat, otestovat, připravit pro distribuci. Vybrat jen a pouze samotné jádro, bez ohledu na to, jak

speciální stavební technologie, přináší. Citlivě vnímáme stále se měnící skutečnost, měřenou tak pomíjivou jednotkou, jakou je čas. Základní stavební materiály zná lidstvo od svého počátku, a přesto každá doba přicházela s něčím novým, s něčím, na čem stálo a stojí za to dále stavět. Vyvíjíme, objevujeme, zkoušíme a především prověřujeme. Pokud ucítíme, že v neustále rostoucí nabídce materiálů a technologií přeci jen nějaký prvek chybí nebo nesplňuje požadovaná kritéria, jsme připraveni zahájit jeho vývoj. Snažíme se bezezbytku využít všech znalostí a zkušeností, zkombinovat je s nejnovějšími trendy, zapojit do vývoje naše kolegy v zahraničí, spojit úsilí s našimi obchodními partnery, nebo iniciovat spolupráci se špičkovými vědeckými týmy. To vše pro jediný cíl – sestavit přiměřeně jednoduchou originální formuli, která posune vývoj komplexních řešení zas o nějaký kousek kupředu. Než se ale jakýkoliv výrobek dostane do našich řešení, čeká jej bez výjimky náročná cesta. Nejen, že musí splnit všechny zákonné podmínky a technická

1

2

4

5

bude cesta k němu náročná a složitá. Zůstat smějí jen ti nejlepší. Mít k dispozici perfektní produkt byl, je a bude nezbytný základ. Ale zde naše cesta teprve začíná, je třeba se zamyslet nad samou podstatou služby materiálových inženýrů. Naslouchat, řešit a být připraven pomoci. Některé stavby přetrvávají staletí, a přesto se mění každý den, každý okamžik, a my chceme být u toho. Kaleidoskop produktů, služeb, technologií. Každý dílek je sám o sobě jedinečný a perfektně fungující. Přesto nám to nestačí, naším cílem je vystavět kreativní řešení, která jsou schopna uspokojit speciální požadavky zákazníků – i ty, které nestačili zatím vyslovit. Ta touha něco objevovat v nás zůstává dodnes. Pilířem našeho podnikání je vývoj a výroba speciálních stavebních materiálů. Každý den se učíme, abychom mohli naše zákazníky naučit nejnovější triky, které tak báječný obor, jakým jsou 8

3

6

kritéria, ale stejnou měrou klademe nároky na ekonomické řešení, vhodnost obalů nebo operativní logistiku. Chceme pro každého zákazníka připravit řešení nejen technicky propracovaná, ale i zároveň efektivní. S úsměvem vzpomínáme, jaké to bylo, když jsme zahajovali první specializovanou výrobu sanačních materiálů pro betonové konstrukce v Československu. Od té doby uběhla již pěkná řádka let, během které jsme společně ušli pořádný kus cesty. Dnešní výroba produktů se značkou Redrock v České republice splňuje ty nejpřísnější požadavky zákazníků v tuzemsku i v zahraničí. Automatizovaný, počítači řízený provoz vyrábí v současnosti speciální produkty srovnatelné s absolutní špičkou v oboru. Systém řízení jakosti podléhá mezinárodním standardům ČSN EN ISO 9001 a plně zaveden je i enviromentální management podle CSN EN ISO 140001.


4/2008

PROFILY PROFILES Klíčovými produkty vyráběnými pod naší značkou jsou speciální cementové směsi legendární řady sanačních materiálů pro betonové konstrukce Permapatch®, podlahové povrchy Redfloor™, speciální malty a zálivky Redpatch™, ale také specializované ochranné nátěry pro betonové konstrukce Redcoat™, či systémy těsnění betonových konstrukcí založené na unikátním principu hloubkové krystalizace Krystol®. Druhým pilířem našeho podnikání je odborné poradenství a s ním úzce svázaný obchod. Každý projekt je pro nás skutečný originál, dílo, jenž má své přesně určené parametry, které mu vymezili naši zákazníci. Investujeme proto veškeré své znalosti, schopnosti a zkušenosti, abychom dosáhli vytčeného cíle. Naší snahou je v tomto prostoru najít, navrhnout a dodat to nejefektivnější řešení. Naší činností se snažíme pokrýt spektrum speciálních technologií v řadě stavebních oborů. Věnujeme se řešením pro terénní a zemní práce, zakládání staveb, tunely, podzemní konstrukce a báňské stavby, mosty, dopravní stavby a letiště, vodohospodářské stavby a inženýrské sítě, průmyslové, pozemní i občanské stavby. Jsme prostě tam, kde nás v danou chvíli naši zákazníci potřebují.

Obr. 1 Železniční most v Dolní Lutyni Obr. 2 Vodní dílo na Želivce Obr. 3 Administrativní centrum v Praze Obr. 4 Skládka komunálního odpadu v Chomutově Obr. 5 Teplárna v Ostravě Obr. 6 Penzion v Krnově Obr. 7 Letiště v Čáslavi Obr. 8 Čistírna odpadních vod v Rokycanech Obr. 9 Silniční most v Horní Vltavici Obr. 10 Tunel Mrázovka v Praze

7

8

9

10

Královskou hrou jsou pak pro nás betonové konstrukce. Připravujeme pro ně projekty řešení sanací různých typů konstrukcí, modely jejich těsnění proti vodě, řešení různého stupně ochrany či zvyšování odolnosti. Jsme kreativní a chceme doporučovat jen to nejlepší. Vytvořili jsme a stále doplňujeme širokou bázi špičkových produktů a technologií tak, abychom byli schopni vždy navrhnout jen to, co zákazník skutečně potřebuje. Nezůstáváme stát na místě, propojujeme ověřené postupy s novými prvky. Snažíme se tak být vždy o malý krůček napřed, abychom byli připraveni pomoci našim partnerům včas. Společnost Redrock Construction, s. r. o., je zakládajícím členem skupiny Redrock Group. Skupiny, která operuje v řadě zemí světa mimo jiné v Austrálii, Velké Británii, Irsku, Polsku, Nizozemí či Slovensku. Od samého počátku si uvědomujeme, jak důležitá je spolupráce. Jak jeden bez druhého dokážeme hodně, ale BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

společně mnohem více. Řada produktů, technologií a řešení by bez ní nevznikla. Bez výměny posledních informací, bez možnosti zkoušet v rozdílných podmínkách, bez zkušeností z realizovaných projektů. I když hovoříme různými jazyky a žijeme v různých zemích, naše cíle jsou společné. Chceme nabídnout kreativní dynamická řešení a využít potenciál našich vývojových i výrobních kapacit. Zákazníkům tak můžeme nabídnout ještě něco navíc.

Ing. Aleš Jakubík Redrock Construction, s. r. o. Újezd 40/450, 11800 Praha 1 – Malá Strana tel.: 283 893 533, fax: 284 816 112 [email protected]

4/2008

9

STAVEBNÍ

KONSTRUKCE STRUCTURES

PROJEKT

ZAVĚŠENÉHO MOSTU PŘES ODRU D E S I G N O F T H E C A B L E - STAY E D B R I D G E AC R O S S T H E O D R A R I V E R 1

Mnoho investorů z důvodů umožnění oprav a převedení dopravy na druhý most dává přednost konstrukcím, u kterých je každý směr dálnice veden po samostatné mostní konstrukci. Popisovaný most ukazuje možné řešení pro osově zavěšenou konstrukci. ARCHITEKTONICKÉ

A KONSTRUKČNÍ

ŘEŠENÍ

Most kříží řeku pod šikmým úhlem 54°. Osa dálnice vede v půdorysném oblouku o poloměru 1,5 km, který v zavěšené části přechází v přímou a je ve vrcholovém zakružovacím oblouku s poloměrem 20 km. Ačkoliv zavěšená konstrukce vždy vytváří výraznou dominantu, byla konstrukce i jednotlivé konstrukční prvky navrženy tak, aby nepřehlušovaly, ale doplňovaly krásnou krajinu. Návrh konstrukce vychá2

JI Ř Í STR ÁSKÝ, LI BOR KON EČ NÝ, R I C H A R D N O VÁ K , T O M Á Š R O M P O R T L Zavěšený most postavený na dálnici D47 přes řeku Odru je popsán z hlediska architektonického, konstrukčního a technologického. Most o celkové délce 605 m je zavěšen v ose mostu na jednosloupovém pylonu. Mostovka je tvořena dvěma komorovými nosníky bez tradičních vnějších konzol. V zavěšených polích jsou komorové nosníky vzájemně spojeny příčně předepnutou mostovkovou deskou vybetonovanou mezi nosníky a osamělými vzpěrami. Závěsné kabely mají semi-radiální uspořádání a jsou situovány v ose mostu. A cable stayed bridge, which was built on the freeway D47 across the Odra River, is described in terms of the architectural and structural solution and technology of the construction. The main span of the bridge of the total length of 605 m is suspended on one single pylon situated in the bridge axis. The decks of the twin bridge are formed by two cell box girders without traditional overhangs. In the suspended spans the girders are mutually connected by a top slab and by individual struts. The stay cables of the semi-radial arrangement are situated in the bridge axis. The deck of the bridge was cast span-by-span in the formwork suspended on the overhead scaffolding system. 10

Dálnice D47 prochází mezi Ostravou a Bohumínem po mostě délky 605 m přes řeku Odru a přes Antošovická jezera. S ohledem na vedení trasy a plavební profil plánovaného plavebního kanálu bylo nutno navrhnout konstrukci s minimální stavební výškou. Most je situován na předměstí Ostravy v rekreační oblasti Antošovických jezer. Proto bylo snahou navrhnout estetickou konstrukci, která by se mohla stát symbolem nové dálnice. Z tohoto důvodu byla přijata konstrukce zavěšená v ose mostu na jediném pylonu situovaném v prostoru mezi řekou a jezery (obr. 1).

zel z projektantovy filosofie jednoty tvaru a funkce. Úměrnost řešení byla vždy posuzována ekonomií spotřeby materiálu a práce. Protože most je pod různými úhly viditelný nejen z dálnice, ale také ze břehů řeky a jezera, bylo snahou navrhnout jasně čitelnou konstrukci. Proto je konstrukce zavěšena v ose mostu na jednosloupovém pylonu, a tak v každém pohledu vytváří závěsy s mostovkou tvarově čistou konstrukci. Jak mostovka s římsou, tak i spodní stavba a pylon mají shodné tvarování zdůrazňující proudnicový tvar


4/2008

STAVEBNÍ

21,5 + 33 + 2 x 36 + 105 + 56,57 + 39,43 + 6 x 39 + 27,5 m (obr. 2). Protože do pravého mostu zasahují připojovací a odbočovací pruhy přilehlé křižovatky, je šířka prvních polí obou mostů rozdílná – od 14,6 do 13,6 m. Hlavní pole přemosťující řeku Odru je prostřednictvím čtrnácti závěsů zavěšeno na 46,81 m vysokém pylonu. S ohledem na šikmé křížení nejsou nosníky u pylonu podepřeny, ale jsou na pylon nepřímo zavěšeny. Závěsné kabely mají semi-radiální uspořádání a jsou symetricky zakotvené do přilehlých polí situovaných v prostoru mezi řekou a jezerem. V mostovce jsou kotveny po 6,07 m, v pylonu po 1,2 m. Nosnou konstrukci každého mostu tvoří dvoukomorový nosník výšky 2,2 m bez

3 4

Obr. 1 Most přes Odru a Antošovická jezera Fig. 1 Bridge across the Odra River and Antosovice Lakes


5

6

Obr. 2 Podélný řez: a) zavěšená pole, b) most Fig. 2 Elevation: a) suspended spans, b) bridge Obr. 3 Příčný řez: a) mostovka v zavěšených polích, b) estakádní pole, c) zavěšená pole u pylonu Fig. 3 Cross section: a) deck at suspended spans, b) approach spans, c) suspended spans at pylon Obr. 4 Estakádní pole (vizualizace) Fig. 4 Approach spans Obr. 5 Spojení nosníků v zavěšeném poli Fig. 5 Girders connection in suspended span Obr. 6 Statické působení Fig. 6 Static function

konstrukčních prvků. Aby mohly být co nejštíhlejší, jsou nejvíce namáhané prvky navrženy z vysokopevnostního betonu. Protože osové zavěšení vyžaduje torzně tuhou konstrukci, je mostovka tvořena dvěma co možná nejširšími komorovými nosníky navrženými bez tradičních vnějších konzol. S ohledem na šikmé křížení místních komunikací jsou délky prvních tří polí rozdílné. Pravý most směřující na sever má rozpětí polí 24,5 + 2 x 33 + 36 + 105 + 56,57 + 39,43 + 6 x 39 + 27,5 m; levý most směřující na jih má rozpětí polí


4/2008

tradičních konzol (obr. 3 a 4). Spodní desky obou komor jsou skloněny, v ose nosníků jsou zakřiveny. V zavěšených polích jsou komorové nosníky vzájemně spojeny příčně předepnutou mostovkovou deskou vybetonovanou mezi nosníky a osamělými vzpěrami umístěnými v osové vzdálenosti závěsů (obr. 3). Závěsy jsou kotveny v kotevních blocích situovaných ve spojující desce. Prefabrikované vzpěry, kloubově spojené s nálitky komorových nosníků, spojují spodní zakřivené části nosníku a spolu se skloněnými deskami tvoří čistý příhradový systém pře11

STAVEBNÍ


7

nášející sílu ze závěsu do stěn nosníků (obr. 5 a 6). Vzpěry se od středu mostu směrem k nálitkům nosníků plynule rozšiřují. Naopak jejich tloušťka se plynule zmenšuje (obr. 5). Plocha vzpěr je tedy konstantní. Jejich tvar vyplynul z jasných statických požadavků, to je roznést tlakové namáhání do co největší šířky a zároveň garantovat stabilitu tlačeného kloubově podepřeného prvku. Mezi kotvami závěsů jsou ve spojující desce navrženy kruhové otvory umožňující prosvětlení prostoru pod mostem a revizi podhledu konstrukce. Protože závěsy byly napínány až po příčném spojení obou komorových nosníků, otvory současně omezují lokální tahové napětí, které vzniká za kotvami závěsů. Komorové nosníky jsou v estakádních částech navrženy z betonu třídy C30/37 XF1, v zavěšené části z betonu C35/45 XF1. Nosníky jsou podélně a příčně předepnuty. Pylon je tvořen ocelovým sloupem osmiúhelníkového průřezu spřaženým s vnějším betonovým pláštěm zaoble-

8

ného tvaru (obr. 7 až 10). V horní části ocelové konstrukce pylonu jsou kotveny závěsy, vnitřní prostor ocelové konstrukce pod kotvením závěsů je vyplněn vysokopevnostním betonem [1]. Pylon má konstantní tloušťku 3 m; jeho šířka pod mostovkou je 4,1 m, nad mostovkou je 2,4 m. Beton pylonu a horní desky s kotevními bloky je třídy C60/75 XF1. Všechny pilíře mají eliptický průřez šířky 4,1 m a tloušťky 1,6 m. Na opěrách a pilířích 1 až 5 a 9 až 15 je mostovka podepřena dvojicí hrncových ložisek. Na pilířích 7 a 8, které podporují kotvící pole, jsou pilíře spojeny s mostovkou a základy vrubovými klouby a tvoří kyvné stojky (obr. 11). Vrubové klouby jsou předepnuté dvojicí svislých kabelů vedených v plastových kanálcích. Kabely zajišťují dostatečný přítlak v kloubech během provozu. Pylon, pilíře a opěry jsou založeny na vrtaných pilotách průměru 1,2 m. Pro závěsy je použit systém VSL SSI 2000 [2]. Závěsy jsou sestaveny z 55 až 91 lan ∅ 15,7 mm a pevnosti 1 860 MPa. Lana jsou opatřena těsně extrudovaným HDPE obalem tloušťky 1,5 mm a antiko10

12

9 Obr. 7 Zavěšení nosníků na pylonu (vizualizace) Fig. 7 Suspension of the deck on the pylon Obr. 8 Tvar pylonu a podpěr: příčný řez Fig. 8 Shape of the pylon and piers: cross section Obr. 9 Příčné řezy pylonem: a) v místě kotvení závěsů, b) pod závěsy, c) nad mostovkou, d) pod mostovkou Fig. 9 Pylon’s sections: a) at stays’ anchors, b) bellow stays, c) above deck, d) bellow deck Obr. 10 Pylon – ocelový sloup a spřažený betonový plášť Fig. 10 Pylon – steel column and composite concrete cover Obr. 11 Kotvící pilíř Fig. 11 Anchor pier

11


4/2008

STAVEBNÍ

rozním voskem (typ Cohestrand). Lana jsou vedena v HDPE trubkách s vnějším povrchem opatřeným šroubovitým nálisem (tzv. Helical rib), který za deště zajišťuje odkapávání vody a tak omezuje kmitání závěsů od větru. Dynamický výpočet provedený Prof. Ing. Mirošem Pirnerem, DrSc., prokázal, že závěsy s tlumiči kmitání nejsou nutné. Vnější římsy se skládají z monolitické části a lícních prefabrikátů čočkovitého tvaru, vnitřní římsy jsou klasické, monolitické se svislými stěnami. Na vnějších i vnitřních římsách jsou osazena zábradelní svodidla ZSSK/H2. Odvodnění mostu je svedeno přes klasické odvodňovače umístěné podél obrub do páteřního potrubí v komorových nosnících levého a pravého mostu s vyústěním do spadišť, která jsou součástí zpevnění pod mostem tvořeného lomovým kamenem. Na koncích mostů jsou navrženy betonové zídky jasně oddělující most od násypu. S ohledem na průlet ptáků jsou závěsy orientačně osvětleny. Intenzita osvětlení může být při slavnostních příležitostech zvětšena.

T E C H N O LO G I E

V Ý S TAV BY

–

KONSTRUKČNÍ USPOŘÁDÁNÍ

Detailní uspořádání konstrukce vyplynulo z technologie výstavby [3]. V nabídkovém projektu byla mostovka navržena z prefabrikovaných segmentů spřažených s mostovkovou deskou, montáž se uvažovala letmo v symetrických konzolách od pilířů. Zhotovitel se však rozhodl betonovat celou konstrukci po polích v bednění zavěšeném na výsuvné skruži situované nad mostovkou. Použit byl Overhead Strukturas Movable Scaffolding System (obr. 12 a 13). S ohledem na rozpětí skruže bylo nutno v zavěšených polích postavit montážní podpěry, které se po spojení a zavěšení obou mostů na pylon odstranily. Technologie stavby vyžadovala, aby se nejdříve vybetonovaly oba nosníky, teprve potom bylo možné postavit pylon a nosníky vzájemně spojit a zavěsit na pylon (obr. 14). Konstrukční uspořádání skruže neumožnilo navrhnout u pylonu příčník, který by přenesl smykové síly z nosníků do pylonu. Proto jsou nosníky na pylon příčně

12

Obr. 12 Stavba a předpětí estakádních polí: a) výsuvná skruž, b) soudržné kabely: 1 - přímé kabely, 2 – ohýbané kabely, c) vnější, nesoudržné kabely Fig. 12 Construction and prestressing of typical spans: a) movable scaffolding, b) bonded tendons, 1 – straight tendons, 2 – draped tendons, c) external, non-bonded tendons

Obr. 13 Výsuvná skruž situovaná nad mostovkou Fig. 13 Overhead movable scaffolding

Obr. 14 Postup stavby: a) postupná betonáž mostovky, b) montáž ocelového jádra pylonu, c) postupná betonáž pláště pylonu, d) spojení a zavěšení nosníků Fig. 14 Construction sequences: a) progressive casting of the deck, b) erection of the pylon’s steel core, c) progressive casting of the pylon’s cover, d) connection and suspension of the deck

13

14a, b BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE


14c, d 4/2008

13

STAVEBNÍ


15

nepřímo zavěšeny (obr. 7). Komory přilehlé k pylonu jsou zesíleny vnitřními příčníky a mostovková deska je s pylonem spojena příčným předpětím. Smykové síly jsou přeneseny ze stěn nosníků do pylonu skloněnými kabely, které příčně předpínají podporové příčníky. Příčný ohyb je přenášen předepnutou horní deskou a vzpěrami situovanými po obou stranách pylonu. Spodní skloněná deska, která je namáhaná velkým smykovým napětím, je v prostoru mezi pylonem a první vzpěrou zesílena. Montážní podpěry byly tvořeny prefabrikovanými segmenty komorového průřezu vzájemně spojenými svislými předpínacími tyčemi zakotvenými v monolitických základech. Základy byly s ohledem na budoucí plavební kanál podepřeny nevyztuženými vrtanými pilotami, které lze při stavbě kanálu snadno odstranit. Při stavbě byla výsuvná skruž podepřena vždy nad podporami. Její přední část byla podepřena podporovým segmen-

tem uloženým na montážně znehybněných ložiscích (obr. 15). Protože nosníky byly předepnuty jak vnitřními soudržnými kabely, tak vnějšími nesoudržnými kabely kotvenými v podporových příčnících, byla konstrukce betonována po polích bez tradiční přečnívající konzoly. Nejdříve se vybetonovala spodní deska se střední stěnou (obr. 16), po částečném předepnutí konstrukce jedním soudržným 19laným kabelem se vybetonovala horní deska. Po předepnutí příčných kabelů se předepnuly zbývající podélné kabely a skruž se přesunula do dalšího pole. Při stavbě běžných polí se napínaly vnitřní soudržné podélné kabely a vnější kabely vedené podél stěn (obr. 12b2 a 12c). Vnitřní kabely jsou dvojího druhu, ohýbané vedené ve střední stěně, a přímé, vedené na okrajích. Protože předpětí bylo vyvozeno také vnějšími kabely, bylo možno ve spáře spojkovat všechny ohýbané kabely. Přímé kabely

byly střídavě spojkovány klasickými a plovoucími spojkami (obr. 12b1). Vnější kabely jsou ohýbány v deviátorech situovaných přibližně ve čtvrtinách polí a v podporových příčnících. Kabely jsou vedeny přes dvě pole, proto v podporových příčnících bylo možno kotvit jen jednu polovinu kabelů (obr. 12c). Zavěšená pole jsou předepnuta přímými vnitřními a vnějšími podélnými kabely. Protože při stavbě působila zavěšená pole jako spojitý nosník, byla tato pole dočasně předepnuta vnějšími ohýbanými kabely. Ty se v průběhu zavěšení mostovky na závěsy odstranily. Mostovka běžných polí je příčně předepnuta vnitřními soudržnými kabely vedenými v horní desce. V zavěšených polích byla po vybetonování spáry mezi nosníky mostovka dodatečně předepnuta přímými kabely spojitosti vedenými v horní desce a ohýbanými kabely situovanými v žebrech skloněných spodních desek. Tyto kabely propojují levý a pravý most, zajišťují tlakovou rezervu v horní desce a přenáší posouvající sílu ze středních stěn komorových nosníků do kotev závěsů. S T AT I C K Á A D Y N A M I C K Á A N A LÝ Z A Podle analyzovaného problému byla konstrukce řešena jako rovinná nebo prostorová konstrukce sestavená z prutových nebo prostorových prvků. Analýza byla provedena programovými systémy NEXIS a ANSYS. Při prostorovém řešení byly pylon a zavěšená pole sestaveny z prostorových prvků (obr. 17), na které navazovali prutové prvky modelující přilehlá pole [4]. Velká pozornost byla věnována řešení vzájemného spojení komorových nosníků, detailu kotvení závěsů a zejména napojení komorových nosníků na pylon (obr. 18). Je zřejmé, že bez využití moder-

Obr. 15 Pilíře a zárodky nosníků Fig. 15 Piers and pier tables Obr. 16 Betonáž spodní desky Fig. 16 Casting of the bottom slab Obr. 17 Výpočtový model – modelování nosníků a jejich spojení Fig. 17 Calculation model – modeling of the girders and their connection Obr. 18 Výpočtový model – mostovka u pylonu Fig. 18 Calculation model – deck at the pylon

16

14

Obr. 19 První vlastní tvary a frekvence Fig. 19 First natural modes and frequencies BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2008

STAVEBNÍ

ních programů, by nebylo možné popisovanou konstrukci bezpečně navrhnout. Stabilita pylonu byla prokázána geometricky nelineární analýzou. Při výpočtech byla uvážena možná nepřesnost (imperfekce) výroby. S ohledem na rozdílné stáří konstrukčních prvků byla také provedena detailní časově závislá analýza konstrukce. Tyto výpočty sloužily nejen k určení redistribuce statických účinků, ale také pro nadvýšení mostovky a montážních podpěr. Dynamická analýza (obr. 19) prokázala, že konstrukce má přijatelnou odezvu na dynamické zatížení. I při poměru první vlastní kroutivé frekvence fk = 1,2 Hz k první ohybové frekvenci fo = 0,765 Hz fk / fo = 1,56 má dostatečnou aerodynamickou stabilitu. P O S T U P S TAV BY Vlastní stavební práce započaly v jarních měsících roku 2005 realizací štětovnicových jímek v Antošovickém jezeře. Následovalo beranění štětovnicových jímek dočasných podpěr v Odře. Po beranění štětovnic byl zhotoven zásyp vnitřku jímek a násyp staveništní komunikace v jezeře. V místě zhotovených štětovnicových

jímek byla staveništní komunikace rozšířena o nasypané poloostrovy. Následovalo provedení pilot opěr a běžných podpěr. Před provedením pilot u pylonu byla zhotovena nesystémová pilota a provedena zatěžovací zkouška. Na základě výsledků zatěžovací zkoušky se přistoupilo k vrtání pilot pod pylonem. Z důvodu omezení velikosti hydratačního tepla byla betonáž základu pylonu rozdělena do tří etap. Po vybetonování pilířů byla zahájena postupná výstavba komorových nosníků. Pro ověření možnosti betonáže šikmé spodní desky bez nutnosti bednění jejího horního povrchu byly zhotoveny dva testovací segmenty. Jeden s recepturou betonu C30/37 estakádní části a druhý s recepturou C35/45 zavěšené části. Komorové nosníky byly betonovány ve dvou výsuvných skružích. Nejdříve byla zahájena stavba pravého mostu, který se betonoval v nové výsuvné skruži. Levý most se betonoval ve výsuvné skruži, která byla přesunuta na stavbu po dokončení mostu Žíželice stavěného na dálnici D11. Pro urychlení stavby byla první tři pole levého mostu beto-


nována na pevné skruži. Dočasný pevný bod byl situován v místě pylonu. Montážní podpěry zde byly ztuženy dvojicemi šikmých vzpěr. Po vysunutí skruží za pylon se začaly osazovat v zavěšené části prefabrikované vzpěry. Prefabrikované vzpěry byly osazovány jeřábem situovaným na mostovce. Vzpěra byla spuštěna mezerou mezi pravým a levým mostem, natočila se o 90° a přikotvila se k nosným konstrukcím mostů pomocí čtveřice šroubů M24 a dřevených klínů. Hmotnost vzpěry je 13,5 t. Po osazení vzpěr se zhotovilo bednění kotevních bloků aktivních kotev závěsů a střední desky spojující oba mosty. Součástí desky byly kotevní bloky s roznášecími deskami a navařenými průchodkami závěsů. Každý kotevní blok, roznášecí deska a ocelová průchodka byly rozměrově odlišné v závislosti na sklonu závěsů, počtu lan a uspořádání podkotevní výztuže, kterou tvořily obruče svařované nosnými tupými svary. Ocelové průchodky dosahovaly délky až 6 m, jejich maximální hmotnost byla 1 300 kg. Systémové bednění kotevních bloků bylo rektifikovatelné po celou dobu jejich výstavby.

17

18

19a

19b


4/2008

15

STAVEBNÍ


20 Obr. 20 Dokončená konstrukce – zavěšené pole nad řekou Odrou Fig. 20 Completed structure – suspended span across the River Odra Obr. 21 Dokončená konstrukce – pole nad Antošovickým jezerem Fig. 21 Completed structure – spans across the Antosovice Lake

Následovala výroba a montáž ocelové konstrukce pylonu hmotnosti 201 t. Pylon byl sestaven z šesti dílů vzájemně spojených šroubovými kontaktními styky. Díly byly smontovány jeřábem nosnosti 300 t, který byl situován vedle již vybetonovaných komorových nosníků. Vnitřní prostor ocelové konstrukce pylonu byl do výšky 24,4 m vyplněn betonem C60/75, který byl tlačen zespodu; vnější betonový plášť pylonu byl postupně betonován do překladného bednění. Následně byly v dutině pylonu osazeny pasivní kotvy a pod kotevními bloky mostovky byly osazeny aktivní kotvy závěsů. Pomocí prvního nosného lana závěsů byly osazeny trubky závěsů, po jejich vyrovnání druhým lanem následovalo postupné zatažení a napnutí zbývajících lan. Napínání závěsů bylo rozděleno do tří kroků. V prvním kroku se do lan vneslo 50 % předpokládaného výsledného napětí v lanech. Před druhým krokem se odstranily podélné volné montážní kabely a do lan závěsů bylo vneseno napětí na úroveň 95 % výsledného napětí. Následně bylo provedeno deaktivování ložisek dočasných montážních podpěr, čímž most získal definitivní statický systém a byly zhotoveny živičné vozovkové vrstvy v zavěšené části. Po ověření sil v jednotlivých závěsech se přistoupilo k třetímu poslednímu kroku – závěrečné rektifikaci. Konstrukce byla během stavby pečlivě 16

21

monitorována [5]. V kritických průřezech mostovky a pylonu byly osazeny strunové tenzometry a teploměry a měřeními byly ověřeny výsledky statické analýzy. Sledování mostu dále pokračuje. Před uvedením mostu do provozu byly na podzim roku 2007 provedeny statické a dynamické zatěžovací zkoušky, které ověřily konstrukci i kvalitu provedených prací. Naměřené hodnoty deformací i frekvencí byly v dostatečné shodě s teoretickými hodnotami [6]. Z ÁV Ě R Most byl kladně přijat technickou veřejností. V soutěži TOPINVEST vypisované Ministerstvem průmyslu a obchodu ČR, Ministerstvem pro místí rozvoj ČR a Svazem podnikatelů ve stavebnictví v ČR získal cenu Nejlepší investice roku 2007, v soutěži Stavba Moravskoslezského kraje získal Hlavní cenu. Hlavní účastníci výstavby Investor Architektonické a konstrukční řešení Projektová dokumentace Projekt ocelové konstrukce pylonu Realizace Výroba a montáž ocelového jádra pylonu Dodávka a montáž závěsů

Ředitelství silnic a dálnic, Závod Brno Stráský, Hustý a partneři, Brno

Literatura: [1] Terzijski I., Halas V.: Nová koncepce řízení tuhnutí a tvrdnutí vysokohodnotných betonů. 14. betonářské dny 2007, Hradec Králové [2] Bešta J., Strachota M.: Zavěšený most přes Odru a Antošovické jezero na dálnici D47091/2 Hrušov – Bohumín. 13. mezinárodní sympozium Mosty 2008, Brno [3] Mašek F., Šálek M., Pitoňák P.: Zavěšený most přes Odru a Antošovické jezero – zkušenosti z realizace. 13. mezinárodní sympozium Mosty 2008, Brno [4] Pěnčík J.; Florian A.: 3D analýza zavěšeného mostu přes řeku Odru a Antošovické jezero. Modelování v mechanice 2007. Ostrava 2007. p. 1–7, ISBN 978-80-248-1330-1 [5] Zich M., Stráský J.: Program dlouhodobého sledování mostů na dálnici D47. 12. mezinárodní sympozium Mosty 2007, Brno [6] Komanec P., Zich M.: Zatěžovací zkoušky zavěšených mostních konstrukcí. 13. mezinárodní sympozium Mosty 2008, Brno

Stráský, Hustý a partneři, Brno OKF Design, Brno Skanska DS, Závod 77 Mosty

Prof. Ing. Jiří Stráský, DSc. e.mail: [email protected] Ing. Libor Konečný e-mail: [email protected]

MCE Slaný VSL Systémy (CZ), Praha

Při řešení projektu mostu byly využity výsledky projektu 1M6840770001 MŠMT, v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS a za finančního přispění MPO ČR v rámci projektu FI-IM/185 „Nové úsporné konstrukce z vysokopevnostního betonu“.

Ing. Richard Novák e-mail: [email protected] Ing. Tomáš Romportl e-mail: [email protected] Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Bohunická 50, 619 00 Brno tel.: 547 101 811, fax: 547 101 881 www.shp.eu


4/2008

STAVEBNÍ


PROJEKT

N OV É H O M O ST U P Ř E S V LTAV U V P R A Z E T R O J I ST R U C T U R A L D E S I G N O F T H E N E W B R I D G E AC R O S S V LTAVA RIVER IN PRAGUE TROJA LUKÁŠ VRÁBLÍK, VOJTĚCH HRUŠKA, LIBOR KÁBRT, MILAN KODET, R O M A N K O U C K Ý , L A D I S L AV Š A Š E K Součástí stavby č. 0079 Městského okruhu v úseku Špejchar–Pelc-Tyrolka je i nové přemostění řeky Vltavy mezi Holešovicemi a Trójou. Prezentovaný projekt mostu vychází z vítězného návrhu architektonicko-konstrukční soutěže z roku 2006. One part of the City Ring Road between Špejchar and Pelc-Tyrolka is also a new bridge across the river Vltava from Holešovice to Troja. The presented structural design is based on the winning architectural and constructional competition design from the year 2006. POPIS

1,4 m. Spojité uspořádání závěsů (pavučinová síť) zaručuje rovnoměrnější roznesení zatížení, a tedy i snížení lokálních namáhání oblouku a desky mostovky. Plochý svařovaný ocelový oblouk vzepětí 20 m (1/10 rozpětí hlavního pole) má neprůlezný komorový příčný průřez proměnné výšky od 800 do 4 500 mm a šířky od 1 100 do 6 200 mm ve vrcholu. V podélném směru je střední tramvajový pás lemován konstrukcí ocelových táhel (s vnitřním předpětím a vyplněním

betonem), která oddělují prostor vozovky a tramvajové těleso. Táhla jsou spřažena s deskou mostovky na způsob ocelové lišty působící s výztuží desky – podílejí se tak společně na přenosu vodorovné obloukové síly (v definitivním uspořádání), vnášejí předpětí do desky a zároveň částečně eliminují podélná tahová napětí v desce. Předpětí se vnáší na obou koncích do ocelové konstrukce vyplněné samozhutnitelným betonem.

MOSTU, KONSTRUKČNÍ

ŘEŠENÍ

Nový most přes Vltavu v Praze Tróji (obr. 1) převádí prodlouženou ulici Partyzánskou směrem ke křižovatce s městským okruhem na trojském břehu a dále k stávající ulici Povltavské. Ve střední části mezi táhly oblouku je vedena tramvajová trať, po stranách pak dvojice jízdních pruhů pro oba směry a na samostatných konzolách komunikace pro pěší a cyklisty. Konstrukční řešení Sdružený městský most překračuje koryto řeky Vltavy hlavním polem o rozpětí 200,4 m a inundačním polem o rozpětí 40,4 m. Celková šířka mostu je 35,25 m. Konstrukce hlavního pole mostu působí staticky jako prostě uložený ocelový oblouk (S460 NL) s táhlem tvořeným podélným ocelovým nosníkem a předpjatou betonovou deskou (C50/60-XF2) podporovanou prefabrikovanými příčníky (C60/75-XF2). Mostovka je zavěšena na oblouku pomocí síťovitě uspořádaných závěsů, jež jsou tvořeny ocelovými uzavřenými lany kruhového průřezu ∅ 70 mm v osových vzdálenostech cca

1a 1b

Obr. 1 Vizualizace mostu Fig. 1 Bridge visualisation BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2008

17

STAVEBNÍ


2

Monolitická deska mostovky proměnné tloušťky 250 až 390 mm je předepnuta v příčném i podélném směru. V příčném směru je deska vyztužena prefabrikovanými předpjatými žebry v osové vzdálenosti 4 m. V podélném směru jsou pod vnějším okrajem vozovky navrženy

monolitické ztužující nosníky. V oblasti krajních podpor hlavního pole je navržen náběh střední části monolitické desky až na celou výšku příčníku. Prefabrikované předpjaté příčníky mají konstantní tloušťku 400 mm a proměnnou výšku maximálně 1500 mm. Montážní připojení 3

příčníků k ocelovým táhlům mostovky je navrženo pomocí zabetonovaných předpínacích tyčí. Komunikace pro pěší a cyklisty je umístěna na samostatné konstrukci tvořené ocelovými konzolami a přímo pochozí ocelovou deskou. Inundační pole je navrženo jako předpjatá monolitická dvoutrámová konstrukce působící jako prostý nosník. Do bednění podélných trámů se vkládají prefabrikované předpjaté příčníky stejné konstrukce jako v hlavním poli. Založení mostu na obou březích řeky je hlubinné, použity budou vrtané velkoprůměrové piloty ∅ 1,5 a 1,2 m vetknuté do navětralých břidlic v podloží třídy R3. Architektonické řešení Řešení nového trojského mostu vychází z těchto základních „předpokladů“: • široký plavební profil situovaný u levého břehu prakticky vylučuje „klasické pražské uspořádání“ s lichým počtem polí a největším rozpětím uprostřed mostu,

18


4/2008

STAVEBNÍ


4a

• zadaná stavební výška mostu (2,1 m) daná nejnižší možnou kótou a stanovenou niveletou tramvajové trati v podstatě vylučuje použití konstrukce s horní mostovkou (pokud by nebylo v řece několik podpor, což je nemožné vzhledem k umístění plavebního profilu), • nosná konstrukce nad niveletou mostu není sice pro pražské mosty typická, ale takové mosty se v historii v Praze objevovaly a existují. Návrh proto „nepřímo“ navazuje na všechny dosavadní (historické) pražské mosty a to i při zcela jiném tvaru a konstrukčním uspořádání. Důslednost konstrukční i architektonické elegance je přímým pokračováním vývoje pražských mostů. Lehká oblouková konstrukce překlenuje celou šířku toku a svým charakterem rozděluje velkou šířku mostu tak, aby při přejezdu nebo přechodu přes most působil vnímaný profil užším dojmem. Střed toku řeky Vltavy je definován nikoli „nejširším lichým polem“, ale nejvyšší částí konstrukce. Síťové uspořádání závěsů působí jako transparentní, lehká, ale tuhá stěna. Tato vlastnost umožnila navrhnout velmi subtilní konstrukci s nízkou konstrukční výškou (přibližně 1/10 rozpětí). To při daném rozpětí mostu 200,4 m a celkové šířce převáděné komunikace 33,7 m vytváří světově unikátní konstrukci. Plochý ocelový oblouk má v podélném směru tvar kružnicového oblouku (horní plocha – konstantní poloměr, dolní plocha – složený kružnicový oblouk). Přibližně ve čtvrtinách rozpětí se oblouk rozděluje na dva uzavřené komorové průřezy. Krajní opěry jsou masivní železobetonové konstrukce tvarované v závislosti na celkovém uspořádání mostu. Na opěry pak navazují nejen schodiště nábřežních valů a pěší komunikace, ale také zejména ocelové konstrukce konzol

Obr. 2 Vzorový příčný řez hlavním polem mostu Fig. 2 Typical cross section

4b

Obr. 3 Vizualizace mostu – uspořádání mostovky Fig. 3 Bridge visualisation – superstructure arrangement Obr. 4 Spodní stavba – a) krajní opěra, b) pilíř Fig. 4 Bridge substructure – a) abutment, b) pier

chodníků na mostě a zábradlí s osvětlením, přecházející na nábřeží. Pilíř je kolmý na most a tvarově navazuje nejen na oblouk, ale i na dvoutrámovou konstrukci krajního pole. Mohutná základna pilíře se nad povrchem terénu rozděluje obloukovou křivkou na dvě části. Každá část nese dvě ložiska (oblouku i inundačního pole). Pilíř je navržen tak, aby byl při bočním pohledu pokračováním tvaru oblouku a do jisté míry eliminoval asymetrické uspořádání mostu v podélném směru. To znamená, že tvarově je osově symetrický k levé opěře, která je zapuštěná do valu na holešovické straně. Tato symetrie vyrovnává i nestejnou výšku uložení mostu (jednotlivých ložisek oblouku) tím, že rozdělení pilíře je ve výšce shodné s výškou rozdělení levobřežní opěry. Tato výška je tak shodná pro obě místa ve vztahu k vodní hladině, nikoli k výšce ložisek. Tvarování opěr i pilíře (obr. 4) je pro celkové řešení mostu zásadně důležité a bude nutné dbát zvýšené pozornosti při detailním řešení „spárořezu“ bednění a jeho tvarování pro dokreslení celkového působení spodní stavby.


4/2008

Postup výstavby Ocelová konstrukce hlavního pole mostu bude svařena z montážních dílů (zhotovených ve výrobně) v ose mostu na trojském břehu. Montáž ocelového skeletu obloukového mostu bude probíhat symetricky směrem od konců do jeho středu. Během montáže oblouku a jeho výsuvu je nutné doplnit montážní ztužení pro zajištění dostatečné tuhosti systému. Hotová ocelová konstrukce bude následně pomocí soulodí vysunuta přes řeku a osazena na definitivní ložiska. Realizace konstrukce mostovky bude probíhat nad řekou. Na vysunutou konstrukci budou přimontovány prefabrikované příčníky, které budou sloužit jako podpora pro bednění monolitické desky mostovky. Ta bude betonována symetricky od obou podpor současně pomocí dvou betonovacích vozíků délky 16 m. Střední část desky mezi táhly bude v jednotlivých etapách realizována s předstihem pro zaručení spolupůsobení s příčníky pro přenos zatížení od betonáže krajních částí desky. Po zatvrdnutí betonu desky budou předepnuty kabely příčného předpětí. Krajní podporové části desky 19

STAVEBNÍ


5a

5b 6a

mostovky budou provedeny na pevné skruži na břehu. Po vybetonování celé mostovkové desky budou předepnuty kabely podélného předpětí. Nosná konstrukce inundačního pole bude vybetonována na pevné skruži (prefabrikované příčníky vkládány do bednění) těsně po vysunutí ocelového oblouku, aby mohla sloužit jako přístupová cesta pro dovoz materiálu pro betonáž desky hlavního pole. S T AT I C K Á

A D Y N A M I C K Á A N A LÝ Z A

KONSTRUKCE

Popis výpočtu konstrukce Pro detailní analýzu konstrukce bylo nutné vytvořit celou řadu výpočetních modelů pro stanovení účinků postupu výstavby, změn statického působení během výstavby, posouzení globálního chování konstrukce a pro posouzení aerodynamické stability konstrukce. Ve výpočtech byla uvážena geometrická nelinearita – řešení podle teorie II. řádu a nelineární řešení závěsných prvků jako lan s průvěsem s osovou tahovou silou respektující tzv. tahové 20

zpevnění – „tension stiffening“. Veškeré výsledky jsou porovnávány se zjednodušenými výpočty na modelech, u kterých je známé přesné analytické řešení. Závěsy mostu jsou modelovány jako nelineární prvky – lana s průvěsem schopná přenášet pouze tahové namáhání. Podstatou lanového působení prvku je malá ohybová tuhost. Prvek (lano) se působením zatížení (vlastní tíha lana) deformuje – prověsí. Vzhledem k velmi malé ohybové tuhosti lano nepřenáší ohybové momenty a je namáháno pouze axiální tahovou silou. Závěsy jsou v montážním stavu napnuty (při zvětšující se tahové síle v lanu je prvek tužší) na cca 0,1 meze pevnosti lana, což zaručuje jejich minimální průvěs (cca 1/1000 délky závěsu). Při takto malé hodnotě průvěsu je namáhání lana ohybovými momenty minimální (vznikající ohybový moment je dán součinem druhé derivace průhybové čáry a ohybové tuhosti lana). Pro jednotlivá lana byly vytvořeny jejich příčinkové plochy pro stanovení účinků pohyblivého zatížení a určena tzv. matice ovlivnění popisující vzájemnou interakci závěsných lan.

6b

Obr. 5 Deformace nosné konstrukce – stálé a nahodilé zatížení Fig. 5 Superstructure deformation – dead and live load Obr. 6 Modální analýza konstrukce – 1. a 2. vlastní tvar Fig. 6 Modal analysis – 1st and 2nd natural mode

Namáhání a deformace konstrukce Základní koncepce mostu je založena na nosném ocelovém oblouku a betonové mostovce, která je spojitě podepřena pomocí síťových závěsů. Nesymetrické zatížení je přenášeno kroucením oblouku mostu. Z hlediska namáhání konstrukce splňuje požadavky pro jednotlivá zatížení a jejich kombinace dle příslušných norem – pro ocelový oblouk a táhla ČSN 73 1401 a ČSN 73 6205, pro betonovou předpjatou mostovku (deska a příčníky) pak napěťová omezení dle ČSN 73 6207 (konstrukce je navržena jako omezeně předpjatá). Nedílnou součástí výpočetní analýzy jsou i montážní stavy – návrh a posou-


4/2008

STAVEBNÍ

zení montážního ztužení, výsuv konstrukce, připojování prefabrikovaných příčníků atd. Výpočet deformací je proveden na prostorových modelech – geometrická (teorie II. řádu) i fyzikální (závěsy zadány jako lanové prvky s průvěsem, přenášejí pouze tahové namáhání) nelinearita je ve výpočtu zohledněna. Ve smyslu normy ČSN 73 6207 je maximální přípustná deformace předpjaté betonové konstrukce v podélném směru mostu pro účinky nahodilého zatížení wdov = L/600 = 200,4/600 = 0,334 m. Průhyby od stálého zatížení (0,393 m) budou dle projektu eliminovány nadvýšením. Pro maximální symetrické nahodilé zatížení na obou polovinách mostu je hodnota maximálního průhybu 0,098 m; pro nesymetrické pak 0,150 m. Dynamická a stabilitní analýza konstrukce Dynamická analýza byla provedena ve třech základních etapách – modální analýza (zjištění vlastních frekvencí a tvarů konstrukce), účinky pohyblivého zatížení (numerické řešení vzájemné interakce kmitání konstrukce a přejíždějících vozidel) a řešení aerodynamického chování konstrukce. Frekvence f [Hz] 0,751 0,940 1,005 1,298 1,420

Popis 1. kroucení – oblouk a mostovka ve fázi 1. ohyb 1. kroucení – oblouk a mostovka v protifázi 2. kroucení – oblouk a mostovka v protifázi 2. kroucení – oblouk a mostovka ve fázi

Z výsledků modální analýzy (obr. 6) vyplynulo, že je nutné z důvodů nižší velikosti torzní frekvence věnovat zvýšenou pozornost možné ztrátě aerodynamické stability. Byly provedeny zjednodušené výpočty založené na empirických vztazích a odhadech derivací součinitele vztlaku (pro takovéto výpočty vychází kritická rychlost pro ztrátu stability torzním flutterem 108 m/s), zároveň proběhla detailní analýza ve spolupráci s VZLÚ – měření charakteristik na sekčním modelu a následné numerické výpočty, které potvrzují, že ke ztrátě aerodynamické stability nedojde při rychlosti nižší než 100 m/s (360 km/h). Připomeňme jen, že by měla být splněna normou definovaná podmínka, aby kritická rychlost

větru byla vyšší než 1,25násobek referenční rychlosti větru v místě posuzovaného mostu. Toto je pro navrhovanou konstrukci dle výsledků výpočtů a měření bezpečně splněno. Výpočet stability konstrukce probíhal ve dvou krocích. Nejdříve byl proveden výpočet klasickým způsobem dle Eulerovského pojetí stability způsobené bifurkací rovnováhy (bifurkace = rozdvojení). Při tomto způsobu se hledal násobitel daného zatížení (tzv. kritický násobek), při kterém dojde ke ztrátě stability. Přitom však bylo uvažováno, že stálé zatížení (vlastní tíha, ostatní stálé, předpětí) zůstává beze změny. Druhý výpočetní postup vycházel z řešení konstrukce podle teorie II. řádu a určení rezervy v napětí pro dané zatížení k dosažení meze kluzu použité oceli v rozhodujících částech mostu. Pro výpočet byly uváženy možné výrobní nepřesnosti. Jejich zadání bylo vždy vztaženo k příslušnému vlastnímu tvaru (normování vlastních tvarů dle maximálních hodnot imperfekcí). Samotný výpočet pak probíhá jako iterační proces, kdy je nezbytné stále kontrolovat a porovnávat výsledky dle teorie II. řádu s výsledky přibližné metody (stanovení účinků II. řádu z výsledků statického výpočtu dle teorie I. řádu pomocí součinitele φ = 1/(1–H/Hkr)). Vzhledem k malému vzepětí je nutné konstrukci řešit jako plochý oblouk s uvážením stlačení střednice. Z ÁV Ě R Představovaná mostní konstrukce směle překračuje řeku Vltavu v Tróji jedním polem o délce více než 200 m. Bude významným architektonickým prvkem nejen stávající zástavby, ale hlavně plánované zástavby luxusními bytovými a kancelářskými komplexy. Most samozřejmě zvýší počet významných pražských mostů a bude bezpochyby jedním z nejzajímavějších. Navržený systém – oblouk přes celou šířku řečiště se síťovými závěsy – zohledňuje zároveň v porovnání s jinými aplikovatelnými systémy neopominutelné bezpečnostní požadavky v nejvyšší míře – žádné podpory v řečišti (napadnutelné po řece), množství šikmých závěsů (kdy při ztrátě funkce i několika z nich nedochází k závažné ztrátě únosnosti celé konstrukce a kdy takové narušení je snadno opravitelné), stabilizující úči-


4/2008


nek soustavy šikmých závěsů na mostní systém. Konstrukční uspořádání, konfigurace mostu a použité materiály předurčují ojedinělost této konstrukce v celosvětovém měřítku. Taková konstrukce samozřejmě vyžaduje zvýšenou pozornost při detailní statické a dynamické analýze. Je nutné respektovat účinky nelineárního chování konstrukce a provést analýzy všech možných (a identifikaci nemožných) návrhových a havarijní situací. Výsledky těchto analýz jasně prokázaly, že navržená konstrukce splňuje veškerá normová kritéria z hlediska přípustných hodnot napětí i velikostí deformací. Široké spektrum provedených analýz opět poukázalo na samozřejmou nutnost korelovat výsledky z komplexních MKP modelů s exaktními analytickými přístupy, které však dávají nejpřesnější řešení. Složité MKP modely se stávají slabinou rozsáhlých analýz v případech, kdy nejsou respektovány základní okrajové podmínky, zvláště ve vztahu k navrhovaným konstrukčním detailům. Proto je nanejvýš nutné opatrně zacházet s moderními výpočetními nástroji a vyloučit tak možné fatální desinterpretace výsledků. V rámci výpočtových analýz byly použity výsledky řešení projektu č. 103/06/0674 Grantové agentury České republiky.

Ing. Lukáš Vráblík, Ph.D. e-mail: [email protected] Ing. Milan Kodet e-mail: [email protected] Ing. Vojtěch Hruška e-mail: [email protected] Ing. Ladislav Šašek, CSc. e-mail: [email protected] všichni čtyři: Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: 221 412 876 Ing. akad. arch. Libor Kábrt e-mail: [email protected] Doc. Ing. arch. Roman Koucký e-mail: [email protected] oba: Roman Koucký architektonická kancelář, s. r. o. Bruselská 13, 120 03 Praha 2 tel.: 222 515 754

21

STAVEBNÍ


ZAVĚŠENÝ MOST PŘES OHŘI CAB LE-STAYE D B R I DG E OVE R IN KARLOVY VARY JAN PROCHÁZKA, LUDĚK OBERHOFNER, Z D E N Ě K B AT A L , M I L O Š Š I M L E R Zavěšený most převádí komunikaci městského okruhu přes řeku Ohři v bezprostřední návaznosti na okružní křižovatku s průtahem I/6 Karlovými Vary. Volba typu konstrukce mostu a konstrukčního řešení mostovky byla zvolena pro dosažení minimální stavební výšky, a tím příznivého vedení nivelety a omezení výšky i rozsahu násypů na předmostí. Cable stayed bridge carries urban ring road over the Ohre river at the immediate connection with a round-about crossing of motorway I/6 in Carlsbad. The type of the bridge construction and the structural solution of the bridge deck were selected in order to minimize construction height and thus allow for favourable vertical alingment and reduction of embankments volume (height and range) at the bridge head.

V KARLOVÝCH VARECH THE OHRE RIVER

KONCEPCE MOSTU Pro splnění uvedených požadavků byla navržena zavěšená konstrukce, jejíž mostovka je tvořena parapetním nosníkem. Délka přemostění je 120 m. Stavební výška je 690 mm. Most je navržen o třech polích rozpětí 28,5 + 64 + 28,5 m a je symetrický v podélném i příčném směru (obr. 1 a 2). Po celé délce mostu probíhá vrcholový oblouk o poloměru 3 000 m, podélný spád na konci mostu je 2 %. Volná šířka vozovkového žlabu mezi parapety je 8 m, oboustranné chodníky mají volnou šířku 1,75 m. Zatížení mostu je uvažováno pro třídu A. Mostovka je zavěšená na pylonech ve dvou rovinách, pomocí třiceti dvou závěsů kotvených po osmi metrech, a pouze na opěrách je uložena na dvě vyztužená elastomerová ložiska. Závěsy mají poloharfové uspořádání. Počet lan v závěsech byl navržen z podmínky nepřekročení 0,45násobku pevnosti lan od účinků provozního zatížení. 1

Pylony tvaru „delta“ jsou umístěny po obou březích řeky Ohře. Výška pylonu nad mostovkou je 16,8 m, tj. 0,26násobek rozpětí středního pole, celková výška je cca 22 m (obr. 3). Poměr rozpětí krajního pole a středního pole je 0,45. Při tomto poměru při stejném průřezu mostovky v obou polích však dochází k tahové reakci na opěře, která je zachycena dvojicí šikmých táhel na každé opěře. Táhlo je tvořeno kabelem délky 5,7 m z dvanácti lan ∅ 15,7 mm, které je ve střední části délky 4,7 m volné. Šikmé umístění táhel umožnilo dosažení dostatečné volné délky táhel, aby nedošlo k překročení přípustného natočení lan táhla vlivem pohybu nosné konstrukce v podélném směru mostu. Současně je tím držena konstrukce v příčném směru. V podélném směru je nad každou opěrou uprostřed navržen hydraulický tlumič typ MSTU 200 kN/100 mm od společnosti Maurer Söhne, k tlumení pohybů vlivem náhlých sil, např. brzdných. Nosnou konstrukci pod vozovkou tvoří deska proměnné tloušťky 316 až 400 mm příčně předpjatá mezi dvěma parapetními nosníky výšky 1 300 mm, z jejichž horní úrovně je vyložena cca 2,4 m chodníková konzola proměnné tloušťky. Zvýšené parapety vyčnívají 700 mm nad vozovkou a mají směrem do vozovky tvar svodidlové zídky New Jersey. Jejich úkolem je ztužit nosník mostovky a přirozeně ochránit závěsy před nárazem vozidla. Nad uložením je nosná konstrukce zesílena a tvoří nadložiskový příčník, ve kterém jsou umístěna i kotevní táhla, kotvení tlumiče,

2

22


4/2008

STAVEBNÍ

mostní závěr a odvodnění. Celá mostovka je podélně předpjatá, jak kabely dodatečného předpětí, tak účinky závěsů. Celá konstrukce mostu je navržena v duchu přiznání funkce jednotlivých prvků, ať se to týká nálitků pro kotvení závěsů, bločků zakrytí kotev příčného předpětí nebo zdůraznění vybrání pro tlumiče a šikmá táhla ve tvaru opěry. POPIS

KONSTRUKCE

Opěry Opěry a křídla tvoří jeden dilatační celek. Opěry ve své horní části plynule navazují na tvar nosné konstrukce včetně chodníkových konzol. V dříku opěry jsou osazeny průchodky pro šikmá táhla (obr. 4). Opěry jsou založeny hlubinně, každá opěra na sedmi vrtaných pilotách průměru 900 mm délky 10 m. Pylony Oba pylony jsou identické, liší se pouze úrovní terénu pod pylonem. Pylon tvaru „delta“ je tvořen dvěma základovými patkami a příčně skloněnými sloupy průřezu tvaru H. Každá patka je založena na čtyřech pilotách ∅ 1 200 mm. Spodní část sloupů pylonu do výšky 0,5 m nad hladinu Q100 je zesílena. V horní třetině jsou sloupy propojeny rámovou příčlí, v úrovni vetknutí do základových patek pod úrovní terénu jsou sloupy spojeny předpjatým táhlem. Táhlo je osazeno čtyřmi kabely o devíti lanech Ls 15,7 mm. Rám pylonu tvořený šikmými sloupy a příčlí byl betonován najednou na skruži z prvků pižmo (obr. 5). V části pylonu nad příčlí jsou svislé hlavy pylonů, ve kterých jsou závěsy kotveny prostřednictvím speciálního ocelového kotevního přípravku v ose hlavy pylonu, takže závěsy jsou umístěny ve svislé rovi-

ně. Přístup k montáži závěsů byl z obou boků hlavy pylonu. Ocelový svařenec hlavice vyráběla firma MCE Slaný, s. r. o. Nosná konstrukce Nosná konstrukce mostu byla zhotovena na pevné skruži s použitím provizorních bárek pro založení skruže ve třech betonážních dílech, nejprve postupně oba identické krajní díly délky 38,05 m a nakonec střední díl délky 46,5 m. Velká péče byla věnována osazení průchodek pro závěsy, které byly nasměrovány přímo na průchodky osazené v hlavě pylonu a přednastaveny pro natočení vlivem deformace skruže. Podélně je konstrukce předepnuta devítilanovými kabely z lan Ls 15,7 mm St 1570/1770. Celkem je v nosné konstrukci dvacet podélných kabelů přes celou délku mostu. V každé pracovní spáře je spojkováno osm kabelů. Ve středním betonážním dílu uprostřed je přidáno osm kabelů. Po betonáži každé části (celý příčný řez najednou) a jejím podélném předepnutí Obr. 1 Vzorový příčný řez Fig. 1 Typical cross section


se předepnuly příčné kabely. Příčné kabely o pěti lanech Ls 15,7 mm s roztečí cca 0,5 m jsou na nenapínané straně osazeny cibulovými kotvami (obr. 6 až 8). Závěsy Závěsy dodávala a montovala firma SM 7, a. s., která je licenčním partnerem německé firmy DSI – Dywidag Systems International z Mnichova. Závěsy jsou kotveny jedním koncem v hlavě pylonu a druhým do železobetonových nálitků v mostovce. Nejkratší závěsy mají délku 13 m, ty nejdelší pak více než 32 m. Závěsy systému Dyna Grip jsou sestaveny z dvanácti nebo devatenácti předpínacích lan pevnosti 1 860 MPa. Průměr jednotlivých lan je 15,7 mm. Typ závěsů odpovídá nejvyšším kvalitativním požadavkům, jaké jsou na tento konstrukční prvek kladeny, a byl použit firmou DSI na mnoha známých zavěšených mostech po celém světě. Protikorozní ochrana závěsů je řešena jako trojnásobná tak, že vlastní lano je chráněno pozinkováním, je opatřeno ochranným obalem z polyetylénu (HDPE)

3

Obr. 2 Podélný řez mostem Fig. 2 Longitudinal section Obr. 3 Pohled na pylon Fig. 3 View of the pylon Obr. 4 Detail opěry Fig. 4 Abutment detail Obr. 5 Skruž a výztuž pylonu Fig. 5 Pylon scaffolding and reinforcement

4


5

4/2008

23

STAVEBNÍ


6

7

8

9

a celý prostor uvnitř ochranného obalu je vyplněn protikorozním tukem. Všechna lana jednoho závěsu jsou umístěna v ochranné trubce z HDPE, která je vysoce odolná proti UV záření a je vyrobena ve světle šedé barvě dle požadavku barevného architektonického ztvárnění mostního díla. Na povrchu vnějších trubek z HDPE je navařena šroubovice ze stejného materiálu, která zlepšuje aerodynamické vlastnosti závěsu. Lana jsou kotvena pomocí trojdílných kotevních čelistí do kotevního bloku. Konstrukce kotevního bloku závěsu umožňuje dodatečnou rektifikaci pomocí kruhové matice, která se opírá o kotevní desku. Samotný kotevní prvek je konstruován tak, aby byla bezpodmínečně dodržena protikorozní ochrana jak všech součástí kotvení, tak i vlastních lan závěsu. Konstrukce kotevních prvků je řešena tak, aby bylo možno v kterémkoliv okamžiku životnosti mostu v případě potřeby vyměnit jednotlivé lano nebo celý závěs. Závěsy jsou opatřeny elastomerovými ložisky, jejichž úloha je tlumit účinky 24

10

dynamického zatížení zejména od větru, aby se neprojevily nepříznivě v místě kotvení lan v kotevních čelistech (obr. 9). Montáž závěsů Závěsy se sestavily na desce mostovky. Nejprve se svařily ochranné polyetylénové trubky, do nich se nastrkala jednotlivá lana odřezaná na přesné délky podle údajů o skutečné geometrii závěsu a na konce lan se namontovaly kotevní prvky. Závěs se poté osadil pomocí zdvihacího mechanismu a vahadla do své polohy a ukotvil se do nálitku v mostovce i do pylonu. Po osazení došlo k aktivaci závěsů pomocí napínacích zařízení celkem ve třiceti dvou etapách (jedna etapa je napnutí dvojice protilehlých závěsů dvěma pistolemi). Podrobným výpočtem na základě měření vzdálenosti kotev závěsů byly stanoveny hodnoty protažení závěsu v etapě. Vlastní aktivace závěsů probíhala podle přesně stanoveného pořadí a technologického postupu (obr. 10). Vzhledem k tomu, že po celou dobu aktivace závěsů byla konstrukce podepřena na skruži, ze které

se postupně nadzvedávala, bylo velmi nesnadné správně namodelovat kombinaci podepření konstrukce závěsy a skruží. Proto bylo hlavním kriteriem míry aktivace závěsu měření protažení, nikoliv dosažená síla. Geodetickým měřením velmi přesnou nivelací byl porovnáván deformovaný tvar konstrukce mostu s předpoklady projektu. Podle výsledků měření byla mezi etapami aktivace závěsů postupně spouštěna skruž mostu, až závěsy převzaly celou vlastní tíhu mostovky. Po dokončení aktivace byla na všech závěsech provedena kontrola napjatostí pomocí lift-testu, tj. změření síly v lanech pomocí jednolanné napínací pistole. Výsledky lift-testu byly porovnány s předpokládanými silami dle projektu a výraznější rozdíly byly redukovány rektifikací. Podařilo se dosáhnout optimálního tvaru mostovky a dobré shody skutečných sil s projektovanými. Vybavení Izolace je typu Etanplast, celková tloušťka izolačního souvrství a vozovky je 100 mm. Povrch chodníků je opatřen pochozí izo-


4/2008

STAVEBNÍ

Obr. 6 Předpínací výztuž středního betonážního celku Fig. 6 Prestressed reinforcement of middle concrete part

11


12

Obr. 7 Detail pracovní spáry Fig. 7 Working joint detail Obr. 8 Betonáž hlavního pole Fig. 8 Pouring of concrete of the main span Obr. 9 Instalace závěsů Fig. 9 Cable stay instalation Obr. 10 Aktivace krajního závěsu Fig. 10 Stressing of backstay

13

Obr. 11 Průhled pylony Fig. 11 Through pylons view Obr. 12 Detail pylonu Fig. 12 Pylon detail Obr. 13 Boční pohled na most Fig. 13 Side view of the bridge Obr. 14 Most při večerním osvětlení Fig. 14 Evening lighting of the bridge

lační vrstvou od firmy Sika (na brokovaný povrch jsou naneseny vrstvy Sikaflor 156 jako penetrace, křemičitý písek 0,3 až 0,8 mm, Sikafloor 350 Elastic, křemičitý písek 0,3 až 0,8 mm, Sikafloor 400 N Elastic+), boky svodidlové zídky jsou opatřeny dvojnásobnou impregnací Sikagard 73. Most je opatřen osmi odvodňovači. Na mostě jsou čtyři stožáry veřejného osvětlení a nasvícení pylonů a závěsů. Mostní závěry na obou koncích mostu jsou jednospárové od společnosti Maurer

14

Söhne v tichém uspořádání pro dilatační pohyb 100 mm. Vnější okraje chodníků jsou osazeny architektonicky pojednaným ocelovým zábradlím. Mezi chodníkem a závěsy je vnitřní dvoumadlové zábradlí (obr. 11 až 14). Z ÁV Ě R Tuhnický most výrazným způsobem zkrátil propojení přilehlých městských čtvrtí a odvedl dopravu z centra Karlových Var. To se podařilo při dosažení ekonomických parametrů: srovnaná výška betonu nosné konstrukce je jenom 0,44 m a spotřeba předpínací výztuže podélné, příčné i závěsů je 32,2 kg/m2 nosné konstrukce, při normální spotřebě betonářské výztuže 135 kg/m3 betonu nosné konstrukce. Stavba prokázala, že i pro menší rozpětí lze ekonomicky uplatnit zavěšený most. Most byl příznivě přijat i širokou veřejností, v hodnocení návštěvníků výstavy FOR ARCH Karlovy Vary 2008 byl vybrán za nejlepší stavbu Karlovarského kraje roku 2007, tamtéž získal 3. místo u odborné poroty.


4/2008

Hlavní účastníci výstavby Investor Zhotovitel stavby Zhotovitel objektu Projektant objektu

ŘSD, správa Karlovy Vary Sdružení průtahu silnice I/6 pod vedením SSŽ, a. s. SMP CZ, a. s. Pontika, s. r. o. Ing. Jan Procházka e-mail: [email protected] Ing. Luděk Oberhofner e-mail: [email protected] oba: Pontika, s. r. o. Sportovní 4, 360 09 Karlovy Vary

Ing. Zdeněk Batal SMP CZ, a. s. Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6 tel.: 222 185 268, e-mail: [email protected] Ing. Miloš Šimler SM 7, a. s Zápy 267, 250 01 Brandýs nad Labem tel.: 326 377 930, e-mail: [email protected]

25

STAVEBNÍ


PREFABRIKOVANÁ

LÁVKA PŘES ŘEKU SVRATKU V BRNĚ PREFABRICATED PEDESTRIAN BRIDGE OVER THE SVRATKA RIVER IN BRNO J A N T I C H Ý , P AV E L M A R K O V I Č , R A D I M V OTAVA , P E T R Š T E FA N , ALEŠ MENDEL Článek pojednává o návrhu a výrobě tvarově atypických železobetonových prefabrikátů pro pěší lávku přes řeku Svratku. Lávka umožňuje snadný přístup od vlakového i autobusového nádraží k novému Spielberk Office Centre, které vyrůstá na pravé straně ulice Heršpická směrem do centra města Brna. Lávka sestává ze dvou prefabrikovaných oblouků tvaru písmene „Y“, které tvoří nosnou část a na nichž je upevněno dvacet devět kusů chodníkových segmentů. Všechny dílce byly vyrobeny ve firmě Skanska Prefa, a. s., v provozovně Tovačov. Závěrem je zdokumentována doprava složitých a velkorozměrných dílců na místo určení a jejich montáž pomocí 300tunového jeřábu. The article deals with the design and production of reinforced concrete prefabricated parts with an atypical shape for a pedestrian bridge over the Svratka River. The bridge provides an easy access from the railway and bus station to the new Spielberk Office Centre, which is being built along the right side of Heršpická Street towards the centre of Brno. The bridge consists of two prefabricated bows with the “Y” shape, which form the supporting part and carry 29 pieces of walkway segments. All the parts were produced in the Skanska Prefa, a. s., Company, the Tovačov plant. Finally, the transport of complex and large parts to the destination is documented as well as their assembly with the use of a 300t crane.

Office Centre se zhruba 55 000 m2 je, a pravděpodobně i pro další roky bude, převážně administrativní. Problémem komplexu je horší dostupnost městskou hromadou dopravou. Pro zaměstnance je tak daleko lepší využívat 3 m širokou a 51,6 m dlouhou prefabrikovanou lávku, která byla uvedena do provozu v září 2007. N ÁV R H

AT Y P I C K Ý C H

Ž E L E Z O B E T O N O V Ý C H P R E F A B R I K ÁT Ů

Nosnou konstrukci lávky tvoří předpjatý pás opřený ve střední části o oblouk. Oblouk je v patách vetknut do integrovaných opěr (obr. 1). Předpjatý pás je vytvořen z dvaceti devíti segmentů délky 1,5 m a šířky 4,6 m. Oblouk má rozpětí 40,8 m a vzepětí 2,7 m. Tyto základní parametry vzešly z požadavků na minimální zásahy do nábřežních zdí, nivelety chodníku a úrovně hladiny stoleté vody v řece. Vodorovné síly se vyrovnají v opěře mezi pásem a obloukem, čili oblouk a předpjatý pás tvoří samokotvený systém, proto jsou do založení vnášeny pouze svislé síly [2]. Každá opěra je založena na šesti vrtaných pilotách průměru 940 mm. Segmenty pásu (chodníkové segmenty) jsou opřeny o oblouk prostřednictvím hřebínku, který byl dobetonován na stavbě po zmonolitnění oblouku. Délka hřebínku je 24 m, v krajních částech vytváří předpjatý pás řetězovku mezi koncem hřebínku a opěrou. Střední tři segmenty pásu jsou spřaženy s obloukem pomocí ocelových trnů, které byly osazeny do oblouku před betonáží.

Předpětí pásu je vyvozeno čtyřmi kabely 12 ∅ Ls 15,5-1800. Tyto nesoudržné kabely jsou zakotveny v opěrách. Lana jsou proti korozi chráněna PE obalem vyplněným mazivem (monostrand), navíc jsou zainjektována v plastových kanálcích. Horní povrch pásu je potažen pochůznou stěrkovou izolací. Vzhledem ke smíšenému provozu chodců a cyklistů na lávce je příčný sklon chodníku 2 % a je proveden střechovitě, což umožňuje odvedení vody z mostu podél zvýšených okrajů až za opěry do pásových odvodňovačů typu „acodrain“. Oblouk se skládá ze dvou tvarově shodných prefabrikátů vyrobených z betonu C70/85. Výška průřezu se mění od 0,55 m v patě po 0,25 m ve vrcholu. Šířka oblouku v patě je 1 m a narůstá směrem k vrcholu. Ve vzdálenosti 6,6 m od paty dochází k rozdvojení oblouku symetricky na obě strany. Šířka obou větví klesá od 1,15 m v rozštěpu po 0,65 m ve vrcholu. Největší šířka rozvětveného oblouku ve vrcholu je 3,6 m. Hrany jsou tvořeny spojitými hladkými křivkami 2. řádu. Na základě požadavku architekta byla přesnost vytyčení hran volena tak, aby se sečna procházející libovolnými dvěma sousedními body na hraně neodchýlila od křivky více než 1 mm. K tomuto podrobnému vytyčení tvaru projektant navíc poskytl zhotoviteli na jeho žádost svislé řezy obloukem ve sklopené poloze, podle nichž byla vyrobena forma prefabrikátu. Investor se rozhodl ponechat oblouk bez sjednocujícího nátěru, proto musel beton splnit

Od června 2006 se město Brno pyšní dvěma „Špilberky“. Známý hrad, vypínající se nad městem na skalnatém ostrohu, byl založen ve druhé polovině 13. století českým králem Přemyslem Otakarem II. a již po staletí vytváří dominantu dnešní jihomoravské metropole. Ten nový, moderní s názvem Spielberk Office Centre vyrůstá podél Heršpické ulice na jižním břehu řeky Svratky, která tvoří přirozenou hranici historického centra [1]. Funkce rozsáhlého komplexu Spielberk 26

1 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2008

STAVEBNÍ

i estetickou funkci, což znamenalo vysoké nároky na kvalitu jeho povrchu. Pro veškerou manipulaci a montáž bylo nutno oblouk ztužit příčnými tyčemi CPS, z nichž jedna byla navíc opatřena silnostěnnou trubkou, aby bylo zabráněno příčné deformaci konců rozvětveného oblouku. V první fázi montáže byly prefabrikáty oblouku opřeny v patě do opěry a zavěšeny na montážní kabely 1. fáze. Tyto kabely byly zakotveny v ocelovém přípravku, připnutém předpínacími tyčemi k oblouku. Druhý konec kabelů byl zakotven v opěře. Dočasný kloub v patě oblouku zajistilo elastomerové ložisko. V prefabrikátu byly také na horním povrchu zabetonovány plechy pro přivaření výztuže hřebínku a v patě byly osazeny plechy, které umožnily v závěrečné fázi montáže svaření oblouku s opěrou, čímž bylo vytvořeno vetknutí. S TAV B A F O R MY V další části je popsána výroba, přeprava na stavbu a montáž prefabrikovaných oblouků tvaru písmene „Y“, které jsou základem nosné konstrukce lávky. Protože se jedná o unikátní obloukové prefabrikáty, které jsou zakřivené v podélné i příčné ose, je třeba se nejprve zmínit o stavbě formy.

Obr. 1 Statické schéma prefabrikované lávky pro pěší přes řeku Svratku v Brně Fig. 1 Static diagram of the prefabricated pedestrian bridge over the Svratka River in Brno Obr. 2 Vložení armokoše do formy Fig. 2 Inserting the reinforcing structure into the mould Obr. 3 Betonáž prefabrikátu Fig. 3 Concreting a prefabricated part

Již od počátku bylo jasné, že z výrobního hlediska musí být forma postavena tak, aby pata i vrchol tzv. „Ypsilony“ byly na koncích formy v pomyslné nulové poloze a optický oblouk s největším vzepětím cca 1 m zhruba uprostřed formy. Protože se však jednalo o nepravidelné zakřivení prvku, musel projektant přepracovat výrobní dokumentaci a vytvořit řezy celým prefabrikátem zhruba po 0,5 m, které byly nejdůležitějším podkladem pro výrobu formy. Základ formy tvořily dvě spojené ocelové podložky, které byly nivelačním přístrojem srovnány do vodorovné polohy. Ve vzdálenostech shodných se vzdálenostmi řezů ve výrobní dokumentaci byly jednotlivé výšky tvořící oblouk (zakřivení) vyneseny na stojiny z profilované oceli U65. K těmto výškám byla v podélném směru přivařena další profilovaná ocel U160 a pro větší tuhost formy cca po 0,5 m dále příčně vyztuženy profily U120. Na tuto kostru formy byla přišroubována podlaha z Phenoxu tloušťky 19 mm a to tak, aby spoje jednotlivých tabulí tvořily uprostřed formy přesnou středovou osu celého prefabrikátu. Postupným rozměřováním byl na celou část podlahy nakreslen tvar budoucího prvku. Proti samovolnému posunutí a pro možnost rozebrání a znovu zkompletování byly na podlahu přišroubovány dorazy z úzkých proužků Phenoxu, tvořící samotné zakřivení bočnic formy. Pak byly nařezány boky příslušných výšek, vyztuženy žebry a přišroubovány k dorazům i podlaze. Protože boky tvořily pouze části délek maximálně 5 m, bylo je možno kdykoliv rozebrat a zase smontovat. Nejproblematičtějším místem formy byl úsek, kde se prvek dělil na dvě symetrické části – vidličky. Zde bylo zakřivení



v obou směrech tak velké, že překračovalo pružnost dosud použitého materiálu. Tvar zakřivení ve spodní i vrchní části byl vyříznut a vzájemně spojen do tzv. „kastlu“. Tato část byla důkladně zpevněna latěmi, které tvořily požadované zakřivení. Nerovnosti na zaoblené části byly odstraněny zatmelením a pak zabroušením. Pouze tato část byla nerozebíratelná a pevně uchycena k podlaze. Bylo tedy nutné velmi opatrně a přesně prefabrikát z formy vytáhnout, aby nedošlo k sebemenšímu poškození formy. A to se v obou případech podařilo. B E T O N Á Ž O B LO U K O V Ý C H N O S N Í K Ů Složitá byla i výroba armokoše, kde nebylo možné použít standardních postupů. Proto předvyrobená výztuž byla dopravena k místu betonáže, kde nad samotnou formou začali pracovníci vázat armokoš do požadovaného tvaru výrobku. Do něj bylo nutno předem vložit a přivázat zámečnické výrobky potřebné pro manipulaci s dílcem. Hustota vyztužení byla téměř 300 kg oceli na 1 m3 betonu, takže vázání bylo nejen technicky, ale i časově náročné. Zhotovený armokoš byl přenesen mimo formu, která byla před betonáží vyčištěna, natřena odformovacím prostředkem a osazena měřícími terčíky a distančními tělísky. Pak byl armokoš vložen do formy a těsně před betonáží byla usazena zbývající manipulační kování (obr. 2 a 3). Třída betonu byla předepsána C70/85, pro stupeň agresivity XF 1. Jedná se o vysokopevnostní beton, kdy se pevnosti po 28 dnech pohybují okolo 100 MPa. Vzhledem k množství a použité třídě cementu bylo nutno klást velký důraz na ošetřování betonu. V době, kdy probíhala betonáž jednotlivých vidliček, byla již

3

4/2008

27

STAVEBNÍ


pata oblouku přikryta geotextilií a zavlažována. Ošetřování výrobků probíhalo až do jejich expedice na stavbu. P Ř E P R AVA N A S TAV B U Prefabrikáty, které byly dlouhé cca 20,5 m s šířkou téměř 3,6 m a nepravidelným tvarem, bylo nutno převézt z výrobny v Tovačově na stavbu do ulice Heršpická v Brně, a to bezpečně a bez jakéhokoliv porušení. K tomu byl použit speciální roztahovací návěs. Pro přepravu byl výrobek ztužen proti deformaci, velmi přesně osazen a zajištěn proti pohybu. Na stavbu byly oba dva díly dopraveny zcela v pořádku a bez porušení. M O N TÁ Ž P R E FA B R I K O VA N É L ÁV K Y Montáž se uskutečnila ve dnech 16. až 17. června 2007. Na základě jednání s Policií města Brna byla pro montáž zvolena sobota a neděle, kdy je provoz v okolí budované lávky podstatně klidnější než v pracovní dny. Váha jednoho kusu vystrojeného prefabrikátu činila 37 630 kg. Pro manipu-

laci s tímto břemenem byl zvolen kolový jeřáb Liebherr LT 1300 s nosností 300 t. Jeřáb je schopen manipulovat s břemenem do vyložení 24 m a do výše až 25 m. Na oblouk byly namontovány ocelové kozlíky pro kotvení lanových závěsů a pomocná ocelová konstrukce pro následnou montáž obslužné podlahy a ochranného zábradlí. Rovněž byly připraveny dva montážní kabely z předpínacích lan – každý závěs se skládal ze sedmi lan ∅ 15,5 mm. Při výrobě byly na pohledové plochy prefabrikátu osazeny měřící terče. Tyto terče byly po betonáži ve výrobně zaměřeny a projektant k nim dopočítal souřadnice pro pozici v definitivním stavu po dokončení montáže. Prefabrikovaný oblouk měl v místě osazení na opěru zabetonované kování pro svaření s opěrou. V opěře byl ocelový přípravek s elastomerovým ložiskem, které umožňovalo pootočení ve vertikální i horizontální rovině pomocí provizorních závěsů. Pro jeřáb byla v okolí opěry vybudována dvouvrstvá panelová plocha,

která chránila stávající inženýrské sítě. Po vystrojení byl prefabrikát zvednut na asymetrických lanech do výše 22 m a otočen do prostoru nad řekou. Velkou překážkou montáže byla lípová a topolová alej lemující oba břehy řeky Svratky, která nesměla být poškozena. Oblouk byl proto vyzdvižen až nad koruny stromů a otočen o 90° nad řeku. Poté byl spuštěn do polohy předepsané projektovou dokumentací. V průběhu montáže zjišťovali přesné osazení dva geodeti, kteří kontrolovali polohu oblouku po0mocí zabudovaných měřících terčů. Na opěře byly ukotveny oba předpínací montážní kabely . Následující fáze montáže byla nejnáročnější. Bylo třeba provést tzv. „přepřahování“. V této fázi drží jeřáb prefabrikát v předepsané poloze a současně jsou synchronně napínány oba provizorní montážní kabely ukotvené na jedné straně v ocelových kozlících asi 4 m od vrcholu oblouku a na druhé straně ukotveny do opěr. Jeřáb byl vybaven zařízením, které průběžně vyhodnocuje zatí-

4

5a 5b

Obr. 4 Ukládání prefabrikátu na návěs Fig. 4 Loading a prefabricated part on a semi-trailer Obr. 5 Průběh manipulace s dílcem Fig. 5 Procedure of handling a part Obr. 6 Dokončená nosná konstrukce lávky Fig. 6 Complete structure of the pedestriad bridge Obr. 7 Dokončená lávka Fig. 5 Completed pedestriad bridge

28


4/2008

STAVEBNÍ

Literatura: [1] Hrabětová H.: Není Špilberk jako Spielberk. Článek v měsíčníku REALIT, srpen 2006 [2] Stráský J.: Stress ribbon and cablesupported pedestrian bridges. Published by Thomas Telford Publishing, Thomas Telford Ltd, London 2005

žení na háku jeřábu. V průběhu „přepřahování“ byl porovnáván údaj zatížení na háku jeřábu s tlakem v hydraulickém systému napínacího zatížení. V momentě, kdy na ukazateli jeřábu byla nula, přebraly celé zatížení osazeného oblouku předpínací kabely. V této fázi byly uvolněny asymetrické závěsy jeřábu a prefabrikát byl fixován pouze předpínací výztuží. Poté byl jeřáb demontován a přemístěn na druhý břeh řeky. Postup montáže druhého oblouku byl shodný s montáží prvého prefabrikátu. Po ukončení montáže byly oba dva díly ponechány v klidové poloze po dobu

sedmi dnů. Následně byla konstrukce geodeticky zaměřena, provedla se výšková a směrová rektifikace obou oblouků a byla zabetonována středová spára mezi oběma prefabrikáty. Přeprava a montáž je znázorněna na obr. 4 a 5.

Ing. Jan Tichý, CSc. Skanska Prefa, a. s. Litoměřická 723, 411 08 Štětí tel. 416 812 474, fax: 416 812 551 e-mail: [email protected] www.skanska.cz/prefa Ing. Pavel Markovič tel.: 581 701 518 e-mail: [email protected]

Z ÁV Ě R Příspěvek dokazuje, že vhodnou spoluprácí projektanta a výrobce lze stavět z neobvyklých železobetonových prefabrikátů. Lze tak vytvořit dílo, které je nejen funkční, ale i estetické. Bude sloužit několika generacím a zároveň propagovat vhodnost prefabrikace pro pozemní i dopravní stavitelství.

Radim Votava tel.: 581 701 520 e-mail: [email protected] oba: Skanska Prefa, a. s. Provozovna 5200 Tovačov, 751 01 Tovačov fax: 581 701 515, www.skanska.cz/prefa Ing. Petr Štefan Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Bohunická 50, 619 00 Brno tel.: 547 101 811, fax: 547 101 881 e-mail: [email protected], www.shpbrno.cz

Stavba získala dvě hlavní ceny (za estetiku a technické řešení) v kategorii lávek s rozpětím od 30 do 60 m v mezinárodní soutěži Footbridge Awards 2008, která byla součástí konference Footbridge 2008. Ocenění bylo předáno na 3. ročníku konference začátkem července t.r. v portugalském Portu.

6


4/2008


Ing. Aleš Mendel Skanska DS, a. s., závod Mosty Bohunická 50, 659 27 Brno tel.: 527 138 224, fax: 574 212 059 e-mail: [email protected]

7

29

STAVEBNÍ


NOVÉ

SPOJENÍ – ESTAKÁDA SLUNCOVÁ N EW CON N ECTION – R AI LWAY VIADUCT SLU NCOVÁ P E T R D R B O H L AV , I VA N A N D Ě L Nové traťové spojení stanic Praha Hlavní nádraží a Masarykovo nádraží, se stanicemi Praha-Libeň, Vysočany a Holešovice v rychlostních parametrech 80 až 100 km/h si vyžádalo vybudování mnoha inženýrských konstrukcí v náročném terénu a městské zástavbě. Jedna ze složitějších konstrukcí, hned za tunelem kopcem Vítkov, je železniční monolitická předpjatá estakáda Sluncová. New Prague railway interconnection between the Prague Peripheral railway stations Praha – Libeň, Praha – Vysočany and Praha – Holešovice and Praha Main Station and Praha – Masarykovo Station for the speed up to 80 – 100 km/h required many new civil structures. The monolithic prestressed railway viaduct Sluncová, one of the most complicate structures is situated in the slope hill, just behind the Vítkov tunnels. SITUAČ N Í Ř EŠE N Í Tratě z Hlavního nádraží přechází „Estakádu přes Masarykovo nádraží“ a vnoří se do nových Vítkovských tunelů (severního a jižního). Východní portál obou tunelů je umístěn na severní stráni kopce Vítkov, v blízkosti portálu stávajícího tunelu. Stráň za východním portálem je velmi strmá a v její horní části je situována stávající trať. Geologické vrstvy jsou příčně strmě ukloněné přibližně rovnoběžně s povrchem svahů a výrazně znesnadňují založení jednotlivých objektů. V severní stráni pod východním portálem severního tunelu vedou pod ochranou starých kamenných zdí stávající kolejová spojení se železniční stanicí Masary-

1

kovo nádraží. Tato spojení jsou modernizována a jako koleje s označením MV, VM, ML, pod ochranou nových opěrných zdí, podchází v extrémně šikmém křížení estakádu Sluncová. Ze severního Vítkovského tunelu vychází koleje HL a LH, které přejdou nejdříve nad novou opěrnou zdí SO 839 a dále na vlastní Estakádu Sluncová (obr. 1). Mezi výchozem severního tunelu a stávajícím tunelem je výchoz jižního tunelu, ze kterého vychází další dvě koleje, aby stráň pokryly dalšími zářezy a konstrukcemi nutnými pro jejich vedení. Výsledkem snažení stavařů je kumulace inženýrských objektů, které společně zatěžují náročný terén a vzájemně se jedna druhé vyhýbají a vzájemně jedna druhou ovlivňují. POPIS KONSTRUKCE Estakáda se od většiny jiných estakád liší tím, že se na ní významným způsobem podepsala ruka architekta.

Nosná konstrukce má zaoblený spodní vnější povrch až do úrovně zábradlí. Povrch konstrukce je svisle členěn dvěma druhy vlysů, dlouhý tenký se střídá se širokým kratším. Na pravé straně, tj. směrem ke svahu, je osazeno zcela specificky tvarované zábradelní madlo s ocelovými nosy. Na levé straně pokračuje v křivce nosné konstrukce průhledná protihluková stěna. Tvar nosné konstrukce přechází opěrou do přilehlých svahů nebo následujících konstrukcí. Ve tvaru křivky spodní části nosné konstrukce pokračují v horní části podobně tvarované trakční stožáry (obr. 2). Opěry budí dojem kamenné konstrukce, zatímco pilíře jsou velmi, až neúnosně štíhlé s kombinací oválných a eliptických tvarů s různými osami symetrie. Architektonické ztvárnění konstrukcí je jistě záslužná věc. Přidá konstrukci žádoucí estetický výraz. Je však nutné, aby bylo koordinováno se statickým působením

2

30


4/2008

STAVEBNÍ

konstrukčních částí a možnostmi technologie výroby, neboť v opačném případě neúměrně zvyšuje nároky na náklady stavby, v limitních situacích způsobí až nemožnost statického návrhu. Věříme, že při dalších architektonických návrzích dojde k těsnější spolupráci statika a architekta, aby se již v prvních fázích projektu řešily ty požadavky, které nestandardně navyšují cenu stavby, a aby se tak dostaly do tendrové dokumentace. Vlastní konstrukce z předpjatého betonu komůrkového průřezu je navržena jako spojitý nosník o osmi polích rozpětí 26 + 2 x 36,7 + 4 x 47,6 + 34 m celkové délky 325,25 m (obr. 3). Komůrka o konstantní výšce 2,7 m je dvoustěnná, její dolní obrys ve tvaru rovinné křivky B-spline je protažen až do výše zábradlí. Konstrukce vychází z předcházejícího stupně projektové dokumentace a byla podrobnými výpočty v realizační dokumentaci upravena jen nejnutnějším způsobem pro zajištění dostatečné únosnosti, neboť hlavním kriteriem projektu RDS (realizační dokumentace stavby) bylo dodržení spotřeby hmot. Konstrukce je uložena prostřednictvím dvojic hrncových ložisek na krajní opěry a vnitřní pilíře. Opěra OP1 je krabicová a navazuje na předcházející opěrnou zeď SO 839. Opěra OP9 je také krabicová, ale výrazně delší o boční křídla na společném základě spojená horní deskou. Konec opěry je zasazen do opěrných zdí následujícího stavebního objektu. Pilíře jsou zakřiveného tvaru. Jejich dřík se od základu zužuje a využívá prostor mezi kolejemi. Dřík se nad průjezdnými profily tratí natáčí v závislosti na šikmosti křížení a rozšiřuje se v hlavu eliptického půdorysu, na které je uložena dvojice ložisek. Pilíř P2 je zasazen do opěrné zdi. Všechny podpory jsou založeny hlubinně na vrtaných pilotách. P O S T U P V Ý S TAV BY Velice složitá situace za východním portálem tunelů je ještě podtržena nutnosObr. 1 Vizualizace estakády Sluncová Fig. 1 Visualisation of Sluncová Obr. 2 Vizualizace konstrukce s příčným řezem Fig. 2 Visualisation of the structure with the cross section Obr. 3 Podélný řez mostem Fig. 3 Longitudinal section of the bridge

tí provozování železničních tratí. Proto byly jednotlivé stavební objekty stavěny postupně v etapách, případně po částech. Přitom byla doprava překládána ze stávajících kolejí na nové a ovlivňovala nejen harmonogram, ale i technologii výstavby. Opěra OP1 estakády byla vystavěna spolu s opěrnou zdí SO 839. Poté nastala ve výstavbě mnohaměsíční pauza, aby se potom začalo s výstavbou v druhé polovině objektu s opěrou OP9 a základy sousedních pilířů. Nosná konstrukce byla stavěna po polích od OP1 v sedmi etapách na pevné, postupně přemísťované skruži, vždy jedno pole s konzolou přesahující do následujícího pole. Podpůrná skruž se vyhýbala jednotlivým, právě v dané době provozovaným kolejím a byla opakovatelná jen v některých částech. G E O LO G I C K É P O D M Í N K Y Geologický průzkum zjistil navážky, jílovité sutě a štěrky v povrchových vrstvách, níže v hloubce 0,6 až 3,3 m pod povrchem zcela zvětralé bohdalecké břidlice R6 a konečně v hloubce 6 až 8 m mírně zvětralé bohdalecké břidlice. Vrstvy zhruba sledovaly povrch terénu. Z A LO Ž E N Í Opěra OP1 je svým základem 10,5 x 8,75 m založena na dvanácti pilotách ∅ 1,2 m. Na severní straně, směrem po svahu, tvoří navzájem převrtávané piloty stěnu, která je schopna zajistit stabilitu opěry i při postupném odebírání staré kamenné opěrné zdi, nad kterou je základ opěry postaven. Stávající zeď byla po postavení opěry a zahájení výstavby mostu rozebrána a postupně nahrazena novou zdí (obr. 4). Vyprojektované piloty byly započteny do výpočtu celkové stability svahu v těchto místech a z tohoto důvodu doznaly dalšího prodloužení. Opěra OP9 šířky 8,5 m a délky 36 m je rozdělena na tři dilatační části po 12 m. Základová deska všech částí je založena na pilotách ∅ 1,2 m. Pilíře mostu jsou založeny na velkoprůměrových vrtaných pilotách ∅ 1,2 m. Počet pilot pod pilíři se pohybuje v rozmezí dvanácti až dvaceti kusy a délky pilot jsou navrženy od 9 do 12,5 m. Počet a délky pilot závisí na zatížení přenášeném z pilířů na pilotový základ a na geologických podmínkách v daném místě (obr. 5). Všechny piloty jsou staticky uvažová-


4/2008


ny jako plovoucí. Vrtání pilot probíhalo z upraveného terénu v příslušném časovém úseku stavby v místech bývalých provozovaných tratí, jejich opěrných zdí nebo v násypu za nově zbudovanými opěrnými zdmi. Po odstranění stávajících opěrných zdí a upravení terénu pod plánovanou úroveň budoucích tratí byl připraven prostor pro vrtání pilot. Tam, kde se piloty dostaly do kolize se základy zrušených kamenných opěrných zdí, bylo nutno před prováděním vrtů provést lokální pažené výkopy, kamenné základy odstranit a výkopy kvalitně zasypat a zhutnit. Teprve potom bylo možno vrtat piloty. V místech, kde se základ pilíře nacházel v novém terénu, byla postavena nejprve sousední opěrná zeď, byla zasypána do úrovně základové spáry, odkud byly vrtány piloty do potřebné hloubky. Stál-li základ blízko opěrné zdi, byla tato dimenzována na síly vyvolané pilířem a byla kotvena šikmými zemními kotvami procházejícími mezi pilotami základu. Piloty jsou vzhledem k síranové agresivitě prostředí z betonu C35/45-XA2, základové patky minimální výšky 2 m jsou z betonu C35/45-XA2. Betonáž základu proběhla ve dvou vrstvách s tím, že do druhé vrstvy byla osazena kompletní výztuž pilíře, jehož tvar neumožňoval nastavování výztuže. Vyztužení pilot dosahuje 1,7 %, základových desek 0,7 %, což je, při jejich objemu, vysoká hodnota. OPĚ RY Běžný tvar krabicové opěry z betonu C30/37 je tvořen blokem se svislými hranami, na kterém jsou uložena ložiska. Protože je dolní část nosné konstrukce architektonicky ztvárněna ve tvaru elegantní křivky protažené až do výše zábradlí, je i navazující část opěr od této úrovně tvarována ve stejné křivce. Na svislé stěny opěry jsou nasazeny betonové oblouky (nazývané římsy) ve tvaru příčného řezu nosné konstrukce (obr. 6). Vyložení konzoly říms je 3 m. Římsy vytvářejí dutiny na obou koncích uzavřené betonovým čelem, které jsou přístupné a odvodněné. Lícové povrchy dříku opěry jsou na svislých stěnách obloženy kamennými deskami. PILÍŘE Všechny pilíře mají stejný systém dříku tvořený oválem, který se po výšce zužuje až do tzv. krčku, odkud se rozšiřuje v eliptickém tvaru. Dříky jednotlivých pilířů se 31

STAVEBNÍ


4 5

6

liší pouze délkou, zkracuje se jejich dolní část. Vzhledem ke složitému tvaru a nedostatku prostoru pro výztuž bylo nutno jak k popsání tvaru, tak k návrhu výztuže přistoupit specifickým způsobem, který neměl v naší dosavadní praxi obdobu a byl velice náročný na čas projektanta i zhotovitele. Dříky pilířů P2 až P5, P7 a P8 jsou z betonu C35/45, pilíře P6 s pevným ložiskem z betonu C45/55. Komplikovaný tvar povrchu dříku, který nelze popsat analyticky, je popsán pomocí podrobných bodů (X, Y) v soustavě vodorovných „rovnoběžkových“ řezů Z‘ a bodů (Z‘, Rb) v soustavě svislých „poledníkových“ řezů φ. Je definováno 24 rovnoběžek a 21 poledníků, tj. celkem 504 bodů povrchu betonu v jednom kvadrantu. Ve všech těchto bodech je tvar vypočten přesně (obr. 7). Pro vytvoření tvaru zhotovitel vytvořil speciální opakovatelně použitelné bednění. Výztuž dříku tvoří svislá nosná výztuž při povrchu betonu, svislá doplňující výztuž uvnitř průřezu, příčná výztuž (třmínky a spony) a výztuž zhlaví. Svislá výztuž je ve dvou vrstvách, konstrukčně je rozdělena do tří osnov. V jednom kvadrantu se nenachází dvě vložky výztuže stejného tvaru. Vložky jsou zásadně rovinné, v rovinách poledníkových řezů (obr. 8). Vzhledem k velkému počtu vložek není svislá nosná výztuž nikde stykována, zejména ne v patním průřezu dříku, takže výztuž je nutno osadit v celé výšce před betonáží druhé vrstvy základového bloku. Třmínky jsou rozmístěny jednotně po 0,2 m, většinou ve dvou vrstvách. Tvar vložek je určen v souřadnicích pomocí poměrně složité 7

8

32


4/2008

STAVEBNÍ

Obr. 4 Opěra OP1 nad výkopem zdí Fig. 4 Abutment OP1 above retaining wall Obr. 5 Příčný řez pilířem P6 Fig. 5 Cross section of the pier P6 Obr. 6 Opěra OP9 Fig. 6 Abutment OP9 Obr. 7 Schema tvaru pilíře Fig. 7 Scheme of the pier shape Obr. 8 Schema výztuže pilíře Fig. 8 Scheme of the pier reinforcement Obr. 9 Pohled na běžný pilíř Fig. 9 View of the pier Obr. 10 Pohled na pilíř P2 Fig. 10 View of the pier P2

interpolace vodorovných a svislých úhlů tečen k povrchu betonu přibližnými geometrickými vzorci s odhadnutou přesností v dodržení požadovaného krytí betonu ±5 mm (kolmo k povrchu dříku). Např. třmínky jsou v 1. kvadrantu popsány souřadnicemi v 1 470 bodech. Tvar výztuže nebylo možno analyticky popsat, a proto byly tvary jednotlivých želez definovány vzdáleností od přímky. Úkolem výztuže zhlaví pilíře je především zachycení štěpných sil pod ložisky a dále pak zachycení sil od příčného a podélného vodorovného zatížení. Protože výztuž, potřebnou pro zachycení uvedených sil, nelze pro nedostatek místa opatřit potřebnou kotevní délkou, jsou použity svařované rohože, individuálně sestavené na stavbě z betonářské výztuže. Jak náročný byl návrh pilířů dokladuje skutečnost, že jsou vyztuženy až na 2,4 % v patě pilíře a dokonce na 2,7 % v krčku – nejužším místě pilíře. Z uvedených čísel vyplývá, že by si pilíře zasluhovaly jak ze statického, tak z architektonického hlediska větší rozměry (obr. 9). Zvláštností je pilíř P2, který je zakomponován do opěrné zdi procházející pod mostem (obr. 10). NOSNÁ KONSTRUKCE Nosná konstrukce je v podélném směru spojitý nosník komorového průřezu částečně předpjatý vnitřními kabely (se soudržností) a vnějšími volnými kabely (bez soudržnosti). Konstrukce zcela sleduje půdorysně trasu i výškově niveletu. Konstrukce je rozdělena na sedm betonážních etap. Každá betonážní etapa má přesah (konzolu) do dalšího pole. Délka konzoly je cca 1/5 délky pole. Vnější obrys příčného řezu vychází z architektonické-

ho řešení; matematicky je to tzv. B-spline, jako kompromis mezi oválem (tvar vhodný ze statického hlediska) a elipsou vhodnou z architektonického pohledu, která však nemá dost hmoty v okolí dolních vláken konstrukce. Příčný řez tvoří dvoustěnný kompaktní komorový průřez se třemi vnitřními dutinami. Výška průřezu je 2,7 m v ose mostu, což činí 1/17,6 z největšího rozpětí. Uvedená hodnota je pro železniční most se zaoblenou dolní hranou konstrukce významně malá a vyžadovala náročná řešení uvnitř konstrukce k dosažení dostatečné únosnosti. Horní deska má dostředný střechovitý příčný spád 2,5 %. Tloušťka stěn se mění skokem z 0,5 m v poli postupně na 0,8 a 1,3 m a dále pokračuje do příčníku. V místě změny šířky na 1,3 m jsou kotveny krátké nadpodporové soudržné kabely. Tloušťka dolní desky se mění plynule náběhem z 0,45 m v poli na 0,9 m v podpoře. Vnitřní prostory mostu jsou přístupné přes otvory v horní desce v krajních dutinách na začátku a na konci mostu, střední dutina je přístupná díky prostupům ve stěnách. PŘEDPĚTÍ Pro soudržné kabely je použit předpínací systém VSL PT plus Multistrand s elektricky izolovanými kabely. Vnitřní předpětí představuje dvanáct kabelů v etapě 1-3 a šestnáct kabelů v etapě 4-7, které byly postupně napínány během výstavby nosné konstrukce. V čele každé betonážní etapy byla napnuta polovina všech soudržných kabelů v průřezu (tyto kabely byly potom naspojkovány na kabely následují etapy), druhá polovina kabelů v příčném řezu procházela kotevním čelem průběžně a byla napnuta v následující etapě. Pro volné kabely je použit externí předpínací systém VSL Monostrand s elektricky izolovanými, dopínatelnými a vyměnitelnými kabely. Volné předpětí tvoří osm kabelů z devatenácti lan ∅Ls15,7 1670/1860 MPa, procházejících průběžně přes celý most (vyjma krajních polí) a kotvených nad pilíři P1 a P8. Parametry předpínací výztuže uvažované ve statickém výpočtu jsou: kotevní napětí 1 413 MPa pro soudržné kabely a 1 302 MPa pro volné kabely, doba podržení při napínání 2 min. Kabelové chráničky soudržných kabelů jsou plastové trubky 100/106 mm. Kabelové chrá-


4/2008


9 10

ničky volných kabelů tvoří HDPE trubka 140 tloušťky 8 mm, procházející v sedlech podporových příčníků a deviátorů trubkami 170 tloušťky 4 mm. Lana jsou uložena v ochranné tukové vrstvě (systém Monostrand). Prostor mezi lany byl vyplněn po částečném napnutí kabelů injektážní směsí. Tím je zajištěna dvojí ochrana i 100% možnost výměny volných kabelů. Pro případ dodatečné rektifikace (dopnutí) nebo výměny volných kabelů v budoucnu je zajištěn přístup a přísun předpínacích lisů vstupními otvory v nosné konstrukci. Volné kabely mohly být předepnuty až po uložení štěrkového lože. Konce lan nebyly uříznuty, jsou konzervované tukem v chrá33

STAVEBNÍ


ničkách a umožňují tak případné dopnutí v budoucnosti (obr. 11). Volné i soudržné kabely jsou opatřeny tenzometry typu Projstar EM sensor umožňujícími sledování změn napětí, kdykoli po dobu životnosti kabelu. ZMĚNY RDS Koncepce řešení z PSŘ zůstála zachována i v RDS. Podrobný výpočet prostorově stísněné konstrukce a splnění požadavků objednatele si však vyžádaly některé nezbytné změny. Původně dvojice pilířů s podélně pevnými ložisky na pilířích P5 a P6 byla změněna na jedno podélně pevné uložení na pilíři P6. O volbě pilíře P6 rozhodl větší prostor v okolí pilíře a okolnost, že P6 není vystaven mimořádnému zatížení nárazem vykolejeného vlaku. Postup výstavby v RDS počítá, Obr. 11 Kotevní blok Fig. 11 Anchorage block Obr. 12 Dilatační zařízení Fig. 12 Expansion joint

11 12

34

z důvodu optimalizace rozsahu dilatačních pohybů ložisek a dilatačních závěrů, s přemisťováním podélně pevného uložení postupně na pilíře P2, P3, P4 a P5 až do okamžiku osazení definitivního pevného ložiska na P6. Volné kabely, navržené původně vždy přes jedno pole s křížením nad pilíři a se zakotvením v čele rozšířené stěny, byly nahrazeny z důvodu prostoru pro kotvení a splnění požadavku vyměnitelnosti doplňujícími krátkými soudržnými kabely a volnými kabely napnutými vcelku přes celou délku mostu (vyjma krajních polí) a zakotvenými v příčnících nad pilíři P1 a P8. Všechny příčníky nad pilíři jsou přetvarovány a sedla volných kabelů jsou zkrácena. Volné kabely jsou v místě sedel a deviátorů vedeny důsledně v kruhových drahách z důvodu vyměnitelnosti. Původně plánované umístění kabelů bez soudržnosti vedle sebe nebylo z prostorových důvodů použitelné, a proto při svislém uspořádání kabelů nad sebou, které však není tak staticky vhodné, bylo nutné použít minimální vzájemné svislé vzdálenosti. Při zpracování RDS bylo rozhodnuto propojit deviátorové trubky soustavou výztuh, které zajistí jejich vzájemnou polohu a zároveň přenos štěpných sil mimo úzký prostor mezi nimi. S T AT I C K Ý V Ý P O Č E T Most je navržen v souladu s ČSN na zatížení a zatěžovací stavy dané normou. Je použito zatěžovací schéma ČD T. Do podrobného statického posouzení byly zahrnuty účinky mimořádných zatížení. Účinky dlouhodobého zatížení a předpětí s vlivem postupu výstavby a dotvarováním a smršťováním betonu byly řešeny programem TM18 na přímém spojitém nosníku. Účinky pohyblivého zatížení a všech ostatních zatížení byly stanoveny programem DEFOR výpočtem a vyhodnocením příčinkových čar. Též vliv všech ostatních zatížení byl řešen programem DEFOR. Pro statické veličiny nosné konstrukce bylo stanoveno příčné roznášení řešením konstrukce ve 3D pomocí vypočetní metody konečných prvků (MKP). Pro výpočet základů byl použit přesnější výpočet s 3D modelem řešeným MKP. Po projednání s objednatelem a zpracovatelem předchozího stupně projektové dokumentace byla dohodnuta intenzita mimořádného zatížení nárazem vykolejených vozidel do pilířů P3, P4 a P5 ve výši 5 MN podélně nebo 1,75 MN příčně.

Výpočet vnitřních sil zhlaví pilíře byl proveden programem NEXIS na deskostěnovém modelu MKP. Před uvedením mostu do provozu bude provedena statická zatěžovací zkouška ve dvou polích. Dynamická zatěžovací zkouška bude nahrazena měřením dynamických charakteristik nosné konstrukce. Srovnaná výška nosné konstrukce je 0,995 m. Spotřeba měkké výztuže je 197 kg/m3 betonu a předpětí celkem 36,9 kg/m2 půdorysné plochy. PROSTOROVÉ USPOŘÁDÁNÍ Celková volná šířka na mostě 13 m je složena z 2,4 m betonového chodníku, z 9,6 m štěrkového lože se dvěma kolejemi a z 1 m betonového chodníku na druhé straně. Je použit železniční svršek VIC 60. Štěrkové lože je min. výšky 643 mm a min. šířky 3,25 m od osy kolejí. Rozměry pro čističku štěrkového lože včetně rezervy jsou dodrženy. Pro koleje MV, VM, ML pod mostem je dodržen MPP2,5R pro stavební objekt v širé trati, což je možné dle změny vyhlášky č. 346 Sb. Ustanovení zde bylo použito, a to i přesto, že na ostatních objektech stavby „Nové spojení“ je dodržena vzdálenost od osy koleje 3 m. V Y B AV E N Í M O S T U Most je navržen jako jeden samostatný dilatační celek. Nad opěrami OP1 a OP9 jsou navržena povrchová dilatační zařízení z nerezových plechů P20 s výztuhami z korozivzdorné oceli s posunem na opěře OP1 +96; -180 mm a s posunem na opěře OP9 +70; -155 mm včetně součinitele γ F = 1,3. Dilatační pohyby soustředěné do oblasti nad opěrami si vyžádaly též speciální konstrukci dilatace koleje. Dilatační zařízení mostu bylo připraveno tak, aby respektovalo potřeby zmíněného zařízení (obr. 12). Nosná konstrukce je ve svém úžlabí odvodněna mostními železničními odvodňovači Moravka do podélného svodu uvnitř střední komory mostu. U nižší opěry (OP9) je voda svedena svislým litinovým svodem podél líce opěry do uliční vpusti kanalizace. Římsy mostu jsou součástí nosné konstrukce mostu. Aby se zabránilo jejich spolupůsobení, jsou rozděleny těsněnými dilatačními spárami ve vzdálenostech po 6 m. Do levé římsy jsou osazeny protihlukové panely. Na téže straně, tj směrem nad údolí, je pomocí vlepovaných


4/2008

STAVEBNÍ

Obr. 13 Ocelové nosy zábradlí Fig. 13 Steel noses of the handrail Obr. 14 Pohled na konstrukci Fig. 14 View of the structure Obr. 15 Celkový pohled na most od portálů tunelů Fig. 15 General view of the bridge from the tunnels

chemických kotev upevněna zakřivená průhledná protihluková stěna. Na pravé straně, tj. směrem ke svahu, je stejným způsobem kotveno zábradelní madlo kruhového příčného řezu s ocelovými nosy přečnívající líc konstrukce v místech vlysů (obr. 13). Do říms jsou v blízkosti pilířů kotveny trakční stožáry. Na mostě je použit izolační systém z celoplošně natavených modifikovaných asfaltových izolačních pásů s tvrdou ochranou. Chodník je tvořen z dolní vrstvy drenážního betonu, dále lehčeným výplňovým betonem C8/10-X0 s max. obj. hmotností 1 500kg/m3 pod pochozím povrchem a z pochůzné vrstvy betonu

14a

14b

13

15

C30/37-XF4 v tloušťce 100 mm. V chodníku je umístěn suchovod a jeho šachty, 2x PE DN36 pro kabely osvětlení, 1x PE DN36 pro ukolejnění a plastový multikanál pro uložení kabelů s šachtami. Vnitřek komůrky trámového mostu je osvětlen. V mostu je instalováno pět zásuvek pro připojení drobných spotřebičů. Opatření proti účinkům bludných proudů budou provedena podle zásad TP124. Z ÁV Ě R Začátkem září t. r. bude uveden do provozu v rámci celé stavby jeden z nemnoha železničních monolitických předpjatých mostů v Čechách. Vyznačuje se výrazným architektonickým ztvárněním, které přineslo nutnost řešení neobvyklých požadavků jak projektantovi, tak zhotoviteli. Oba se s náročnými požadavky důsledně vyrovnali. Most vznikl za spolupráce mnoha specialistů tak, aby zabezpečoval bezpečný provoz železnice na dlouhá léta (obr. 14 a 15).


4/2008

Investor


ČD, s. o., DDC, o. z., Stavební správa Praha Atelier designu a architektury, Ing. arch. Patrik Kotas

Architektonický návrh Generální SUDOP Praha, a. s. projektant Projektant objektu Pontex, s. r. o. Sdružení „Nové spojení Zhotovitel stavby Praha hl. n., Masarykovo n. – Libeň, Vysočany, Holešovice“ Zhotovitel objektu DS Skanska, a. s. Zhotovitel VSL Systemy (CZ), s. r. o. předpětí

Ing. Petr Drbohlav tel.: 606 688 159 e-mail: [email protected] Ing. Ivan Anděl tel.: 244 062 644, e-mail: [email protected] oba: Pontex, s. r. o. Bezová 1658, 147 14 Praha 4 fax: 244 461 038, www.pontex.cz

35

STAVEBNÍ


MOSTY

NA STAVBĚ SILNICE I/48 TOŠANOVICE-ŽUKOV T H E B R I D G E S O N E X P R E S S W AY I/48, T O Š A N O V I C E - Ž U K O V P AV E L M I K U L Á Š T Í K , P E T R NEHASIL, VOJTĚCH HRUŠKA, RADEK FALÁŘ, MAREK FOGLAR Článek informuje o mostních objektech úseku Tošanovice-Žukov rychlostní silnice I/48. The paper describes bridges built as a part of the section Tošanovice-Žukov of I/48 expressway. Koncem roku 2007 byla zprovozněna novostavba rychlostní komunikace I/48 v kategorii R22,5/100 v úseku Tošanovice–Žukov. Celkem se v úseku nachází deset mostů, z nichž většina je provedena jako rámové přesypané objek-

ty různých rozpětí. Dále jsou zde tři nadjezdy převádějící místní komunikace a silnici III. třídy přes hlavní trasu. Údolí řeky Stonávky je přemostěno estakádou délky 727 m. Zhotovitelem stavby bylo sdružení firem Metrostav a MB&JK II. Projektantem realizační dokumentace stavby byla společnost Mott MacDonald Praha. M O S T P Ř E S Ú D O L Í S T O N ÁV K Y Nejzajímavějším mostním objektem stavby je SO 2202, který převádí směrově rozdělenou čtyřpruhovou rychlostní komunikaci přes široké a ploché údolí, kterým protéká řeka Stonávka a prochází nově navrhovaná místní komunikace, stávající silnice II/474 a bezejmenná vodoteč.

1

2

36

Základní údaje o mostě Pro přemostění údolí je navržen silniční most o třinácti polích rozpětí 45 + 11 x 55,5 + 45 m. Délka nosné konstrukce je 703,5 m. Pro každý směr silnice je určena samostatná mostní konstrukce. Převáděná komunikace je na mostě v základním uspořádání čtyřpruhová se středním dělícím pásem. V polích 1 až 7 je rozšířená o připojovací a odbočovací pruh, kde je železobetonová deska mostovky navržená s proměnnou šířkou. Plynulá změna šířky mostu je provedena v poli č. 7. Toto rozšíření ovlivňuje i vzdálenosti hlavních ocelových nosníků. Nosnou konstrukcí je ocelobetonový spřažený spojitý trámový nosník s horní mostovkou. Ocelobetonový trám tvoří dvojice svařovaných průřezů I s železobetonovou mostovkou. Hlavní nosníky průřezu I mají po celé délce konstantní výšku 2 540 mm. Šířka a tloušťka pásnic a tloušťka stěn jsou proměnné. Spřažená železobetonová deska mostovky má v příčném směru proměnnou tloušťku. Největší tloušťka 400 mm je nad hlavními nosníky a nejmenší tloušťka 220 mm je na konci konzoly. Střední část desky má tloušťku 250, resp. 300 mm. Šířka desky je proměnná a pohybuje se od 11,95 do 14,75 m. Spodní stavba je monolitická železobetonová a je založena na vrtaných železobetonových pilotách. Postup výstavby Založení a spodní stavba byly provedeny standardními metodami. Montáž ocelové konstrukce byla prováděna mobilními jeřáby z prostoru pod mostem. Každý most byl rozdělen na dvacet sedm montážních dílů. Jako první byl osazen díl č. 15 na pilíři č. 7. Poloha montážního dílu byla zajištěna dvěma lehkými provizorními podporami. Následovalo osazení dalších montážních dílů nejprve proti směru staničení až k opěře č. 0 a poté ve směru staničení až k opěře č. 13. V každém poli byla konstrukce v polovině rozpětí provizorně podepřena. Betonáž mostovky každého mostu byla rozdělena na dvacet pět betonážních dílů. Nejprve byl vybetonován betonážní díl v poli (nad provizorní mezipodporou), pak se bednění přesunulo do následující-


4/2008

STAVEBNÍ

ho pole a vybetonoval se další betonážní díl v poli (nad provizorní mezipodporou). Bednění se přesunulo nad pilíř. Odstranily se provizorní mezipodpory pod hotovými betonážními díly a následně byl realizován betonážní díl nad pilířem. Vozík se přesunul do následujícího pole (nad provizorní mezipodporu) a cyklus se opakoval. Přechodové pole s proměnnou šířkou mostovky bylo realizováno na pevném bednění. Na levém mostě, který byl realizován firmou Metrostav, byly nasazeny dva betonážní vozíky (úzký pro užší část mostu a široký pro širší část). Mostovka pravého mostu (zhotovený firmou Bögl a Krýsl) byla provedena pomocí jediného přestavitelného betonážního vozíku. Dva odlišné postupy výstavby kladly značné nároky na prověření montážních stavů a zpracování podkladů pro rektifikaci betonážních vozíků. N A D J E Z D Y P Ř E S S I L N I C I I /4 8 Nadjezdy jsou řešeny jako předpjaté, monolitické, spojité nosníky, s ohledem na krátká krajní pole zpravidla bez dilatací, koncové příčníky byly osazovány přímo na hlavy kyvných pilot (integrovaná konstrukce). Dilatace jsou řešeny na konci přechodové desky úpravou vozovkového souvrství. SO 2203 – Most na místní účelové komunikaci Objekt je situován dle místních podmínek. Trasa I/48 je na konci směrového oblouku v zářezu, místní komunikace MOK 4/30 je vedena dle původního terénu v podélném sklonu více jak 7 %, směrově v přímé. Směrové poměry I/48 neumožnily umístění podpěry do středního pruhu, navržen byl tedy mostní objekt s rozpětím 21,5 + 30,5 + 12,0 m při šířce mostu 6,8 m, včetně jednostranného chodníku. Nepoměr polí a zvláště krátké poslední pole si vynutilo opatření pro uložení mostu. Masivní koncový příčník byl uložen přímo na pilotách, které z důvodů teplotních a reologických účinků byly provedeny s odstupňovaným průměrem ∅ 0,9/0,6 m. Spodní část, vlastní pilota, přenáší zatížení do podloží. Horní část, sloupová, obsypaná poddajnými vrstvami, má menší ohybovou tuhost a snáze tak přenese vodorovné posuny mostovky. Piloty samozřejmě přenesou i malé tahové namáhání. Základy vnitřních podpěr jsou založeny plošně, na vrstvách


3

jílovců a jsou rámově spojené s mostovkou. Pro dilatace obou konců mostu bylo využito přechodových desek, které jsou vodorovnými táhly spojeny s mostovkou. Izolace mostovky je přetažena až na konec přechodové desky, kde je odvodněna příčnými drenážemi. Oblast nad těmito drenážemi je upravena pro dilataci vozovkového souvrství, které na povrchu probíhá v několika ošetřených spárách.

Obr. 1 Pohled na SO 2202 směrem k Českému Těšínu Fig. 1 View of SO 2202 towards Český Těšín

SO 2206 – Most na silnici III/4763 Objekt má velmi podobné dispoziční uspořádání jako předchozí SO 2203. Trasa I/48 je ve směrovém oblouku

Obr. 4 Schéma a pohled na objekt SO 2203 Fig. 4 Object schema and view on SO 2203

Obr. 2 Betonážní vozíky na SO 2202 Fig. 2 Formwork carts on SO 2202

Obr. 3 Konstrukce SO 2202 ve výstavbě s osazeným montážním ztužením Fig. 3 Bridge SO 2202 under construction with temporary bracing

4a

4b


4/2008

37

STAVEBNÍ


Obr. 5 Příčný řez objektem SO 2206 Fig. 5 Cross section of SO 2206 Obr. 6 Nadjezd SO 2206 silnice III. třídy Obr. 6 Overpass SO 2206 Obr. 7 Most SO 2207 pro místní komunikaci Fig. 7 Overpass SO 2207

5

skrývající odvodňovací prvky zdi a zpevnění zeminy mezi pilotami. Horní hranu zdi tvoří monolitická římsa. Řešení mostu vychází a snaží se přizpůsobit řešení zdi. Piloty opěrné zdi jsou ukončeny v místě mostu pod úrovní mostovky a na jejich hlavách je umístěn úložný práh. Ten současně nese zavěšené obkladové panely i závěrnou zídku. Tuhost opěrné zdi dovoluje pouze posuvné uložení. Navržený most je o dvou polích s rozpětím 29,5 + 16 m, rámově vetknutou střední stojkou a plošně založeným základem. Protilehlý konec mostu je řešen masivním příčníkem s integrovanými křídly a vetknutým do hlav pilot konstantního průměru 1,2 m. Celý most tak dilatuje jednostranně od vetknutého příčníku k opěrné zdi, kde je umístěn dilatační závěr. RÁMOVÉ

PŘ ESYPAN É MOSTN Í

OBJEKTY

6

a v zářezu, širší silnice III. třídy S7,5/50 je vedena dle původního terénu v podélném sklonu více jak 6 %, opět směrově v přímé. Navržen byl tedy mostní objekt s rozpětím 22,5 + 34 + 14,5 m při šířce mostu 9,3 m, včetně jednostranného chodníku. Ze stejných důvodů, nepoměru polí a tahových účinků v uložení koncových příčníků, byly opět použity odstupňované (kyvné) piloty na obou koncích mostu, včetně úprav pro vodorovné posuny mezi mostovkou a přechodovou oblastí. I když je to nezvyklé při této šířce nosné konstrukce, z důvodů odlehčení středního pole s největším rozpětím byla konstrukce uprostřed rozpětí „odlehčena” změnou příčného řezu z jednotrámo-

vé konstrukce na dvoutrámovou. Změna průřezu byla provedena na délce 4 m a tím byl vytvořen náběh skrytý mezi trámy. SO 2207 – Most na místní komunikaci Most se odlišuje od předchozích hlavně situováním opěrné zdi v zářezu hlavní trasy na straně jedné a svahem na druhé. Trasa místní komunikace MOK 4/30 je opět v přímé s podélným sklonem 6 %. Trasa I/48 je ve směrovém oblouku v zářezu. Přilehlá opěrná zeď je řešena systémem pilot ∅ 1,2 m, vrtaných z původního terénu, opatřených v hlavách spojovacím nosníkem. Na nosníku jsou zavěšeny obkladové prefabrikáty

Podjezdy na trase se světlostí 6 až 12 m jsou řešeny jako rámové přesypané konstrukce, které převádí hlavní trasu přes místní komunikace, vodoteče a občasné vodoteče. S ohledem na větší podélné sklony dna toků (6 až 8 %), a tím i větší rychlosti toků, byla věnována velká pozornost opevnění koryt v blízkosti mostů a úpravám toků pro snížení rychlosti proudění, zejména s přihlédnutím k plošnému založení objektů na horninovém podloží. Tvar mostních otvorů je obdélníkový, výjimkou je objekt s největším rozpětím, který má klenbový profil. Ing. Pavel Mikuláštík Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. Šumavská 31, Brno tel.: 549 131 243 e-mail: [email protected] Ing. Petr Nehasil tel.: 221 412 827 e-mail: [email protected] Ing. Vojtěch Hruška tel.: 221 412 832 e-mail: [email protected] Ing. Marek Foglar, Ph.D. tel.: 221 412 836 e-mail: [email protected] Ing. Radek Falář tel.: 221 412 819 e-mail: [email protected]

7

38

všichni: Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. Národní 15, Praha


4/2008

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

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

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]


4/2008

39

STAVEBNÍ


MOST

NA DÁLNICI D8 POD VRCHEM ŠPIČÁK TH E B R I DG E ON H IG HWAY D8 U N DE R TH E H I LL ŠPIČÁK I V A N B AT A L , J I N D Ř I C H J I N D R A Článek uvádí základní informace a poznatky ze stavby dálničního dvoutrámového mostu situovaného pod vrchem Špičák na dálnici D8 Praha-Drážďany a uvedeného do provozu v listopadu 2006. The article describes the basic information from the construction of the double tee cross section highway bridge situated under the hill Špičák on the highway D8 Prague–Dresden. The bridge was opened in November 2006. Jako třetí v pořadí z českých dálnic se trasa dálnice D8 Praha–Drážďany dostala až ke hranicím České republiky. V hraničním pásu překonává dálnice Krušné hory třemi mostními objekty v nadmořské výšce asi 650 m n. m. Třetím objektem před hranicemi je most (stavební objekt H 215) pod vrchem Špičák. Most se neklene nad žádným údolím, je spíše estakádou, která převádí dálnici přibližně v 98. kilometru přes úbočí Špičáku. Území v prostoru mostu spadá do přírodního parku Východní Krušné hory a také do povodí Rybného potoka, který zásobuje hraniční území Německa pitnou vodou. Proto byly dnes již běžné enviromentální podmínky stavby ještě zpřísněny. To se týkalo výstavby mostu a jeho

40

vlivu na okolní krajinu, zvláště na její faunu. Hlavně z tohoto důvodu byl most během realizace doplněn o oboustranné protihlukové stěny, které rovněž zabraňují oslňování přilehlého prostoru mostu. Přes most je převáděna dálnice v kategorii D 27,5/120 v pravostranném směrovém oblouku s jednostranným příčným spádem 2,5 % a s konstantním podélným spádem 3,77 %. Most je navržen jako spojitý nosník o devíti polích 32 + 7 x 42 + 32 m. Nosnou konstrukci tvoří klasická dvoutrámová předpjatá betonová konstrukce s příčníky pouze na opěrách a uložená na hrncová ložiska. Nosná konstrukce výšky 2,2 m byla betonována postupně po jednotlivých polích na pevnou ocelovou skruž. Polovina předpjaté výztuže přecházela přes pracovní spáru. Druhá polovina byla spojkována ve spárách. Mostní objekt je situován na úbočí vrchu Špičáku a přechází přes poměrně hlubokou terénní depresi, která ústí do údolí Rybného potoka. Předkvartérní podklad je zastoupen drobnozrnnými ortorulami, místy s křemitými polohami. Stupeň zvětrání je poměrně nízký a mírně zvětralá hornina měla vystupovat v hloubkách 1,5 až 4,5 m. Po odlesnění a po několika vichřicích v začátku stavby prakticky zmizel pokryvný útvar a téměř v polovině území vystoupil na povrch skalní podklad vrchu Špičák.

Z výše uvedených důvodů bylo nutno změnit založení celého mostu na plošné založení (původně se předpokládalo založení opěr na vrtaných pilotách) a základové bloky navrhnout jako stupňovité a zvětšit je. Kubatura výkopů narostla, ale rychlost těžby mohla být zvýšena a mohl být vyrovnán nerovnoměrný podklad. Tím byla zajištěna dlouhodobá stabilita pilířů a opěr (obr. 1 a 2). Celou stavbu provázelo zkrácení lhůty výstavby v důsledku opožděného vydání stavebního povolení. Stavba mostu trvala od října 2004 do listopadu 2006. Veškeré konstrukce i technologie musely být stále přešetřovány s ohledem na pracnost a dobu trvání, a to i během výstavby. Byl upraven tvar pilířů, byl zrušen náběh a ztužidlo a pilíře dostaly konstantní průřez. Pod každým trámem je umístěn jeden sloup osmiúhelníkového průřezu vepsaného do čtverce 2,1 x 2,1 m (obr. 3 a 4). Horní ztužidlo mezi sloupy přímo nahradila tuhost příčného řezu dvojtrámu nosné konstrukce. Nosná konstrukce je předepnuta lanovým předpínacím systémem Dywidag se soudržností. Každý trám levého mostu je předepnut pěti 15lanovými a pěti 19lanovými kabely. Z důvodu sjednocení napínacích zařízení bylo u pravého mostu zaměněno pět 15lanových kabelů za čtyři kabely 17lanové (obr. 5 až 8).

1

2

3

4

5

6


4/2008

STAVEBNÍ

7


8

9

Most dále provázely změny typu ložisek a změny příslušenství mostu. Původně byla na mostě navržena mohutná elastomerová ložiska vyvolávající velké vratné síly, které lze snížit vložením kluzných Obr. 1 Fig. 1 Obr. 2. Fig. 2 Obr. 3 Fig. 3 Obr. 4 Fig. 4 Obr. 5 Fig. 5 Obr. 6 Fig. 6 Obr. 7 Fig. 7 Obr. 8 Fig. 8 Obr. 9 Fig. 9 Obr. 10 Fig. 10

Hloubení pilíře 9 The excavation of the pile hole Základ pilíře 11 The foundation of the pile Osazení výztuže pilířů The erection of the reinforcement of the piles Výstavba pilířů The construction of the piles Výstavba nosné konstrukce The build-up of the superstructure of the bridge Hrubá stavba The construction of the bridge Poslední betonáž The casting of the last part of the bridge Dokončovací práce The completing works Pohled na most s PHS The view to the bridge with noise barrier Podzimní pohled The view in the autumn

desek. Toto řešení není příliš vhodné. Kluzné desky byly proto nahrazeny vhodnějšími hrncovými ložisky, která mají jasnější statické působení a lze je i přednastavit. Stavba spadá do období zavedení nových záchytných systémů. Do vnitřních říms byla osazena ocelová svodidla ZSNH4 s úrovní zadržení H2 stanovenou podle evropských norem. Na krajních římsách byla v zadání požadována úroveň zadržení H3. Dále byl objednatelem vznesen požadavek vybavit most oboustrannou protihlukovou neprůsvitnou stěnou. Těmto požadavkům vyhovělo řešení s betonovým posuvným svodidlem výšky 1 m s úrovní zadržení H3 osazené na římse výšky pouze 40 mm. Pracovní šířka svodidla byla omezována nově navrženou protihlukovou stěnou, proto byla stěna uložena na průběžnou betonovou patku, která zachycuje zbytkovou energii při nárazu vozidla na svodidlo. Výplň protihlukové stěny (PHS) měla mít i vlastnost zachycovat světlo od projíždějících vozidel. Konstrukčně lehkým a elegantním řešením je použití neprůhledných desek z organického skla světlé zelené barvy (obr. 9). Požadavek neprů-


4/2008

svitnosti stěn byl splněn, ale bohužel při pohledu na most nelze říci, že most zapadá do krajiny. Daleko lépe působí pohledy na podhled mostu (obr. 10). Základní údaje o stavbě Objednatel Zhotovitel Realizace Konstrukční řešení Projektová dokukmentace

Ředitelství silnic a dálnic, závod Praha Sdružení vedené firmou Strabag, a. s. SMP CZ, a. s. Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Valbek, s. r. o., pracoviště Plzeň, Ing. Robert Vorschneider

Ing. Ivan Batal Jindřich Jindra oba: SMP CZ, a. s. Evropská 37/1692, 160 41 Praha 6

10

41

SANACE R E H A B I L I TAT I O N

OPRAVA KARLOVA

MOSTU KONEČNĚ BĚŽÍ THE REPAIR OF CHARLES BRIDGE IS RUNNING D A U T K A R A , Z D E N Ě K B AT A L , V ÁC L AV K R C H Oprava Karlova mostu po prvních devíti měsících. The repairing of Charles Bridge in its first nine months. V loňském roce jsme si po letech příprav mohli konečně říci, že máme v rukou projekt, stavební povolení, byl proveden výběr zhotovitele a může být konečně zahájena oprava Karlova mostu. Vyvrcholilo tím několikaleté úsilí všech zúčastněných. KONSTRUKCE MOSTU Karlův most je, jak všichni víme, most kamenný, tvořený šestnácti klenbami nesenými patnácti mezilehlými pilíři a dvěma koncovými opěrami, které se od pilířů konstrukčně zásadně neliší. Zvenčí je vidět kamenný plášť mostu z pískovcových kvádrů. Tento plášť kryje zdivo z lomového kamene, opuky. Zdivo bylo zděno na maltu z písku a hydraulického vápna. Stopy vaječných bílků v maltě doopravdy nalezeny nebyly. Pilíře byly založeny původně všechny plošně ve štěrku vltavského dna, po velké vodě roku 1890 byly dva tehdy nově budované pilíře, pilíře č. 5 a 6, založeny na kesonech spuštěných na úroveň skalního podloží. Základy dalších tří nejvíce ohrožených návodních pilířů byly ochráněny proti podemletí souvislými stěnami vytvořenými z malých podlouhlých kesonů spuštěných po jejich obvodě také na skalní podloží. Vozovka je tvořena novodobou dlažbou z žulových kostek, přibližných rozměrů 200/100/60 mm, kladených do cementové malty. Pod dlažbou je cementový potěr kryjící izolaci z natavovacích pásů, která je položena na další vrstvě cementového potěru. Pod ním je vyrovnávací vrstva z keramzitbetonu. Pod ní už buď ona proslulá železobetonová deska, nebo opukové zdivo mostní konstrukce. Železobetonová deska se vyskytuje místy a někdy jenom na jedné polovině mostu. PORUCHY A JEJICH PŘÍČINY Příčinou všech významných poškození Karlova mostu v jeho dosavadní historii 42

byla Vltava, jejíž voda proudící při povodních zvýšenou rychlostí podemlela základy některých pilířů. Proto bylo v předstihu provedeno zajištění základů posledních dvou návodních pilířů, jejichž základy nebyly zabezpečeny až do úrovně skalního podloží, pilířů č. 8 a 9. Jsou to dva pilíře nejbližší levému břehu, resp. Kampě. Navíc byly u všech návodních pilířů zřízeny nové ledolamy. Karlův most je tedy ochráněn proti nebezpečí hrozícímu při povodních a je možné se věnovat odstraňování poruch, které zatím neohrožují jeho stabilitu, nicméně v průběhu let se stále zhoršují. V současné době most vykazuje viditelné poruchy, které se projevují navenek trhlinami v povrchu zdiva, posunem v některých sparách a lokálním větráním a rozpadem jednotlivých kamenů pláště. Příčiny poruch je možné rozdělit do tří skupin: • Jednou je zatékající srážková voda, která navíc způsobuje pohyb soli, proniknuvší do mostu v době, kdy byla sůl na Karlově mostě používána jako rozmrazovací prostředek. • Další příčinou jsou cementová malta a cementová injektážní směs, které byly hojně používány při poslední velké opravě mostu. Jsou to materiály výrazně tvrdší než pískovec s daleko nižší propustností pro vodu. • Poslední příčinou jsou objemové změny konstrukce, a to jak dlouhodobé, v průběhu roku, tak i krátkodobé, v průběhu dne. Most je sám o sobě velice tuhý a objemové změny vyvolávají v jeho plášti napětí převyšující pevnost jak spojovací malty, tak i vlastního pískovce. Těmto objemovým změnám nemůžeme zabránit a statické uspořádání historické konstrukce také nemůžeme měnit. V mostě se v průběhu staletí vytvořila síť trhlin, které napětí od těchto změn minimalizují, a dá se říci, že přirozenou cestou tento problém řeší. Neplatí to o všech trhlinách v mostní konstrukci a je úkolem diagnostiky každou trhlinu posoudit, stanovit příčinu a zvolit správný přístup. Zvláštní skupinu trhlin tvoří trhliny oddělující na mnoha místech parapetní zábradlí od podstavců soch. Vznik těchto trhlin je dán objemovými změnami, mnohé z nich ale trvale narůstají. Bylo rozhodnuto tyto trhliny

respektovat a vytvořit do budoucna možnost vzájemného pohybu mezi podstavci soch a zábradlím. VÝBĚR KAMENŮ V průběhu přípravy akce byl řešen problém určení nejlepšího druhu pískovce pro opravu lícních kamenných kvádrů. Byla navázána spolupráce s Přírodovědeckou fakultou Karlovy univerzity, Ústavem geochemie, mineralogie a nerostných zdrojů. Doc. Mgr. Richard Přikryl, Dr., pracovník tohoto ústavu, zpracoval řadu studií zabývajících se původem kamenů použitých při stavbě a opravách Karlova mostu. Hodnotil jejich vlastnosti, zejména odolnost povětrnostním vlivům, a došel k závěru, že nejlépe se osvědčily arkosové pískovce těžené tenkrát v okolí Kamenných Žehrovic a Kralup nad Vltavou. Žádný z tehdejších lomů už v dnešní době není v provozu a v žádném z nich už není možné těžbu obnovit. Pro opravu kamenného pláště by ale bylo jednoznačně nejvhodnější použít právě arkosy. Otevření nového lomu je otázkou několika let. Tak dlouho nebylo možné odkládat zahájení opravy, škody od zatékající srážkové vody narůstají. Proto byl hledán náhradní kámen, který by mohl být použit pro opravu podmiňující obnovu izolace. Opět Doc. Mgr. Přikryl, Dr., vyhodnotil všechny pískovce těžené na území naší republiky a ze vzájemného srovnání vyšel jako nejlepší křemitý pískovec těžený v lomu v obci Kocbeře, blízko Jaroměře. K O N C E P C E O P R AV Y Srážková voda proniká stále do konstrukce mostu, a tím se jeho stav stále zhoršuje. Prvním úkolem opravy je zabránit zhoršování stavu, tj. ochránit konstrukci před další zatékající vodou a potom, až bude konstrukce před dalším zatékáním ochráněna, opravovat citlivě jednotlivé části kamenného pláště mostu. To bude spočívat v postupném nahrazování jednotlivých lícových kvádrů, jejichž životnost skončila. Proto byla oprava mostu rozdělena na části. Právě probíhající „Oprava mostovky“ zahrnuje odstranění vozovkového souvrství, odstranění všech vrstev vytvořených při poslední velké opravě v letech 1965 až 1975 kromě železo-


4/2008

SANACE R E H A B I L I TAT I O N betonové desky, rozebrání a nové vyzdění parapetního zábradlí v takovém rozsahu, aby nová izolace byla ukončena ve zdivu z dostatečně pevných a trvanlivých kamenů, vytvoření podkladu pro novou kvalitní izolaci, položení izolace a vozovkových vrstev až po navrácení dlažby z atypických žulových kostek. Na mostě bude nové veřejné a slavnostní osvětlení, elektrické veřejné osvětlení bude nahrazeno plynovým, a nové osvětlení plavebních znaků. Po dokončení této části bude přikročeno k opravě kamenného pláště celého mostu, od úrovně zábradlí po základy, a to na souši i ve vodě. Současně bude provedena oprava klenby pod Křižovnickým náměstím, která navazuje na nulté pole Karlova mostu, a bez jejíž opravy není možné opravu Karlova mostu ukončit. Je zapotřebí se zmínit o tom, že již v letech 1997 a 1998 bylo opraveno schodiště na Kampu a v letech 2004 až 2006 byly ochráněny proti podemletí základy dvou posledních návodních pilířů, jejichž ochrana nebyla ještě prove-

dena. Jedná se o pilíře č. 8 a 9 u levého břehu Vltavy u Kampy (Beton TKS 4/2005, pozn. redakce). P R O VÁ D Ě N Í S TAV BY Stavební práce byly zahájeny rozebráním dlažby na povodní polovině mostovky, a to v posledních polích XIV a XV, a na malostranském předmostí až k Malostranské velké věži. Po celé tři měsíce potom probíhaly výkopové „objevné“ práce v místech, kde je nutno odvodnění z mostu zaústit do stávající kanalizační stoky. Výkopové práce byly prováděny ručně archeologickou metodou pod vedením PhDr. Zdeňka Dragouna z NPÚ. Zbytky Juditina mostu zde bohužel nalezeny nebyly, ale byla objevena zeď, podle mostní terminologie rovnoběžné mostní křídlo, která v minulosti spojovala povodní líc mostu s věží. Vlastní stavební práce na opravě mostovky probíhají zásadně vždy na určité části jedné podélné poloviny mostovky. Důvodem je nutnost zachovat po celou dobu opravy pěší provoz na mostě. Pěší provoz zde představuje především kultur-

ní a scénickou promenádu pro návštěvníky Prahy. Stavební proud na jedné polovině zasahuje vždy délku čtyř mostních polí. V prvním poli se odstraní dlažba a rozebere se kamenný parapet (obr. 1). Ve druhém poli se sestavuje opravený parapet (obr. 2) a začíná se s bouráním vozovky. Ve třetím poli se dokončí bourání vozovky, jsou pokládány nové podkladní vrstvy a je prováděna izolace. Ve čtvrtém poli je ochráněna izolace krycí vrstvou, ukládají se inženýrské sítě a je pokládána dlažba. Především s ohledem na možnost přístupu na most také po schodišti z Kampy byl zvolen následující postup prací. Jak je uvedeno, práce byly zahájeny na povodní polovině mostovky a to směrem od Malostranské mostecké věže a pokračují až do pole XI, tj. pole za schody na Kampu. Zde byly práce pozastaveny a začalo se na protivodní polovině mostovky zase od Malostranské mostecké věže. Na této polovině se bude pokračovat až do pole XIII, tj. pole před schody na Kampu. Potom se postup vrátí na povodní polovinu mostu a bude

Obr. 1 Rozebírání kamenného parapetního zábradlí Fig. 1 The stripping of the stone parapet Obr. 2 Zpětné vyzdívání zábradlí z nových i starých kamenů Fig. 2 The parapet rebuilding of the new and existing stones Obr. 3 Pohled do výkopu pro napojení kanalizace u malostranské věže Fig. 3 View into excavation for connection of the rain drainage to sewer system by the Lesser Town Tower

1


2

4/2008

43


4

pokračovat až ke Staroměstské mostecké věži. Poté bude opraven postupně zbytek protivodní poloviny. V dnešním příspěvku se budeme zabývat technickým řešením některých skupin prací, které jsou již ukončeny nebo jsou rozpracovány do takové hloubky, že technická řešení již vykrystalizovala a je možno podat o nich základní informace. Odvodnění mostu Odvodnění povrchových vod na malostranském konci mostu (o ploše cca 550 m2) je řešeno klasickým odvodněním pomocí čtyř uličních vpustí. Na celém mostě je navržen střechovitý příčný sklon vozovky 2 % s tím, že v šířce 1,5 m od obou parapetů je navržen protispád

3 %. Voda tak stéká do dvou úžlabí, ve kterých jsou (vzhledem k omezení přetoků) umístěny ve spodní části vždy dvě uliční vpusti za sebou. Voda z uličních vpustí teče přes dvě kanalizační šachty do stávající stoky 600/1 100 mm, situované před Velkou malostranskou mosteckou věží v hloubce cca 6,5 m. Odvodňovací potrubí vede v hloubce cca 1,5 m, poněvadž musí přejít nad historickým zdivem původního rovnoběžného křídla mostu. Hloubky 6,5 m, potřebné pro zaústění do stoky, bylo dosaženo svislým přepadem z poslední šachty. Uliční vpusti jsou sestaveny z mostního odvodňovače typu Kysuca. Na okraj poznamenáváme, že opravdu smutný pohled byl na osekané his5

44

torické zdivo, které bylo v šedesátých letech poškozeno při zřízení dnes zrušené kanalizace. Řešení odvodnění povrchu izolace na malostranské straně mělo téměř detektivní nádech, protože se nevědělo, kde přesně probíhá a jak doopravdy vypadá rub koncové opěry (obr. 4). Po provedení potřebných výkopů se zjistilo, že naši mostní předci provedli ukončení zcela vzorně a to schodovitým ukončením vyzdívky v rovině rubu posledního pilíře, který konstrukčně tvoří mostní opěru. Rub vyzdívky byl opatřen betonovým vyrovnáním ve sklonu cca 10 : 1 a izolace byla stažena z povrchu mostovky až na úroveň přilehlého terénu tj. do hlouby cca 5 m pod úroveň vozovky. Ve spodní části byl z izolace zřízen příčný žlab, do kterého byla uložena příčná drenáž. A vznikl problém: Co s vodou z příčné drenáže? Původně projekt předpokládal spojení odtoku z drenáže s odtokem z povrchu mostovky a odvedení vody do kanalizace u Malostranské věže. Vzhledem k existenci historických zdí toto řešení nebylo možno použít bez pomoci tunelářských metod provádění. Protože oprava Karlova mostu je spojena s požadavkem, že všechny výkopy budou prováděny archeologickou metodou, tunelářské postupy vzbuzovaly oprávněné rozpaky. Nakonec bylo navrženo a přijato celkem elegantní a praktické řešení a to odvod vody z příčné drenáže do vsakovací jímky (obr. 5). Vsakovací jímka byla zřízena na dně šachty situované přibližně uprostřed příčné drenáže. Jímka je vyplněna vrstvami kačírku. Dno jímky je pod úrovní hladiny Vltavy a požadovaná vsakovací schopnost jímky byla ověřena vsakovacím pokusem. Odvod povrchových vod z vlastního

6


4/2008

SANACE R E H A B I L I TAT I O N Obr. 4 Stupňovitý rub malostranské opěry Fig. 4 The stepped backing of the Lesser Town abutment Obr. 5 Odvodnění rubu opěry s příčnou drenáží a vsakovací jámou Fig. 5 Abutment backing drainage with lateral drainage and soakage pit Obr. 6 Odvodňovač napojený na odvodnění povrchu izolace Fig. 6 The drainer connected to the waterproofing membrane surface Obr. 7 Příčný řez odstraňovaným vozovkovým souvrstvím Fig. 7 Cross section of removed surface layers Obr. 8 Místo, kde místo železobetonové desky byla jen výztuž (stopy staré opravy) Fig. 8 The place with reinforcement without concrete cover (remaining part after the previous repair) Obr. 9 Betonáž podkladu izolace Fig. 9 Pouring of concrete of the waterproofing membrane subbase Obr. 10 Provádění stříkané membránové izolace Fig. 10 Spraying of the waterproofing membrane

mostu (o výměře cca 3 400 m2) vyřešili stavitelé ve 14. století pomocí dvaceti čtyř kamenných chrličů, které jsou ve většině případů dosud zachovalé. Především zásluhou pracovníků NPÚ nebylo pro odvodnění použito nějaké necitlivé radikální řešení, ale nové odvodnění je opět svedeno do chrličů. Systém odvodnění je doplněn o nově vyvinuté otočné litinové mostní odvodňovače typu Kysuca, které odvádějí vodu pomocí bočního odtoku z korozivzdorné oceli přímo do chrličů. Odvodňovače odvádějí i vodu z povrchu izolace, která vsakuje spárami v kamenné dlažbě (obr. 6). Odvodnění staroměstského konce mostu, které se bude provádět až příští rok, projekt řeší podobně jako na malostranském konci. Skutečné provedení bude určitě ovlivněno konkrétní podobou odkrytých konstrukcí. Mostovka Celé stávající vozovkové souvrství na mostovce se vyměňuje za nové (obr. 7). Za vozovkové souvrství považujeme všechny vrstvy, které se nacháze-

7

8

9

10


4/2008

jí nad konstrukční železobetonovou deskou, která byla vložena pod vozovku při opravě v šedesátých a sedmdesátých letech minulého století. Deska se nachází v hloubce cca 450 mm pod povrchem vozovky. Účelem vložení desky společně s návrhem kotvení poprsních zdí bylo konstrukční zpevnění příčného řezu, tzn. zamezení vyklánění poprsních zdí a zvýšení příčné tuhosti mostu, aby lépe vzdoroval tlaku vody a splavenin při povodních. Bohužel odkrývaná skutečnost je trochu jiná. Zpevňující konstrukční deska byla provedena velice neprofesionálně a dá se říci až nedbale. Např. v některých místech deska zcela chybí nebo v jiných místech byla položena pouze výztuž, která byla zakryta lehkým keramzitbetonem (obr. 8). Zakotvení konců desky do parapetních zdí bylo provedeno šikmo dolů vedenými kotvami z betonářské výztuže s téměř nahodilým rozmístěním. O nějakém zachycení vodorovných sil, potřebných k zamezení vyklánění poprsních zdí, se nedá vůbec hovořit. Daleko nebezpečnější, naštěstí pouze

45


v některých místech, je vyjíždění celého parapetního zábradlí směrem ven z konstrukce. Kluzná spára je přibližně v úrovni horního povrchu zesilující desky. Při rozebírání parapetního zábradlí se zjistilo, že kvalita kamenů směrem do vozovky pod úrovní vozovky je velice špatná. V některých místech se nejedná ani o rozrušený kámen, ale o shluk různých úlomků. A právě taková místa mohou být velice nasákavá a namrzavá, a způsobovat tak odtlačování parapetu zábradlí. Nebude to asi jediný důvod, ale pravděpodobně jeden z nejvíce rozhodujících. Oprava mostovky spočívá v přerušení stávajících kotev a oddělení železobetonové desky podélnou spárou od parapetního zábradlí. Spára je vyplněná štěrkem a má šířku cca 150 mm. Ložná spára nově sestavovaného parapetu se opravuje doplněním opukové vyzdívky nebo opravou kamenů v ložné spáře. Nový parapet je již zděn vždy z kamenů na celou šířku parapetu tj. 400 mm. K vysvětlení je nutno podotknout, že lícové zdivo nad klenbami má v některých místech menší tloušťku než je tloušťka zábradlí, tj. 400 mm, proto se ložná spára doplňuje opukovou vyzdívkou. Nové vozovkové souvrství se provádí po jednotlivých vrstvách vždy v rozsahu jedné podélné poloviny jednoho mostního pole. První vrstvou je vyrovnávací vrstva z KZC (kameniva zpevněného cementem) proměnné tloušťky cca 50 až 150 mm, která se klade na separační geotextilii. Druhou vrstvou je vrstva spádového betonu C30/37–XF1 (v tloušťce 150 mm) (obr. 9), která již tvoří pod-

klad pro stříkanou izolaci Eliminátor. Eliminátor je membránová izolace z dvousložkového materiálu na bázi metakrylátových pryskyřic. Stříkaná izolace je na okraji vanovitě vytažena (na výšku cca 170 mm) na svislý líc parapetního zábradlí a zde je ukončena do vyfrézované drážky hloubky 30 mm (obr. 10). Pro odvod vody z povrchu izolace se na povrch izolace bodově přilepuje drenážní rohož. Drenážní rohož tvoří HDPE geosíť s vlákny pod úhlem 60° s jednostrannou laminací geotextilií. Na drenážní vrstvu se pokládá krycí betonová vrstva opět z betonu C30/37–XF1 v tloušťce původně 80 nově 100 mm. Tato relativně nenápadná a tenká vrstva je účastníky výstavby nazývaná jako „high“ vrstva. V ní je nutno schovat a „vykličkovat“ vedení všech novodobě potřebných inženýrských sítí na mostě, tzn. potrubí plynového osvětlení, kabely ovládání plynového osvětlení, kabely slavnostního osvětlení, kabely osvětlení plavebních znaků a optické kabely kamerového systému. Všechny sítě jsou samozřejmě uloženy v plastových žlabech nebo chráničkách Jako poslední se provádí vrstva žulové dlažby kladené do pískové vrstvy stabilizované vápnem. Používá se původní dlažba. Poškozené a ztracené kostky (přibližně 5 %) se doplňují novou dlažbou. Také kladečský rastr se používá původní, tzn. příčné řádkování po celé ploše doplněné o šest podélných řádků v prostoru úžlabí. Co podotknout na závěr. Především se ukazuje, že přes veškerou snahu zpracovatelů projektové dokumentace nelze

11

46

u takových oprav (rozsahu opravy Karlova mostu) považovat něco za vyprojektované, dokud se práce skoro nedokončí. Např. kanalizace na malostranském předmostí měla asi čtyři návrhy, které se upravovaly dle skutečných podmínek na místě. Takový postup však vyžaduje značnou operativnost všech zúčastněných ve všech fázích provádění. S T AT I K A

A S TAV E B N Ě T E C H N I C K Ý

P R Ů Z K U M O B LO U K U Č .

14 V průběhu podzimu 2007 bylo zjištěno odpadávání úlomků kamenného pláště na spodním líci klenby č. 14. Protože dočasný zábor stavby pro opravu mostovky zahrnuje také prostory pod oblouky, musel se dodavatel stavebních prací SMP CZ, a. s., touto situací zabývat. Oblouk č. 14 se klene nad Čertovkou, po které je provozován poměrně čilý ruch vyhlídkových člunů a zároveň je zde umístěna vinárna se zahrádkou. Hrozí zde tedy určité riziko úrazu. Pro stanovení, jaká opatření mají být pro zajištění bezpečnosti provedena, bylo rozhodnuto o provedení dodatečného stavebně-technického průzkumu a statického posouzení klenby. Doc. Mgr. Richard Přikryl, Dr., z Univerzity Karlovy v Praze současně vypracoval Průzkum lícního zdiva klenby pole XIV Karlova mostu v Praze, geomechanické vyhodnocení vývrtů (obr. 11 a 12). V listopadu 2007 byla nad Čertovkou smontována pracovní plošina, která pomocí lehkého lešení umožnila bezprostřední přístup ke spodnímu líci klenby. Tato plošina zároveň vytvořila ochranný


4/2008

SANACE R E H A B I L I TAT I O N strop, pod kterým byla dále provozována lodní doprava bez omezení. Rozsah a úkoly stavebně – technického průzkumu Průzkum byl prováděn jednak z prostoru pracovní plošiny pod klenbou, jednak z prostoru mostovky v době, kdy stavební práce dosáhly k oblouku č. 14. Hlavní úkoly stavebně-technického průzkumu: • ověření konstrukce a technického stavu klenby a prostoru mezi klenbou a mostovkou, • určení základních materiálových charakteristik, pevnosti a vlhkosti zdiva u zjištěných materiálů, • ověření způsobu provádění předchozích oprav povrchově zvětralých pískovcových bloků, tj. určení zda byly vyměněny celé bloky či pouze provedeno zaplentování kamennou deskou. Vizuální kontrolou byl zjištěn velice špatný stav kamenného pláště. V rozsáhlých plochách jsou kameny klenby na povrchu narušeny, koroze při bližším zkoumání zasahuje do hloubky cca 30 mm. Poklepem bylo zjištěno množství dalších ploch, které jsou již odděleny od podkladu. Následně byly realizovány tyto průzkumné práce: • Z prostoru mostovky byly provedeny dva svislé jádrové vrty o ∅ 90 mm na celou výšku konstrukce mostu (po sejmutí krycího souvrství) a vyhloubena ručně kopaná sonda, z jejíhož dna pak byl opět proveden jádrový vrt. • Z prostoru pracovní plošiny byly vyvrtány tři šikmé dovrchní vrty o ∅ 50 mm v místech oprav pro ověření způsobu opravy a dále byla nedestruktivní metodou in-situ ověřena pevnost pískovcových bloků klenby a malty ve spárách. Tyto práce byly doplněny laboratorními zkouškami odebraných vzorků pro ověření pevnosti a vlhkosti jednotlivých materiálů.

Obr. 11 Řez konstrukcí mostu podle kopané sondy v poli XIV Fig. 11 The section through the bridge structure according to test pit in the XIVth field Obr. 12 Rubová klenba z opuky v kopané sondě v poli XIV Fig. 12 The arenaceous marl vault in the XIVth bridge field test pit

Závěry z provedeného průzkumu lze shrnout do následujících bodů: • Klenba oblouku je tvořena opracovanými pískovcovými kvádry (karbonská arkóza) v tloušťce 450 mm. • Pevnost v tlaku pískovcových kvádrů je nízká, v průměru 10 MPa. • Dřívější opravy zvětralých bloků byly realizovány pískovcovým blokem (arkózový pískovec) v tloušťce 200 mm o pevnosti v tlaku v průměru 30 MPa. Prostor mezi původním kamenem a novým blokem je vyplněn cementovou maltou. • Malta ve spárách je celkově kvalitní a zachovalá. • Výslednou pevnost zdiva klenby lze stanovit hodnotou Rd = 2,2 až 2,4 MPa • V prostoru nad klenbou bylo zjištěno masivní nepravidelné zdivo s převahou opukových kamenů a bloků stmelené kvalitní maltou o vysoké pevnosti. Ve vrstvě cca 600 mm za klenbou jsou opukové kameny kladeny nejdříve v jedné vrstvě naplocho k rubu a následně v jedné vrstvě radiálně a tvoří tak zesílení vlastní klenby, dále jsou kameny kladeny převážně horizontálně. • Výslednou pevnost tohoto zdiva lze stanovit hodnotou Rd = 1,0 až 1,3 MPa. • Vlhkost odebraných vzorků byla převážně velmi vysoká, více jak 10 % hmotnosti. • Výsledky průzkumu byly použity pro vstupní parametry statického přepočtu. Klenba byla modelována metodou konečných prvků – pískovcová lícní klenba prutovými prvky; paty klenby, opukové výplňové zdivo včetně opukového lemu plošnými prvky. Řešen byl pruh klenby široký 1 m bez vlivu poprsních zdí. Zatížení bylo uvažováno zatížením stálým a zatížením pohyblivým v různých kombinacích: • stálé zatížení, • stálé + plné pohyblivé (odpovídá ekvivalentu zatížení třídy A, jedno vozidlo 32 t), - stálé + 80 % pohyblivého, - stálé + 60 % pohyblivého. Maximální napětí v patě klenby dosahují hodnot -1,52 MPa, ve vrcholu pak -0,7 MPa. Vzhledem k určitému oslabení klenby bylo uvažováno využití 75 %, neboli účinná tlouštka klenby byla redukována na 350 mm a redukováno bylo i pohyblivé zatížení. Statický výpočet prokázal, že konstrukce je stabilní a pole mostu č. 14 lze zatížit jedním vozidlem 25 t.


4/2008

Závěry a současná situace Na základě výše uvedených průzkumů a posudků byl učiněn závěr, že mostní oblouk je staticky spolehlivý a z rubové strany nejsou nutná žádná konstrukční opatření. Poruchy a zvětrání pláště klenby je způsobeno dlouhodobým zatékáním do konstrukce a následně pak dopadem klimatických změn v průběhu roku včetně deformací oblouku způsobených teplotními změnami. Protože oprava kamenného pláště není v současné době prováděna (je zpracována dokumentace pro stavební povolení) a s její realizací se počítá v horizontu cca 5 až 7 let, jsou nicméně nutná provizorní opatření, která zajistí na tuto dobu prostor pod obloukem před opadáváním kamenných úlomků. Tato opatření jsou v současné době projekčně zpracovávána a budou v nejbližším období realizována. Z ÁV Ě R Rádi bychom konstatovali, že po počáteční době ověřování jednotlivých technologických postupů se stavba dostává do fáze rutinní řemeslné práce, kdy jednotlivé činnosti jdou plynule za sebou přesně podle řádků harmonogramu. Víme ale, že překvapení budou možná až do odkrytí poslední části původní konstrukce. Investor Mandatář investora Projektant Zhotovitel

Odbor městského investora MHP Mott MacDonald Praha, s. r. o PUDIS, a. s. SMP CZ, a. s.

Ing. Daut Kara Mott MacDonald Praha, s. r. o. Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: 724 050 335 e-mail: [email protected] Ing. Zdeněk Batal SMP CZ, a. s. Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6 tel.: 602 133 438, e-mail: [email protected] Ing. Václav Krch PUDIS, a. s. Nad vodovodem 169, 100 00 Praha10 tel.: 602 357 038 e-mail: [email protected]

Fotografie: Martin Frouz a autoři článku

47


PŘEPOČTY DÁLNIČNÍCH MOSTŮ VE VELKÉ BRITÁNII ASSESSM E NT S OF H IG HWAY B R I DG ES I N G R EAT B R ITAI N RADEK FALÁŘ Stručné seznámení se současným stavem dálničních mostů ve Velké Británii a postupy jejich přepočtu včetně příkladů nejčastějších poruch. A brief information on the state-of-theart of highway bridges in the United Kingdom and principles of their assessments including examples of the most frequent defects. Silniční a dálniční infrastruktura ve Velké Británii je z velké části vybudována již desítky let. Po letech provozu je největším objemem stavebních prací navyšování kapacity silnic a dálnic. S tím souvisí např. i rozšiřování mostů, jejich přepočty, opravy, rekonstrukce apod. V článku se budeme věnovat poznatkům a zkušenostem získaným zejména v jihozápadní oblasti Anglie, Wessexu, kde se rozkládá operační oblast tzv. Area 2. AREA 2 Každá země Velké Británie má vlastní

1 2

48

nejvyšší odpovědný orgán, který je zodpovědný za veškeré silniční komunikace. V Anglii je tímto úřadem Highways Agency (HA). HA pracuje nad čtrnácti operačními oblastmi (obr. 1). Zabezpečení provozu, údržby a modernizace dálnic v jednotlivých oblastech zajišťují soukromé firmy. Firmy jsou vybírány prostřednictvím veřejné soutěže a uzavírají s HA časově omezený kontrakt. Operační oblast Area 2, kterou spravuje již ve druhé etapě konsorcium firem Mott MacDonald Ltd. a Balfour Beatty Infrastructure Services Ltd., zahrnuje především velmi důležité dálnice M4 z Newbury do Bristolu, M5 z Exeteru do Cheltenhamu, páteřní silnice A36 ze Southamptonu do Bristolu, A40 z Gloucesteru do Walesu, A303 z Exeteru na Londýn a další silnice nižších kategorií (obr. 2). Správce operační oblasti zajišťuje v rámci své územní působnosti hlavní i pravidelné prohlídky mostních konstrukcí, provádí prostřednictvím svých hlídek monitorování oblasti a zajišťuje aktuální dopravní informace. V rámci pravidelných prohlídek shromažďuje technické informace, které jsou předávány projekčním týmům jako výchozí podklad pro zpracování přepočtu, studie proveditelnosti popř. návrhu rekonstrukce, a rovněž se vkládají do systémové databáze mostních konstrukcí. D AT A B Á Z E M O S T N Í C H K O N S T R U K C Í Pro účely rychlého získávání podkladů při posuzování stávajících mostních konstrukcí je vytvářena databáze mostních konstrukcí SMIS. Je to v podstatě zabezpečená intranetová databáze, která je spravována Highways Agency a kde jsou uvedeny důležité informace týkající se dané mostní konstrukce po celý průběh její životnosti. V rámci této databáze je každá mostní konstrukce číselně identifikovatelná. Další údaje, které lze najít v této databázi, jsou: geodetické souřadnice polohy a situační plán, zatížitelnost normální, či výhradní a zda se most nachází na vybrané trase pro zvláštní vozidla přepravující velmi těžký nebo velmi vysoký náklad. Dále je zde možno nalézt např. výkresy skutečného provedení, všechny zprávy o výsledcích mostních prohlídek od uvedení mostu do provozu, záznamy o veškerém poškození nosné konstrukce nebo jejího vyba-

vení, záznamy o provedených sondách, či speciálních průzkumech, výsledky výpočtu zatížitelnosti apod. Stručně shrnuto, jedná se o jakýsi elektronický mostní list. Bohužel, ačkoli se jedná o nástroj velmi užitečný a výkonný, je to systém poměrně nový a zejména u starších konstrukcí v něm nelze najít požadované informace jako např. výkresy skutečného provedení. TYPY MOSTN ÍC H KONSTR U KC Í Dálniční síť je ve Velké Británii vybudována již desítky let. Většina mostních konstrukcí spadá svým stářím do období 60. a 70. let minulého století. V té době projektanti navrhovali a vyvíjeli různé typy přemostění. Některé jsou zdařilé, některé méně. Setkáme se zde s celou řadou konstrukčních řešení tak, jak je známe u nás. Nejčastější jsou mosty železobetonové klenbové, rámové, deskové, trámové, dále betonové předpjaté, následují ocelové a ocelobetonové spřažené. Velmi časté jsou spřažené konstrukce beton-beton, kdy základem bývá předpjatý trámový prvek, na který se nabetonuje železobetonová deska. Další zvláštností této doby jsou tzv. nosníky Preflex (u nás známé pod pojmem SNOP – spřažený nosník ohybem předpjatý). Jedná se o ocelový nosník s obetonovanou dolní pásnicí a s horní pásnicí spraženou s betonovou deskou. Aby beton na dolní pásnici spolupůsobil, je v něm vyvozeno tlakové napětí tak, že se nadvýšený nosník ohne směrem dolů a obetonuje se dolní pásnice. Po zatvrdnutí betonu se nosník uvolní, a tím se do betonu vnese tlakové napětí. Pro přepočet zatížitelnosti takovýchto typů konstrukcí je často obtížné vůbec získat původní návrhové předpisy. Posouzení je navíc nutné provést podle současně platných předpisů na základě metodiky mezních stavů. Je proto vhodné zavést určité zjednodušující předpoklady, např. zanedbat beton na dolní pásnici a neuvažovat s ním pro výpočet únosnosti. METODIKA PŘEPOČTU KONSTRUKCÍ Stanovení zatížení pro návrh nových a přepočet stávajících mostních konstrukcí se provádí na základě metodiky mezních stavů podle tzv. Departmental Standards, které vydává HA ve spolupráci


4/2008

SANACE R E H A B I L I TAT I O N s ostatními odpovědnými orgány jednotlivých zemí Velké Británie. Jedná se o ucelený soubor technicko-kvalitativních podmínek a doplněných návrhových norem BS (British Standard) pro účely navrhování a přepočítávání silničních mostů. Tento soubor se nazývá DMRB (Design Manual for Road and Bridges). Na základě provedených prohlídek správce oblasti po dohodě s HA určí konstrukci, která má být přepočtena. Nejčastěji to bývá v rámci uceleného finančního programu, systematického monitoringu. Základem jakékoliv projektové činnosti pro HA, ať už se jedná o návrh nové nebo posuzování či rekonstrukci stávající konstrukce, je tzv. Approval In Principle (dále jen AIP). AIP je základní ustanovení pro další činnost a podléhá schválení HA. Jsou tam uvedeny identifikační údaje o konstrukci, vysvětlení důvodu, proč je daná konstrukce přepočítávána, popis navrženého modelu, uvažované zatížení a kategorie konstrukce. Posledně zmíněná kategorie je velice důležitý údaj, neboť na jeho základě se provádí kontrola statického výpočtu. Podle náročnosti a složitosti konstrukce se rozlišují kategorie 0, 1, 2, 3. Kategorie 3 je nejpřísnější a spadají sem staticky velmi složitě působící konstrukce, které vyžadují kontrolu výsledku statického výpočtu nezávislou organizací. Většina běžných mostních konstrukcí spadá do kategorie 2, kdy kontrolu statického výpočtu provádí nezávislá skupina v rámci jedné organizace. Výsledkem celého procesu je zpráva o výsledcích přepočtu tzv. Assessment Report, kde je popsán podrobný postup analýzy konstrukce, zavedené předpoklady včetně materiálových charakteristik a shrnutí výsledků. Nedílnou součástí zprávy je tzv. Check Certificate, kterým autor potvrdí správnost obsahu zprávy. Zpráva se pak předloží HA ke schválení. Na základě výsledků zprávy se rozhoduje o dalším postupu (snížení zatížitelnosti, pokud

to podmínky provozu dovolují, studie proveditelnosti zesilujících opatření či rekonstrukce nebo odstranění stávající a návrh a realizace nové konstrukce). P Ř Í K L A DY P O R U C H Nejčastějšími poruchami ocelových mostů jsou poruchy způsobené únavou a korozí v důsledku špatné údržby a detailů. Příklady únavového porušení příhradového ztužení ocelového komorového mostu před opravou a po opravě jsou uvedeny na obr. 3 a 4. U betonových mostů je největším problémem nefunkční hydroizolace. V důsledku toho dochází k jejich značné degradaci vlivem vlhkosti. Na obr. 5 a 6 je ukázka degradace betonové mostovky spraženého ocelobetonového mostu na dálnici M5 vlivem karbonatace betonu. SHRNUTÍ V průběhu práce na projektu přepočtů mostních konstrukcí do Velké Británie bylo velkým přínosem seznámení se s tamními návrhovými a legislativními postupy. Velkou výhodou pro získávání informací o stávajících konstrukcích je bezesporu elektronická databáze mostních listů. Z uvedených příkladů poruch mostů je patrné, že se tamní konstrukce potýkají se zhruba stejnými problémy degradace betonových a ocelových konstrukcí nebo jejich částí jako v tuzemsku, i přesto, že se nacházejí v mírnějších a stálejších klimatických podmínkách. Rovněž je zřejmé, že neméně závažné problémy konstrukcí byly způsobeny nevhodnými návrhy nebo nekázní na stavbě. Ing. Radek Falář Mott MacDonald, spol. s r. o. Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: 221 412 819 e-mail: [email protected]


3

4 Obr. 1 Operační oblasti HA Fig. 1 Highways Agency Areas Obr. 2 Operační oblast Area 2 Fig. 2 Area 2 Obr. 3 Diagonála porušená únavovou trhlinou Fig. 3 Broken diagonal with the fatigue crack Obr. 4 Diagonála po opravě připojená třecím stykem Fig. 4 Repaired diagonal using HSFG connection Obr. 5 Jádrový vývrt degradované betonové desky mostovky Fig. 5 Core sample of deteriorated concrete deck slab Obr. 6 Odhalená horní výztuž desky Fig. 6 Bared top reinforcement of deck slab

6 4/2008

49

FIREMNÍ COMPANY

PREZENTACE P R E S E N TAT I O N

MOST SO 207 - ESTAK ÁDA, R6 PR ŮTAH Neustálý nárůst dopravního zatížení v České republice zesiluje tlak na dobudování sítě dálnic a rychlostních komunikací a s tím souvisejících dopravních řešení obcí a měst tedy tzv. průtahů a obchvatů. Součástí dopravního řešení rychlostní komunikace R6 je i „zajímavě“ koncipovaný průtah městem Karlovy Vary. V rámci této stavby byl postaven nový most: ESTAKÁDA SO 207. Stoupající nároky na kvalitu stavebních děl už dnes zahrnují běžně požadavky na dlouhodobou odolnost staveb vůči škodlivým vlivům spojenou s estetickým provedením díla. Proto se povrchové úpravy betonových a železobetonových konstrukcí staly běžnou součástí stavebních prací i např. v mostním stavitelství. Příkladem použití takových technologií je i tento příspěvek. Most je součástí průtahu R6 Karlovy Vary – západ. Dílo bylo realizováno v rámci Sdružení průtahu silnice I/6. Tato estakáda překračuje ve Dvorech železniční trať, silnici I/6, Chodovský potok a kruhovou křižovatku u OC TESCO. Pravotočivým obloukem v extravilánu přechází do rovné části, překračuje mimoúrovňově silnici I/20 se směry Jenišov, Doubí, Plzeň, pokračuje rovným úsekem do biokoridoru a levým obloukem se napojuje na stávající I/6. Stavba průtahu silnice I/6 Karlovy Vary – západ řeší dokončení výstavby čtyřpruhové komunikace I/6 v západní části města Karlovy Vary a její provizorní napojení na rychlostní komunikaci R6 před obcí Hory. Kapacitní i dopravní parametry nové komunikace umožňují převést dopravní zátěž z města ve směru na Cheb a mimoúrovňovými křižovatkami se napojuje doprava z komunikace I. třídy I/20 a z komunikací II. třídy II/220 a II/222. • • • • • • •

Objekt: Most SO 207 Estakáda R6 Průtah Karlovými Vary Investor: ŘSD – pobočka Karlovy Vary CZ Projekce: Pragoprojekt Praha CZ GDS: SMP – Praha CZ Realizační firma: Efisan s.r.o. Tlučná CZ Rok realizace: 2007 Aplikovaný systém společnosti BASF: materiály EMACO, Masterseal® 368, Mastertop® 1110, Masterseal® 332 Antigraffiti

ZADÁNÍ OD INVESTOR A ŘSD (A GDS) • Sanace otvorů po distančních trubičkách • Aplikace nátěru OS-B – pilíře a opěry RAL9001

MĚSTEM

KARLOVY VARY

• Aplikace nátěru OS-B – nosná konstrukce RAL9002 • Aplikace nátěru Antigraffiti – pilíře a opěry • Aplikace nátěru OS-C – nosná konstrukce nad tratí RAL9002 („ochrana proti kouřovým plynům“) • Celková plocha nátěrů – cca 26 000 m2. POPIS KONSTRUKCE Nosná konstrukce SO 207 se skládá ze 3 typů konstrukčních prvků, a to: • 1. SO 207A – spojitá kce z podélně předpjatých mostních prefabrikovaných nosníků T 93 spřažené s deskou přes příčníky nad jednotlivými pilíři – OP1 až P8 – cca 135 m x 2 mosty • 2. SO 207B – v podélném směru spojitá komůrková konstrukce ze segmentových prefabrikovaných dílců letmo montovaných – cca 501 m x 2 mosty • Pilíře konstrukce SO 207 a SO 207B. Pilíře se v rovině kolmé na osu mostu mírně kónicky souměrně rozšiřují – rozšíření jedné strany je ve směru od osy mostu na výšku 3 m o cca 0,275 m, čímž vzniká tvarové řešení do písmene V. S ohledem na polohu celé estakády v intravilánu města Karlovy Vary byl navržen dvoubarevný celoplošný sjednocující a protiimisní nátěr doplněný navíc ve spodní části konstrukce do výšky cca 5 m Antigraffiti nástřikem jako ochrana proti „sprejerům“. FINÁLNÍ ŘEŠENÍ TECHNOLOGIÍ BASF Pro celý objekt estakády byl navržen celoplošný ochranný systém povrchových ploch aplikovaný v jednotlivých technologických krocích: • Omytí konstrukce tlakovou vodou • Aplikace navrhovaných systémů z mobilních věží (plošin) • Vysprávky otvorů po distančních trubičkách a kosmetických vad sanačními hmotami EMACO S88C a R305 dle příslušných technických listů a TKP • Sjednocující nátěry Masterseal® 368, Mastertop® 1110 a Masterseal® 332 Antigraffiti Pro celoplošnou povrchovou úpravu estakády byl zvolen sjednocující nátěr (ve dvou pracovních krocích) na bázi akrylátů produktem Masterseal® 368 pomocí technologie stříkání airless, která zajišťuje homogenní nástřik. Tímto způsobem je dosažen široký a rovnoměrný nános materiálu na celou plochu konstrukce estakády. Použitý materiál splňuje požadavky kladené ČSN EN 1504-2 i TKP MSDS na odolnosti vůči chloridům, na stálobarevnost apod. a je zařazen dle TP 89 (ŘSD/MDS-OPK) do skupiny OS-B jako nános pro nepojížděné plochy. Nátěry spodních ploch nosné konstrukce nad provozovanou železniční tratí byly provedeny tzv. nátěry proti kouřovým plynům materiálem na bázi vodou ředitelných epoxidů Mastertop® 1110. Tento materiál je zařazen pro svoji zvýšenou odolnost dle TP 89 (ŘSD/MDS-OPK) do skupiny OS-C jako nános se zvýšenou hutností pro nepojížděné plochy. Spodní části konstrukce do výšky možného zásahu sprejerů byly opatřeny ochranným nástřikem (v souladu se zpracovaným a schváleným TPP pro aplikaci nátěru na ochranu konstrukcí proti sprejerům) materiálem Masterseal® 332 Antigraffiti. Obr. 1 Celkový pohled na estakádu Obr. 2 Sanace otvorů po distančních trubičkách hmotami EMACO

1

Obr. 3 Aplikace nástřiku sjednocujícího nátěru Masterseal® 368

3

2

50


4/2008

FIREMNÍ PREZENTACE C O M PA N Y P R E S E N TAT I O N Veškeré práce v průběhu výstavby proběhly dle plánovaného harmonogramu. Všechny systémy po roce provozu nevykazují žádné poruchy nebo závady. Realizované dílo je jedním z významných projektů realizovaných na území Karlovarského kraje a pomáhá s řešením stávající dopravní situace v centru města Karlovy Vary. Popsaná aplikace je příkladem úspěšné realizace systémů společnosti BASF při dodržování přísných kvalitativních požadavků uvedených v TKP MSDS, ČSN EN 1504-2 a současně realizace prací ve velmi krátkém termínu s použitím strojních aplikací materiálů. Společnost BASF Stavební hmoty Česká republika s. r. o. nabízí široké spektrum produktů a technologií, které je možné úspěšně použít v kterékoli fázi stavby, tedy nejen pro finální úpravu povrchů betonových a železobetonových konstrukcí a také v kterémkoli odvětví stavebnictví. TE C H N O L O G I E B A S F

POUŽITELNÉ V R ÁMCI V ÝSTAVBY MOSTNÍCH

KONSTRUKCÍ

Číslo

Název

1

Spodní stavba

2

Izolace spodní stavby

3

Sanace a vysprávky mostů

4

5

6

7

8

4 Technologie Injektáže Pracovní a dilatační spáry Řízená pracovní spára Bitumenová

Materiál Masterflex Pásy a bobtnavé pásky Masterflex® 850 PCI Pecimor F

Cementová

PCI Dichtschlämme®

Cementové

EMACO® R 305, EMACO® S88C

Epoxidové

Mastertop® P 605

Plastmalty Ložiska Cementové Cementové Zálivky – kotvení Epoxidové Ostatní Cementové Mostovka – vysprávky Epoxidové Trhliny Stříkaná Izolace mostovky Asfaltové pásy Izolace žlabu

9

Chodníky – povrchy

10

Tmelení pracovních a dilatačních spár

11

Nátěry – hydrofobizace

12

Antigraffiti

13 14

Inhibitor koroze Krystalizace

Mastertop® P 605 PCI Vergussmörtel PCI Vergussmörtel Mastertop® P 605 Masterflow® 102 CS EMACO® T 450 Mastertop® P 605 PCI Apogel® F Conipur M 800 Mastertop® P 605

Nátěrová Epoxidehtová Stříkaná Nátěrové Epoxidové Hydrofobizační Pojížděné (izolační) Zvýšené zatížení Ostatní Cementové Transparentní Akryl (barevná) Jednorázové

Mastertop® P 605/Conipur TC 459 Masterseal ED Conipur M 800 Mastertop® P 605/Conipur TC 458 Mastertop® 1110 Masterseal® 303 Systém Conideck PCI Escutan TF Masterflex® 474 FlexiJoint Masterseal® 303 Masterseal® 368, Masterseal 367® E Masterseal® 332 Antigraffiti

Semipermanentní

Masterseal® 352

Silan (migrující) Cementové

Protectosil® CIT Masterseal® 501

Takto úspěšně aplikované technologie v rámci výstavby nových mostních konstrukcí nám zajišťují dlouhodobou životnost a kvalitu celého díla. Ke spokojenosti správce nebo uživatele díla (v tomto případě a ve většině podobných staveb stát) dochází díky účinnému působení ochranných látek k prodloužení cykličnosti oprav v řádech několika let, což pochopitelně příznivě působí na úspory v oblasti nutné údržby. Oddálením destruktivních vlivů imisních látek na betonové a železobetonové konstrukce při zachování estetických kvalit a vzhledu mostních konstrukcí splňují použité materiály svůj účel i funkci.

5 Obr. 4 Mobilní věž pro aplikaci nástřiků Obr. 5 Pohled na spodní část konstrukce ošetřené nástřikem Masterseal® 368 Obr. 6 Detail nástřiku sjednocujícího nátěru Masterseal® 368 Obr. 7 Příprava materiálu pro aplikaci

6

7

Za BASF Stavební hmoty Česká republika s. r. o. Ladislav Dvořák [email protected] Ing. Libor Hlisníkovský [email protected] www.basf-sh.cz


4/2008

51

M AT E R I Á LY M AT E R I A L S

A TECHNOLOGIE AND TECHNOLOGY

NAVRHOVANIE

ZLOŽENIA VYSOKOHODNOTNÝCH BETÓNOV THE DESIGN COMPOUND OF THE HIGH PERFORMANCE CONCRETES JAC E K ŚLIWI ŃSKI, TOMASZ TR ACZ, TI BOR ĎU R ICA Používanie vysokohodnotných betónov (HPC) nadobúda v celosvetovom rozsahu stále väčšieho významu a výroba HPC nadobúda stále väčších objemov. V príspevku je uvádzaná metóda navrhovania zloženia zmesí čerstvého betónu pre HPC, prostredníctvom ktorej je možné zabezpečiť splnenie požiadaviek zákazníka na kvalitu HPC. Application of the High Performance Concretes (HPC) constantly acquires higher importance in the global scale and production of HPC acquires higher extent. The method of the design compound of fresh melds of concrete for the HPC, by means of it is possible to ensure fulfilment of claims of the customer for quality of HPC is presented in this paper. VŠEOBECNÁ

C H A R A K T E R I S T I K A V Y S O K O H O D N OT N Ý C H

BETÓNOV A ICH PONÍMANIE

Úvodom je treba podčiarknuť, že popisovaná skupina novodobých cementových kompozitov vychádza z tradičného obyčajného hutného betónu. Stanovuje jeden z efektov konzekventnej a už desiatky rokov vykonávanej modifikácie tradičného obyčajného hutného betónu. Cieľom modifikácie bolo redukovanie „prirodzených” nedokonalostí tohto materiálu. Popisované vysokohodnotné betóny ukazujú príklad, ako postupne eliminujúc nedostatky tradičného materiálu, možno získať materiál o nových a v naproste väčšine hodnotnejších vlastností. Poňatie vysokohodnotného betónu nie je do týchto čias jednotne definované, dôkazom čoho je pretrvávajúca diskusia, napr. na konferencii [1], [2]. Bola prijatá dohoda, že betóny o pevnosti vyše C40/50 sa budú nazývať vysokohodnotné betóny (HPC – High Performance Concrete), ktoré však okrem vysokej pevnosti v tlaku sú charakteristické aj inými technicky významnými vlastnosťami na vyššej úrovni. Rozhodujúca je tu trvanlivosť betónu v konkrétnych korozívnych podmienkach, nízka permeabilita plynov a pár, vysoká odolnosť proti opotrebovanie a pod. Vzhľadom na rýchly pokrok v technológii vysokohodnotných cementových betónov – vo väzbe na pokroky v technológii cementu, prísad a minerálnych prímesí – sa postupne objavili spresňujúce ponímania týchto betónov: VHPC (Very High Performance Concrete), kde sa vyžadujú pevnosti v tlaku od 100 do 150 MPa, a taktiež betóny UHPC (Ultra High Performance Concrete), kde sa dosahujú pevnosti v tlaku vyše 150 MPa. Do tejto skupiny je možné zaradiť aj betóny z reaktívnych práškových materiálov RPC (Reactive Powder Concrete), kde hodnota reálne dosahovanej maximálnej pevnosti v tlaku (v laboratórnych podmienkach) sa očakáva okolo 350 MPa [3]. V súčasnosti širšieho praktického použitia dosiahli hlavne vysokohodnotné betóny HPC, tj. betóny tried od C60/75 až C100/115, ktoré sa použili pri zhotovovaní vysokých budov zo železobetónu, mostných konštrukcií alebo vozoviek [4]. V prípade praktického použitia betónov VHPC a UHPC ide zatiaľ skôr o experimentálne objekty. Príkladom takýchto experimentálnych objektov zhotovených z cementového kompozitu z reaktívnych 52

práškov (RPC) je lávka pre peších a pre cyklistov v Sherbrooke (Kanada), podrobne popísaná v [3], alebo viadukt v Saint-Pierre-la Cour (Francúzsko) [16]. Hlavným dôvodom, prečo projektanti siahajú po využívaní vysokohodnotných betónov (HPC), je možnosť zmenšenia prierezov konštrukčných prvkov a vďaka tomu určité zníženie vlastnej hmotnosti konštrukcie, ako aj získanie prvkov železobetónovej konštrukcie o vysokej trvanlivosti a tým zvýšenie životnosti stavby. V Y S O K O H O D N OT N Ý B E T Ó N – H P C – A K O D V O J Z LO Ž K O V Ý Z R N I T Ý K O M P O Z I T Aby bolo možné porozumieť takému materiálu, ako je zatvrdnutý cementový betón a teda aj betón HPC, je potrebné ozrejmiť hlavné faktory, ktoré vplývajú na jeho jednotlivé vlastnosti. Najlepšie je použiť najjednoduchší model betónu, akým je model dvojzložkového kompozitu so zrnitým plnivom. V tomto modeli (obr. 1) jednou z fáz sú zrná kameniva, druhou zase zatvrdnutý cementový kameň. Predkladaný model vychádza z určitých predpokladov, ktoré nie sú vždy príliš zreteľné a nemajú vždy rovnakú vypovedaciu hodnotu, pretože ani materiál zŕn kameniva, ani zatvrdnutý cementový kameň nie sú rovnorodými, homogénnymi fázami. Takže aj oni by mohli byť predstavené ako materiály viaczložkové. Napriek tomu predkladaný model úplne vyhovuje pre ďalšie úvahy. Je zrejmé, že jednotkový objem výsledného materiálu/betónu zodpovedá objemu jednotlivých zložiek: zatvrdnutého cementového kameňa (Vck) a kameniva (Vk). Pretože materiál/betón pozostáva iba z týchto dvoch zložiek, súčet ich objemov sa musí rovnať jednotke objemu (Vck + Vk = 1). Každá z týchto zložiek je charakterizovaná svojimi vlastnosťami (Wck) i (Wk), napr. pevnosťou v tlaku, pórovitosťou apod. Hľadajúc úlohu objemov zložiek a ich vlastností je možné ohodnotiť vlastnosť materiálu z nich zloženého, tj. betónu (Wb) nasledovne: Wb = Vck Wck + Vk Wk.

(1)

Rovnica (1) jednoduchým spôsobom popisuje vplyv objemu a vlastností jednotlivých zložiek na vlastnosti z nich zhotoveného materiálu/betónu. Z rovnice jasne vyplýva, že čím Obr. 1 Model zatvrdnutého betónu ako dvojzložkového kompozitu Fig. 1 The hardening concrete model as a two components composit HObd`R\cbÝQS[S\b]dÝYO[S° D19)E19 >`SQV]R]dtdàbdOµTghWYtZ\S OQVS[WQY{dwhPg[SRhW QS[S\b]dÝ[YO[S°][ OYO[S\Wd][^`R`Ð\]aÍ H`\tYO[S\WdO D9)E9


1 4/2008

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 Y viac je danej zložky alebo ona obsahuje užitočnejšie, vhodnejšie vlastnosti, tým intenzívnejšie, užitočnejšie a dôkladnejšie vplýva na vlastnosti kompozitu. Je zrejmé, že rovnica (1) neuvádza vplyv dôležitého faktora, ktorým v betóne (a iných betónu podobným materiálom) je prídržnosť na fázovom rozhraní medzi zatvrdnutým cementovým kameňom a povrchom zŕn kameniva. Predstavený jednoduchý model vedie ku istým výsledkom, dotýkajúcich sa zásad navrhovania zloženia čerstvého betónu z pohľadu možnosti získania jeho najdôležitejších technicky významných vlastností. Pozornosť bude venovaná jeho rozhodujúcim vlastnostiam: pevnosť a pórovitosť (priepustnosť). Ako je známe, v prípade obyčajného betónu materiál kameniva má zvyčajne lepšie vlastnosti ako sú vlastnosti zatvrdnutého cementového kameňa. Pevnosť materiálu kameniva (fk) je značne väčšia ako je pevnosť zatvrdnutého cementového kameňa (fck), naproti tomu pórovitosť je značne nižšia. Z rovnice (1) vyplýva záver, že aby bolo možné získať čo najväčšiu pevnosť, je treba z jednej strany ohraničiť v betóne objem zatvrdnutého cementového kameňa na úkor objemu kameniva, z druhej strany využiť dostupné prostriedky s cieľom priblíženia jeho pevnosti ku pevnosti materiálu kameniva. Pokiaľ ide o získanie betónu o čo možno najnižšej priepustnosti, je zrejmé, že zložkou najväčšej pórovitosti (a to pórovitosti otvorenej) je cementový kameň, druhá v poradí pre migrujúce médium je prechodová vrstva na fázovom rozhraní „cementový kameň – povrch zrna kameniva“. Táto úvaha by poukazovala na cielené ohraničenia obsahu cementového kameňa a na redukovanie jeho pórozity a priepustnosti“. Z toho istého dôvodu musí byť redukovaná aj veľkosť plochy prechodovej vrstvy na fázovom rozhraní a musí byť zodpovedajúco zabezpečená aj jej kvalita. Samozrejme, že problém nie je taký jednoduchý a jednoznačný, ako je uvedené, pretože okrem pevnosti či pórovej štruktúry a priepustnosti sú ešte ďalšie pohľady, ktoré rozhodujú o nevyhnutnom obsahu cementovej pasty v čerstvom betóne, resp. objeme zatvrdnutého cementového kameňa v betóne, a to predovšetkým spracovateľnosť čerstvého betónu. Z uvedených úvah vyplýva, že vlastnosti betónu môžu byť vo všeobecnosti formulované cez: • zodpovedajúcu špecifikáciu požiadaviek na vlastnosti, ako aj zodpovedajúci výber objemu cementovej pasty, • zodpovedajúcu špecifikáciu požiadaviek na vlastnosti, ako aj zodpovedajúci výber objemu zmesi kameniva, • zodpovedajúce vytváranie kvalitnej väzby (súdržnosti) a hrúbky prechodovej vrstvy na fázovom rozhraní, na ktorej ona vystupuje. Navrhovanie zloženia každého betónu, a teda aj betónu vysokohodnotného, vo všeobecnosti vychádza z požiadavky na zabezpečenie vyžadovaných vlastností a potrebného množstva týchto troch faktorov. Žiada sa podčiarknuť, že obidve najdôležitejšie požiadavky kladené na HPC (vysoká pevnosť v tlaku a vysoká trvanlivosť) sú synergické, nakoľko činitele, ktoré umožňujú získanie vysokých pevností, zároveň zabezpečia aj vysokú trvanlivosť a vice versa. Úloha, ako získať betón čo možno najvyššej pevnosti a najnižšej porozity a priepustnosti, je v konečnom dôsledku funkciou: BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

• maximalizácie pevnosti a hutnosti zatvrdnutého cementového kameňa, čo súvisí hlavne s minimalizáciou vodného súčiniteľa, ako aj použitím vhodných minerálnych prímesí, • maximalizácie pevnosti a minimalizácie medzerovitosti zmesi kameniva, čo súvisí s výberom horniny, zrnitosťou kameniva a jeho tvarovým indexom, • maximalizácie väzbových síl, ktorými sú spájané tieto dva komponenty, ako aj hutnosti prechodovej vrstvy na fázovom rozhraní, čo je spojené s obidvomi vyššie uvedenými faktormi. Nie je tu možné zabudnúť na dôležitosť ďalších technologických faktorov, ako je dobrá spracovateľnosť, efektívnosť zhutňovania a ošetrovanie čerstvého betónu atď. Základné požiadavky dotýkajúce sa zložiek vysokohodnotných betónov HPC Pre výrobu vysokohodnotného betónu podľa doterajších charakteristík je potrebné zabezpečiť zložky zodpovedajúcich vlastností, tj. cementu, kameniva, plastifikačnej a vodu redukujúcej prísady, ako aj minerálnych prímesí. Ako spojivo sa najčastejšie používa cement o skutočnej pevnosti v tlaku nad 45 MPa, ktorého mineralogické zloženie a jemnosť mletia umožňuje získať hutnú mikroštruktúru vzniknutého zatvrdnutého cementového kameňa. Pretože vysokohodnotný betón HPC sa spravidla vyrába za použitia superplastifikátorov odporúča sa, aby použitý cement obsahoval málo (< 10 %) hlinitanu trojvápenatého (C3A). Obsah C3A totiž vplýva na efekt stekutenia čerstvého betónu a na jeho stabilitu v závislosti od času [5]. Podrobnejšie poznatky dotýkajúce sa možnosti použitia rôznych druhov cementov sú uvedené v práci [6]. Ako plnivo sa používa kamenivo z hornín, ktorých vlastnosti sú vždy lepšie, ako zatvrdnutého cementového kameňa. Kamenivo musí byť dobrej kvality, z hornín vysokej pevnosti, zrnitosť kameniva, tvar a povrch zŕn musí umožniť vysokú prídržnosť s cementovým kameňom na fázovom rozhraní a minimálny obsah cementového tmelu. Odporúčaná veľkosť zŕn hrubého kameniva dmax nemá byť nad 10 až 15 mm [7] (v Európe 8 až 16 mm). Používanie väčších zŕn spôsobuje väčšiu nerovnorodosť betónu, ako aj koncentráciu napätí v zaťaženom materiále a v konečnom dôsledku zníženie jeho pevnosti. Ako už bolo uvedené, dosiahnutie nízkych hodnôt vodného súčiniteľa w/c nie je možné bez použitia vysokoefektívnych superplastifikátorov, ktoré na strane jednej umožnia získať tekutú konzistenciu čerstvého betónu pri veľmi nízkom vodnom súčiniteli, na druhej strane zase spôsobia dezagregáciu zhluku zŕn cementu, umožňujúc lepšie využitie spojiva v dôsledku zväčšenia jeho merného povrchu. Treba tu však upozorniť, že efektívnosť superplastifikačnej prísady závisí od druhu použitého cementu, ako aj od druhu minerálnych prímesí [6]. Z tohto dôvodu musí byť táto efektívnosť vždy experimentálne preukázaná pre konkrétnu prísadu a pre konkrétny cement – ich vzájomná kompatibilita. Ďalšou zložkou vysokohodnotného betónu HPC sú jemnozrnné minerálne prímesi. Najčastejšie sa do HPC používa kremičitý úlet [17], ktorý vďaka amorfnej štruktúre SiO2, veľmi veľkej jemnosti (častice ≤ 1 μm), veľmi veľkému špecifickému povrchu (okolo 20 m2/g) a s tým súvisiacej chemickej aktivite, úspešne modifikuje tvrdnúci cementový tmel, a tým aj cementový tmel v prechodovej vrstve na fázovom rozhraní povrchu zŕn kameniva. Kremičitý úlet tu môže vystupovať v stave „naturál4/2008

53



nom“, tj. v stave v akom bol získaný pri výrobe ferrosilícia, alebo v stave granulovanom. Chemické zloženia a fyzikálne vlastnosti kremičitého úletu sú garantované výrobcom. Jednou z rozhodujúcich vlastností granulovaného kremičitého úletu musí byť jeho schopnosť ľahko dispergovať vo vode počas miešania čerstvého betónu a teda návrat do vysokého stupňa jemnosti. Perspektívnou prímesou vhodnou ku výrobe HPC sa javí aj metakaolín [19]. Vysokohodnotné betóny HPC nižších tried (do okolo C60/75) je možné bežne v praxi vyrobiť ak sa použije cement minimálne triedy CEM I 42,5; bežné kvalitné prírodné ťažené alebo drvené kamenivo a kvalitná plastifikačná prísada. Ak chceme vyrobiť HPC triedy nad C70/85, musí byť kamenivo vyrobené z hornín vysokej pevnosti a kvalite „A“. Ukazuje sa, že rovnako je nevyhnutné aj použitie kremičitého úletu, resp. inej minerálnej prímesi a superplastifikátora. VÝPOČET

H M OT N O S T N É H O Z LO Ž E N I A

HPC

Ohraničenia doteraz používaných metód a vybrané súčasné závislosti medzi zložením a vlastnosťami betónu Zloženia čerstvého betónu HPC sa navrhuje predovšetkým experimentálnymi metódami [8]. Vyplýva to najmä z toho, že čerstvý betón nie je jednoduchou trojzložkovou zmesou. V dôsledku použitia superplastifikátorov, ako aj minerálnej prímesi sa zmes stáva minimálne päťzložkovou, vlastnosti ktorej sú veľmi závislé od kvalitatívnych a kvantitatívnych zmien jej zloženia. Známe sú tiež práce, kde autori pri navrhovaní zloženia čerstvého betónu používajú čiastočne analytické metódy [9], [10]. Známe a všeobecne používané metódy navrhovania zloženia zmesi čerstvého betónu obyčajných betónov vychádzajú zo závislosti pevnosti v tlaku od zloženia zmesi (rovnice Bolomey‘a, Abrams‘a atď.), ktoré v prípade HPC nie sú aktuálne. Je to v dôsledku toho, že v prípade HPC sa používajú nízke, resp. veľmi nízke hodnoty vodného súčiniteľa v/c, obvykle pod hodnotu 0,35 (c/v = 2,8), čo určuje hranice použitia rovnice Bolomey‘a. Podobne, avšak z dôvodu použitia plastifikačných prísad sa neaktuálnym stáva tradičný vzťah konzistencie čerstvého betónu, stanovujúci potrebnú dávku zámesovej vody od množstva cementu a kameniva. Jednou z troch základných rovníc, ktoré zo zrejmých dôvodov si aj naďalej zachovali svoju dôležitosť, je nižšie uvedená rovnica (2), kde súčet absolútnych objemov všetkých zložiek sa má rovnať objemu zhutneného čerstvého betónu. 1 > 9 V` >a >` D + + + + + = `Sa^, ρ Q ρ ^ ρ YV` ρ â ρ ^` ρ d

(2)

kde C, P, Khr, Ps, Pr, V je obsah použitého cementu, piesku, hrubého kameniva, prímesí, prísad a vody [kg/m3], ρc, ρp, ρkhr, ρps, ρpr, ρv, jsou objemové hmotnosti jednotlivých zložiek [kg/m3] alebo [kg/dm3]. Výsledky najnovších výskumov dotýkajúcich sa relácii medzi zložením a vlastnosťami HPC pomaly túto medzeru vyplňujú. Rovnicu typu Bolomey‘a je možné vo všeobecnosti nahradiť napr. overeným vzťahom podľa Larrard‘a [11], podľa ktorého pevnosť v tlaku HPC s prímesami (najlepšie s kremičitým úletom) tvrdnúceho 28 dní v normálnych podmienkach je: 54

Obr. 2 Krivky závislosti 28 dňovej pevnosti v tlaku vysokohodnotného betónu HPC od vodného súčiniteľa a obsahu kremičitého úletu vo väzbe na množstvo cementu kú/c (uvažované kk = 4,9 a skutočná pevnosť cementu kc = 45 MPa) Fig. 2 The current curve of 28 days compressive strength of the high performance concrete (HPC) to water cement ratio and content silica fume in the linkage to cement content (kú/c) (considering kk = 4.9 and real cement compressive strength kc = 45 MPa) Obr. 3 Krivky závislosti 28 dňovej pevnosti v tlaku vysokohodnotného betónu HPC bez kremičitého úletu od vodného súčiniteľa w/c podľa de Larrard’a (plná čiara) a podľa Bolomey’a (prerušovaná čiara). Podobne ako na obr. 2, aj tu je uvažované kk = 4,9 a skutočná pevnosť cementu kc = 45 MPa Fig. 3 The current curve of 28 days compressive strength of the high performance concrete (HPC) without silica fume to water cement ratio w/c according to de Larrard (full line) and to Bolomey (dash line). Analogous to the Fig. 2, also here is considering kk = 4.9 and real cement compressive strength kc = 45 MPa). Obr. 4 Vývojový diagram popisujúci spôsob postupu navrhovania zloženia HPC Fig. 4 The development chart interpreting the approach of order proposing compound of the HPC Obr. 5. Krivky závislosti 28 dňovej pevnosti v tlaku HPC od vodného súčiniteľa v/c pri stálych hodnotách kg = 4,9; kc = 50 MPa a kú/c = 0,10 Fig. 5 The current curve of 28 days compressive strength of the high performance concrete (HPC) to water cement ratio w/c by constant values kg=4,9; kc=50 MPa a kú/c=0,10

TQ & =

Y YY Q ⎡ ⎤ + !dQ ⎢ " − " Sf^−YQ ⎥ ⎣ ⎦

,

(3)

kde kk je súčiniteľ vyjadrujúci vplyv druhu použitého kameniva [-] (pre väčšinu kamenív používaných do HPC je v rozmedzí od 4,9 do 5,2), kc skutočná pevnosť cementu [MPa], v/c vodný súčiniteľ [-], kú/c obsah kremičitého úletu v prepočte na hmotnosť cementu [kg/kg]. Na obr. 2 je uvedená závislosť vypočítaná podľa rovnice (3) pri použití kameniva kk = 4,9 a skutočnej pevnosti použitého cementu kc = 45 MPa. V prípade, keď nie je použitý kremičitý úlet (kú/c = 0), rovnica (3) sa zmení na: TQ & =

Y YY Q ⎡⎣+ !dQ ⎤⎦

,

(4)

výsledkom ktorej je krivka v tvare paraboly (obr. 3), veľmi pripomínajúca priebeh lineárnej závislosti Bolomey‘a. Ďalšie informácie dotýkajúce sa všeobecných, experimentálnych a analytických závislostí medzi kvantitou a kvalitou skladby čerstvého betónu a vlastnosťami čerstvého a zatvrdnutého betónu sú uvedené napr. v práci [10].


4/2008

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 Y

>`WXObWS^`SR^]YZOR]d( È^SQWTWYtQWOPSb\c b`WSRO^Sd\]abW Y]\hWabS\QWO ^]R[WS\YgSf^Z]ObtQWS Ob

DÝ PS`R`cVcb`WSRgOabO\]dS\WS [W\W[tZ\SV]]PaOVc QS[S\bc

9dOZWbObd\gdÝPS`hZ]ÐWSY DÝ PS`R`cVc ac^S`^ZOabWTWYtb]Ò AbO\]dS\WSV]R\]bgdQ ^`^da`Sa^YQ \SdgV\cb\ÝQV^`SR]aWOV\cbWS dgÐOR]dO\SXb`WSRgPSb\c

\O^`h]dhÍOVcRS:O`Ò`RºO

2 AbO\]dS\WS[\]ÐabdO QS[S\bc1 1 [W\ ^`[Sa 9ÖOd]RgD OY]OX abO\]dS\WS]PXS[c QS[S\b]d{V]b[SZc( D Qb + 1 Q 9Ö Y D d

=PZOaÍ^ZOb\]abW RS:S`Ò`R

>Sd\]aÍdbZOYcTQ &I;>OK

DÝ PSÒ]dS`S\WSh`\Wb]abW YO[S\WdO

=PZOaÍ^ZOb\]abW 0]Z][Sg

>`S6>1hdgxOX\S( ! 1 +]R"R]#IYU[ K 9Ö +]R#R]1 D + D1 1

AbO\]dS\WS]PXS[c YO[S\WdO( DY +DQY

D]R\ÝaxW\WbS¤dQ

AbO\]dS\WSV[]b\]abW YO[S\WdO(9 +D Y ^YV` O^]RWSZ]d^WSaYc O V`cP{V]YO[S\WdO

3

Öd]R\{abO\]dS\WShZ]Ð S\WO( 19Ö9 R 9 V D " 9Q+##;>O

!

>Sd\]aÍdbZOYcI;>OK

DÝ `]POaYÈ]P\SXht[SaW Oc^`Sa\S\WS RtdYg ac^S`^ZOabWTWYtb]Ò

#

"#

"

'

&

=^wb]d\tdÝ `]POht[SaW OdS`WTWYOQWOdZOab\]abW xSàbd{V] OhObd`R\cb{V]PSb\c

& % $ # #

!

!# D]R\ÝaxW\WbS¤dQ

"

"#

9=@3917/

\ShV]RO

hV]RO

9=<3v<Ü<ËD@6

5

Proces navrhovania hmotnostného zloženia HPC Proces navrhovania hmotnostného zloženia HPC musí prebiehať podľa schémy na obr. 4. Príklad Je potrebné navrhnúť a vyrobiť betón o pevnosti v tlaku fc28 = 110 MPa pri dosiahnutí konzistencie čerstvého betónu 200 mm sadnutie kužeľa podľa Abramsa. Na výrobu takto špecifikovaného betónu sa navrhuje použiť tieto zložky: • cement CEM I 42,5 o skutočnej pevnosti tlaku kc = 49,5 MPa a hustoty ρc = 3,1 kg/dm3, • kamenivo suché pozostávajúce z: - kremičitého riečneho piesku 0/2 o objemovej hmotnosti zŕn ρp = 2,65 kg/dm3 v množstve 35 %, - drveného čadičového kameniva o objemovej hmotnosti zŕn ρčadič = 2,9 kg/dm3: frakcia 2/8 mm v množstve 30 %, frakcia 8/16 mm v množstve 35 %, (dávkovanie týchto troch frakcií kamenív je stanovené osobitne, využívajúc kritérium minimálnej medzerovitosti, uvedené napr. v [12]; pri takejto skladbe zrnitosti kameniva jeho medzerovitosť v stave zhutnenom dosiahla 28 %), BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4

• superplastifikátor na báze éteru polykarboxylátu o hustote 1,15 kg/dm3, zloženia: 40 % živice a 60 % vody, • kremičitý úlet Silimic (huta Łaziska) v „prirodzenom” stave o hustote ρkú = 2,2 kg/dm3, • voda z vodovodu o hustote ρw = 1,0 kg/dm3. Dávka kremičitého úletu (KÚ) sa navrhuje 10 % z hmotnosti cementu (C), tj. najčastejšie používané množstvo; na základe známeho súčiniteľa čadičového kameniva kg = 4,9 a známej skutočnej pevnosti cementu kc = 49,5 MPa sa na základe uvedenej rovnice de Larrard‘a vypočíta vodný súčiniteľ v/c. Možné je ho tiež získať na základe závislosti od skutočnej pevnosti cementu podľa kriviek uvedených na obr. 4, ktoré ukazujú závislosti tejto rovnice s ohľadom na w/c pri dodržaní rovnakého obsahu pomeru kremičitý úlet/cement kú/c = 0,10 a súčiniteľov charakterizujúcich vplyv kameniva a cementu na pevnosť betónu (kg = 4,9; kc = 50 MPa). V uvádzanom príklade z vyžadovanej pevnosti v tlaku 110 MPa vyplýva v/c = 0,28 (obr. 5). Ak dávka cementu v betóne bude 480 kg/m3 (v betónoch HPC sa obsah cementu pohybuje v rozmedzí od cca 400 do cca 500 kg/m3), je možné stanoviť zloženie cementového tmelu: 4/2008

55



• cement CEM I 42,5 = 480 [kg/m3], • voda 480 . 0,28 = 135 [dm3/m3], • kremičitý úlet 480 . 0,10 = 48 [kg/m3]. Za týchto podmienok absolútny objem cementového tmelu (Vct) je: Vct = C/ρc + V/ρv + KÚ/ρkú = = 480/3,1 + 135/1,0 + 48/2,2 = 311,6 [dm3] Porovnávajúc medzerovitosť kameniva (28 % objemu, teda 280 dm3/m3), z objemu cementového tmelu je vidieť, že určite budú preplnené medzery v kamenive a zrná kameniva budú dostatočne obalené cementovým tmelom. Objem cementového tmelu je o cca 12 % väčší ako je objem medzier v kamenive. Aby bolo vyrobené 1 m3 zmesi čerstvého betónu, je potrebné do vypočítaného množstva cementového tmelu dodať zodpovedajúci objem kameniva (Vk), ktorý sa vypočíta z rovnice: Vk = 1000 – Vct = 1000 – 311,6 = 688,4 [dm3]. Priemerná hodnota objemovej hmotnosti zŕn piesku ρp a hrubého kameniva ρk vyššie uvedenej zrnitosti má hodnotu:

ρk = 0,35 ρp + 0,65 ρčadič = 0,35 . 2,65 + 0,65 . 2,9 = = 2,813 [kg/dm3], z čoho vyplýva hmotnosť použitého kameniva (Kg): Kg = Vk ρk = 688,4 . 2,813 = 1936 [kg] a objem jeho zložiek: • riečny kremičitý piesok P = 1936 . 0,35 = 678 [kg/m3] • drvené čadičové kamenivo 2/8 mm HK2/8 = 1936 . 0,30 = 581 kg/m3] • drvené čadičové kamenivo 8/16 mm HK8/16 = 1936 . 0,35 = 678 [kg/m3] Z uvedeného vyplýva počiatočné zloženie čerstvého betónu: • cement CEM I 42,5 480 [kg/m3], • voda 135 [dm3/m3], • riečny kremičitý piesok 0/2 mm 678 [kg/m3], • drvené čadičové kamenivo 2/8 mm 581 [kg/m3], • drvené čadičové kamenivo 8/16 mm 678 [kg/m3], • kremičitý úlet Silimic 48 [kg/m3]. Ostáva ešte určiť dávku superplastifikátora, ktorá zabezpečí vyžadovanú konzistenciu navrhnutého zloženia čerstvého betónu charakterizovanú sadnutím kužeľa podľa Abramsa 200 mm. Za týmto účelom sa vykonajú skúšky na zámesi objemu min. 50 dm3 [13]. Predpokladajme, že skúšky preukázali, že potrebná dávka superplastifikátora je 1,5 % z hmotnosti cementu, tj. 480 . 0,015 = 7,2 [kg], čo pri hustote prísady 1,15 kg/m3 v prepočte predstavuje objem 7,2/1,15 = 6,26 [dm3/m3]. Treba pripomenúť, že v takejto dávke prísady je prítomná voda o objeme 7,2 . 0,6 = 4,3 [dm3], ktorá musí byť započítaná do dávky zámesovej vody. Zloženie čerstvého betónu obsahujúce už aj superplastifikátor je teda nasledujúce: • cement CEM I 42,5 480 [kg/m3], • voda 135 – 4,3 = 130,7 [dm3/m3], • riečny kremičitý piesok 0/2 mm 678 [kg/m3], • drvené čadičové kamenivo 2/8 mm 581 [kg/m3], • drvené čadičové kamenivo 8/16 mm 678 [kg/m3], 56

Literatúra: [1] Aïtcin P-C.: Trwały wysokowartościowy beton – sztuka i wiedza, materiały Konferencji Dni betonu – tradycja i nowoczesność, Stowarzyszenie Producentów Cementu i Wapna, Polski Cement, Szczyrk 2002, 7–36 [2] Olek J.: Betony wysokowartościowe – przegląd technologicznych doświadczeń w USA, jak poz.1, 91-112 [3] Blais P. Y., Couture M.: Precast, prestressed pedestrian bridge – world’s first reactive powder concrete structure, PCI Journal, Sep./Oct. 1999,60-71 [4] Ajdukiewicz A.: Rozwój badań i zastosowań betonów wysokowartościowych, materiały Konferencji Beton na progu nowego millenium, Stowarzyszenie Producentów Cementu i Wapna, Polski Cement, Kraków 2000, 413-431 [5] Kucharska L.: Tradycyjne i współczesne domieszki do betonu zmniejszające ilość wody zarobowej, CementWapno-Beton, 2/2000, 46–61 [6] Giergiczny Z., Małolepszy J., Szwabowski J., Śliwiński J.: Cementy z dodatkami mineralnymi w technologii betonów nowej generacji, Wyd. Instytut Śląski, Opole 2002 [7] Neville A. M.: Properties of concrete, IVth and final ed., Prentice Hall, 2000 [8] Aïtcin P-C.: Béton haute performance, Eyrolles, Paris, 2001 [9] de Larrard F., Sedran T.: Mixture-proportioning of high performance concrete, Cement and Concrete Research, 32 (2002), 1699–1704 [10] de Larrard F.: Concrete mixture proportioning. A scientific approach, F&FN SPON, London, New York, 1999 [11] de Larrard F., Gorse J. F., Puch C.: Comparative study of various silica fume as additives in high performance cementitious materials, Materials and Structures, vol. 25, 1992, 265–272 [12] Śliwiński J.: Beton zwykły – projektowanie i podstawowe właściwości, Polski Cement, Kraków 1999 [13] Śliwiński J., Czołgosz R.: Spostrzeżenia z praktycznego projektowania składu betonów samozagęszczalnych, materiały IV Symp. Naukowo-Technicznego Reologia w technologii betonu, Politechnika Śląska, Górażdże Cement, Gliwice, 2002, 53–60 [14] Śliwiński J.: Komputer w projektowaniu składu betonów cementowych, jak poz.4, 159–171 [15] de Larrard F., Fau D.: Logiciel d’aide à la formulation des bétons – BETONLAB, Presses de l’ENPC, Paris 1996 [16] Premier pont en Ductal® en France, Magazyn Béton[s], Nov/Dec 2005, pp.53 [17] Nocuń-Wczelik W.: Pył krzemionkowy – właściwości i zastosowania w betonie, Polski Cement, Kraków, 2005 [18] Ďurica T.: Trvanlivosť betónu vo vzťahu k špecifikáciám požiadaviek na kvalitu podľa normy STN EN 206-1. Inžinierske stavby, roč. 51, č. 2/2003, Bratislava, 2003, s. 28–35. [19] Hela R.; Bodnárová, L.: Vysokopevnostní betony (HSC) s využitím metakaolinu. In METAKAOLIN 2007. Brno. 2007. p. 23–31. ISBN 9788021433397. [20] de Larrard F., Sedran T.: Une nouvelle approche de la formulation des bétons, [21] http://www.lcpc.fr/fr/produits/betonlabpro/index.dml


4/2008

• kremičitý úlet Silimic 48 [kg/m3], • superplastifikátor 6,26 [dm3/m3]. Následne sa na základe vyššie uvedenej receptúry na 1 m3 h.b. vyrobí skúšobná zámes a znovu sa skontroluje konzistencia zmesi a obsah vzduchu v čerstvom betóne. Zo zmesi sa vyrobí potrebný počet vzoriek na stanovenie pevnosti v tlaku skúmaného betónu, ako aj na zistenie priebehu pevnosti v závislosti od času, príp. aj iné vyžadované vlastnosti navrhovaného vysokohodnotného betónu HPC. Ak dosiahnuté výsledky zatvrdnutého betónu nie sú v zhode so špecifikovanými požiadavkami, treba vykonať nevyhnutné korektúry zloženia čerstvého betónu a celú procedúru opakovať. Počítačové programy navrhovania zloženia HPC Pri navrhovaní zloženia čerstvého betónu HPC sa čoraz častejšie využívajú programy výpočtovej techniky [14]. Samozrejme, že programy musia byť schopné brať do úvahy vplyv takých zložiek betónovej zmesi, ako sú plastifikačná prísada a jemnozrnná minerálna prímes, na vlastnosti zmesi čerstvého a zatvrdnutého vysokohodnotného betónu. Jedným z takýchto programov je napr. program Betonlab aj Betonlab Pro, ktorých autorom je de Larrard [15, 20]. Z ÁV E R Používanie vysokohodnotných betónov HPC nadobúda v celosvetovom rozsahu stále väčšieho významu a výroba HPC stále väčších objemov. V podmienkach strednej Európy je používanie HPC ešte stále závislé najmä od odvahy investora a projektanta. Z hľadiska zabezpečenia výroby HPC sú k dispozícii kvalitné cementy, kamenivá, prímesi a superplastifikátory a rovnako niet pochýb o tom, že aj stavebné firmy sú schopné zhotoviť betónové konštrukcie na báze HPC. Predkladaná metóda navrhovania zloženia zmesí čerstvého betónu pre HPC môže tejto snahe napomôcť. Text článku byl posouzen odborným lektorem. Prof. dr hab. inż. Jacek Śliwiński Dr inż. Tomasz Tracz oba: Politechnika Krakowska Wydział Inżynierii Lądowej Poľsko Prof. Ing. Tibor Ďurica, CSc. Žilinská univerzita v Žiline Stavebna fakulta e-mail: [email protected] Slovensko

ZVÝHODNĚNÉ

P Ř E D P L AT N É P R O S T U D E N T Y

30 LET Zvýhodněná cena za roční předplatné (šest čísel) pro studenty a stavební inženýry do 30 let je 270 Kč včetně balného a distribuce (bez DPH). Podmínkou je přiložit k objednávce doklad o studiu, např. kopii studentské karty ISIC, nebo datum narození. A S TAV E B N Í I N Ž E N Ý RY D O

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]



MODERNÁ

VÝSTAVBA BETÓNOVÝCH VOZOVIEK V NEMECKU MODERN CONSTRUCTION OF CONCRETE ROADS IN GERMANY T H O M A S W O L F , W A LT E R F L E I S C H E R V článku je číselne, grafmi a tabuľkou dokumentovaný nárast intenzity diaľkovej automobilovej dopravy v Nemecku. Je popísaný návrh konštrukcie a výstavby betónových diaľnic, ktoré umožnia bezpečnú, spoľahlivú a rýchlu dopravu. Zvýšená pozornosť je venovaná novým úpravám a technologickým postupom, ktoré prispejú k pohodlnejšej jazde a znížia únavu vodičov (povrch vozovky, hluková záťaž). This article documents the growth of intensity of long-distance motor transport in Germany, using figures, graphs and a table. It describes the design of the road structure and the construction of concrete motorways which will make safe, reliable, and quick transport possible. The paper emphasizes new modifications and technological procedures which will contribute to more comfortable driving and will reduce fatigue of drivers (the road surface, noise load).

Priemerná denná intenzita prevádzky na diaľnicach predstavovala v roku 2005 cca 48 300 motorových vozidiel za 24 h pri podiele premávky ťažkých nákladných vozidiel > 3,5 t a autobusov cca. 14,5 %. To zodpovedá približne 7 000 nákladným autám za deň. Na mnohých úsekoch je ale zaťaženie niekoľkonásobne vyššie (obr. 2). Najviac zaťažená nemecká diaľnica je A 100 kolem Berlína [2]. Medzi rokom 2004 a 2005 stúpla nákladná cestná doprava o 3,2 %. Pre rok 2006 bol na základe pozitívneho hospodárskeho rozvoja a silno rastúceho zahraničného obchodu prognózovaný prírastok 4,8 % [3]. Taktiež rozšírenie EÚ resp. stále narastajúca doprava z a do východnej Európy vedú k stále vyššiemu zaťaženiu nemeckých ciest. Podiel zahraničných nákladných vozidiel predstavuje už teraz viac ako 22 %. Tak rastúcou náklad-

Obr. 1 Rozvoj intenzity premávky na spolkových diaľkových cestách a na ostatných cestách mimo obce (pred rokom 1995 len staré spolkové krajiny) [3] Fig. 1 Development of intensity of traffic on German long-distance as well as other roads outside towns (prior to 1995 only old federal state) [3] Obr. 2 Vzorový priečny rez nevystuženou betónovou diaľnicou s kotevnými priečnymi škárami a s kotvenými pozdĺžnymi škárami priamo na nosnej vrstve s hydraulickým spojivom [1 ], vrubovanej alebo rezanej v modulovej sieti škár Fig. 2 Sample cross section of an unreinforced concrete motorway with anchorage transverse joints and anchorage longitudinal joints directly on the load-carrying layer with a hydraulic binding agent [1], ribbed or cut in a modular network of joints

priemerná denná premávka v motor. vozidlách/24 h

spolkové diaľnice

Stavebný materiál – betón je nepostrádateľný pre veľmi zaťažené dopravné plochy ako napr. diaľnice, prevádzkové plochy letísk, pevné dráhy železníc a pre veľmi zaťažené priemyselné plochy. Tieto plochy musia vyhovovať vysokým požiadavkám na úžitkové vlastnosti a na životnosť a majú sa dať hospodárne zhotoviť. Príslušné vysoké požiadavky sú kladené na základné stavebné materiály a na betón, ako aj na personálne a technické zariadenie zhotoviteľa stavby. Betón sa spravidla mieša zariadením na stavenisku. Ukladanie sa uskutočňuje mechanizovane technikou systému posuvného debnenia (finišerom s klznými bočnicami). Prevádzkové plochy z betónu sa na konci ich životnosti recyklujú na vysokohodnotné kamenivá, ktoré sa znovu použijú v nových prevádzkových plochách ako ekologicky nezávadná a hospodárna štrková nosná vrstva pod betónový povrch alebo ako kamenivo nosnej vrstvy s hydraulickým spojivom [1]. I N T E N Z I TA C E S T N E J P R E M ÁV K Y V Nemecku sa za ostatných tridsať rokov takmer zdvojnásobila intenzita prevádzky na spolkových diaľkových cestách (diaľnicach) (obr. 1). 58

spolkové cesty

1 Tab. 1 Desať diaľnic s najrušnejšou premávkou v roku 2005 v Nemecku [2] Tab. 1 Ten motorways with the busiest traffic in Germany in 2005 [2] Diaľnica

Spolková krajina

Úsek

A 100 Berlín Trojuholník Funkturm – Kurfürstendamm A 100 Berlín Kaiserdamm – trojuholník Funkturm A 100 Berlín Trojuholník Charlottenburg - Kaiserdamm A 100 Berlín Kurfürstendamm - Schmargendorf A 3 Severné Porýnie-Westfálsko Kolín Delibrück – Kreuz Kolín-Východ A 100 Berlín Insbrucker Platz – Kreuz Schöneberg A 3 Severné Porýnie-Westfálsko Kolín Mühlheim – Kolín Drellbrück A 3 Severné Porýnie-Westfálsko Kreuz Leverkusen - Leverkusen A5 Hesensko Frankfurter Kreuz - Zeppelinheim A 100 Berlín Alboinstraße – Tempelhofer Damm

Priemerná denná intenzita prevádzky 191 400 181 500 176 700 167 700 165 000 160 500 158 000 152 400 150 700 148 400


4/2008

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 Y čo priaznivo ovplyvňuje prenos priečnych síl následkom prejdených kolies z jednej dosky na druhú vzájomným zakliesnením zŕn kameniva v trhline (aggregate interlock, concrete joint). Malé svetlé šírky otvorov zvyšujú okrem toho životnosť tesnenia škár. Rozmery dosiek nesmú prekročiť 25násobok (v tuneli 20násobok) hrúbky dosiek [5] a dĺžka strany nesmie byť väčšia ako 7,5 m, aby sa podružné (vynútené) pnutie príliš nezvýšilo. Aby sa ďalej zvýšil prenos priečnej sily a pre zabránenie škodám z erózie v oblasti škár sa pri nevystužených betónových plochách zabudujú v strede hrúbky dosky do priečnych škár plastickou látkou opláštené hladké oceľové klzné trny (d = 25 mm, l = 500 mm) s rozstupom 250 mm (alebo 500 mm pri úspornom spojení klznými trnmi) (obr. 2). Opláštenie plastickou látkou zabraňuje korózii a znižuje súdržnosť s betónom, takže priečne škáry sa môžu bez obtiaží uvoľniť (odblokovať) a uzatvoriť klznými trnmi. Aby sa pozdĺžne škáry pozvoľne neot-

nou prepravou, ako aj ďalej pribúdajúcou premávkou osobných motorových vozidiel sa situácia dopravných komplikácií na sieti nemeckých diaľnic v ďalších rokoch ešte ďalej vyostrí. O to dôležitejšie sú potom výkonné cesty vyžadujúce si iba nízke náklady na údržbu a poskytujúce vysokú životnosť. Tejto požiadavke vyhovujú vo vysokej miere moderné betónové cesty. Dovolené nápravové tlaky pre nemecké nákladné automobily ležia v súčasnosti pri 11,5 t. Nákladné autá zo susedných štátov, ktoré taktiež používajú nemecké diaľnice, majú niekedy zaťaženie náprav až 13 t. Jedna náprava nákladného vozidla zaťažuje cestu asi tak silno, ako 160 000 náprav osobných vozidiel. Z toho dôvodu sa väčšina veľmi zaťažených diaľnic zhotovuje z betónu [1]. S P Ô S O BY V Ý S TAV BY A K O N Š T R U K C I A V Nemecku sa dimenzujú betónové vozovky podľa smerníc pre štandardizáciu nosnej časti a povrchu prevádzkových plôch, vydanie 2001 – RStO 01 [4]. V podstate majú

musí uskutočniť v čo najkratšej dobe, aby sa prekážky v doprave obmedzili na minimum. Väčšina stavebných zákaziek je viazaná na prísne termíny a pri ich prekročení vznikajú vysoké penalizačné postihy. Preto je potrebné vyrobiť a ukladať za jeden deň až 3 000 m3 betónu, aby sa dodržali dohodnuté doby výstavby a aby sa hospodárne využili drahé špeciálne zariadenia. Miestne výrobne transportbetónu nemávajú dostatočnú kapacitu na dodávku tak veľkého množstva betónu, najmä počas dlhšieho obdobia niekoľkých týždňov. Z toho dôvodu sa spravidla zriaďujú špeciálne miešacie stanice priamo na stavbe, aby sa zabezpečilo zásobovanie stavby tak veľkým množstvom vysokokvalitného cestného betónu tuhej konzistencie. Používajú sa buď šaržové miešačky s kapacitou 100 až 300 m3/h čerstvého betónu alebo kontinuálne pracujúce miešačky s podobnými výkonmi. Takéto miešacie zariadenia môžu byť rýchlo a hospodárne postavené, demontované a transportovaLegenda

Číslo 1 2

! "

3 4 5 6 7

# 2

$

%

pre zhotovenie betónových krytov vozoviek na diaľnicach praktický význam tri spôsoby výstavby. Betónový kryt sa môže navrstviť na nosnej vrstve s hydraulickým spojivom, na asfaltovej nosnej vrstve alebo na štrkovej podkladovej vrstve. Na ohraničenie napätí z gradientov teploty a vlhkosti na nekritickú mieru sa pri diaľnicach (kryt vozovky do 300 mm) osvedčili rozstupy priečnych škár 5 m. Rozstupy pozdĺžnych škár sú – prispôsobené šírke vozovky – v tom istom rozmedzí, aby sa vytvorili približne štvorcové dosky. Navyše sa pri takých rozstupoch priečne škáry otvárajú len nepatrne,

'

&

8 9 10

várali vzájomným oddeľovaním sa pásov dosiek, zabudujú sa v 5 m dlhej škáre v dolnom tretinovom bode tri kotvy (pri pozdĺžnych tesných škárach a pri druhu konštrukcie „betónová vozovka na štrkové podložie“ päť kotiev) z rebrovanej stavebnej ocele (d = 20 mm, l = 80 mm) (obr. 2). Z dôvodov ochrany pred koróziou sú takisto v strednej tretine (teda pod škárou) opláštené plastickou hmotou [1]. Z H OT O V E N I E

BETÓNOVEJ VOZOVKY

Miešacie zariadenia Výstavba prevádzkových zariadení sa


4/2008

Preklad Odstavný pruh Betónová vozovka s tromi jazdnými pruhm i Kotvená pozdĺžna škára Priečna škára s klznými trrnmi Klzné trny, rozostúp 250 mm alebo 500 mm Neprepojená nosná vrstva Nosná vrstva s hydraulickým spojivom Tri kotvy na dosku Zárez v nosnej vrstve s hydraulickým spojivom Výplňový materiál škár

né [1]. Obr. 3 ukazuje moderné miešacie zariadenie Heilit+Woerner v normovanej veľkosti námorného kontajnera ISO. Finišer s klznými bočnicami V súčasnosti je ekonomické zhotovenie plôch z betónu možné len mechanizovanou technikou posuvného systému debnenia. Tak ako miešacie zariadenia sa dajú moderné finišery s bočnými klznými bočnicami ľahko a hospodárne inštalovať, demontovať a prepraviť trajlermi. Pomocou moderných finišerov nie sú žiadnou výnimkou výkony ukladania 800 bm za jeden deň. Šírky ukla59

S TAATV EE RB INÁ ÍL YK OA N TS ET CR H M UN KC O EL O G I E M AT E R I A L S

AND

TECHNOLOGY

dania do 16,75 m a pre osobitné plochy do 18 m sú u firmy Heilit-Woerner obvyklé. Hrúbky ukladania sú pre diaľnice až do 300 mm. Zabudovanie nevystužených prevádzkových plôch z betónu prebieha spravidla nasledovne. Betón sa dopravuje obvyklými cestnými nákladnými vozidlami (v súčasnosti väčšinou štvornápravové vozidlá) alebo, keď sa nemusia použiť verejné cesty, dopravuje sa dumpermi (obr. 3) od miešačky na miesto ukladania a pred finišerom sa čerstvý betón vyklopí [1]. Transport čerstvého betónu v hliníkových korbách je neprípustný, aby sa zabránilo poškodeniu betónového povrchu tvorbou vodíka v dôsledku vylučovania hliníka [5]. Betónový kryt môže byť po celej jeho hrúbke vytvorený z rovnakého betónu (jednovrstvový spôsob stavby). Obidva druhy betónov dvojvrstvového spôsobu výstavby sa odlišujú hlavne druhom kameniva. Pre podkladový betón sa môže použiť výlučne štrk, keďže požiadavky na kamenivo pre podkladový betón sú nižšie ako pre vrchný betón (napr. čo sa týka odolnosti proti mrazu a obrusovaniu, tvaru zrna a pod.). Vo februári 2006 bol zavedený spôsob stavania vymývaným betónom vo Všeobecnom obežníku Cestné staviteľstvo (ARS) č. 5/2006 Spolkového ministerstva pre dopravu, výstavbu a rozvoja miest (BMVBS) [6] ako nová norma pre hluk znižujúce betónové vozovky v Nemecku. Od tej doby bola pri nových zmluvách na výstavbu diaľnic stanovená takmer výlučne stavebná technológia vymývaného betónu. Zatiaľ bude táto metóda stavania predstavovať aj v Nemecku štandardnú metódu stavania vozoviek z betónu. V ďalšom texte je popísaný len tento spôsob vytvárania povrchu betónovej vozovky. Keďže pri použití metódy vymývaného betónu sú požiadavky na východiskové materiály a na betón vyššie ako pri tradičnom vrchnom betóne, sa vozovky z vymývaného betónu z ekonomických hľadísk zhotovujú výlučne ako dvojvrstvové, s výnimkou malých plôch kde to nie je možné z dôvodov použitia technického zariadenia. Firma Heilit-Woerner používa pre dvojvrstvové ukladanie dva oddelené finišery s klznými bočnicami (obr. 4). Prvý finišer ukladá podkladový betón v požadovanej hrúbke a výškovej polohe. Betón je zhutňovaný ponornými vibrátormi. Následne sa automatic60

ky zavibrujú klzné trny a kotvy do zhutneného podkladového betónu. Vrchný betón je ukladaný na zhutnený podkladový betón podľa pomerov na stavenisku buď čelným zavážacím zariadením ponad finišerom pre podkladový betón a/ alebo bagrom z boku. Tento druhý finišer s klznými bočnicami ukladá vrchný betón v plánovanej hrúbke a výškovej polohe. Potom vyrovná čerstvý betónový povrch v priečnom i pozdĺžnom smere. Uklada-

krytu vozovky len 50 mm. Väčšia hrúbka nie je technicky a ekonomicky účelná. Hrúbka podkladového betónu sa mení v závislosti od stavebného pásma podľa RStO 01 [4] medzi 170 a 250 mm. Pre zloženie vymývaného betónu ako aj pre používané kamenivá platia, analogicky ku konštrukcii s tenkým vrchným betónom, zvýšené požiadavky v porovnaní k obvyklým cestným betónom. Tie sú definované v prílohe G, stĺpec „Vrchný 3

4

nie vrchného betónu sa musí uskutočniť na zhutnenom podkladovom betóne „čerstvý do čerstvého“, aby sa dosiahlo trvanlivé spojenie medzi obidvomi betónmi [1]. Výstavba a betonársko-technologické zloženie vozoviek s povrchom z vymývaného betónu Hrúbka vrchného betónu – v tomto prípade vymývaného betónu – predstavuje v porovnaní s tradičnou konštrukciou

betón“ 0/8 Technických dodacích podmienok pre kamenivá pre cestné stavby (TL Gestein-StB 04) [7]. Kamenivá so zrnom väčším ako 4 mm do max. 8 mm musia pozostávať výlučne z drvených kamenív kategórie C100/0 a musia, čo sa týka tvaru zrna, vyhovovať kategórii SI15 (charakteristické číslo tvaru zŕn) alebo FI15 (charakteristické číslo plochosti zŕn). Okrem toho musia tieto kamenivá vykazovať vysokú odolnosť proti obrusova-


4/2008

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 Y niu. Odchylne od doterajšej štandardnej stavebnej metódy s vrchným betónom 0/22 alebo 0/32 sa pre povrchy z vymývaného betónu vyžadujú vyššie hodnoty PSV, a to najmenej PSV53. Pri stavebnej technológii vymývaného betónu, ako aj pri technológii s tenkým vrchným betónom, sú pre zabezpečenie potrebných vlastností potrebné vyššie obsahy cementu od cca. 420 do 430 kg/m3 (spravidla CEM I 32,5R

nom betóne spravidla nenachádza frakcia zrnitosti 2/5 (nespojitá zrnitosť) [8]. Čiara zrnitosti vymývaného betónu prebieha preto približne pozdĺž normálnej čiary zrnitosti U8 podľa DIN 1045-2 [9.] Ukladanie betónu, úprava kefami a ošetrovanie povrchov vymývaného betónu Podkladový a vrchný betón sa pri stavebnej technológii „exposed-concrete“ ukla-

5

ho betónu. Odporúčané množstvo je podľa jednotlivých výrobcov cca. 200 až 250 g/m2. Keďže hĺbka odstraňovania kefami závisí okrem iného aj od zloženia betónu, musí sa pre každé stavebné opatrenie skúškami na stavenisku určiť ideálne množstvo nanášaného spomaľovacieho prostriedku. Ak nanesené množstvo je príliš malé alebo keď sa kombinovaný spomaľujúci a ošetrovací prostriedok nenastrieka rovnomerne a nepokrýva celú plochu, môžu nastať problémy pri odstraňovaní kefami a následne môže napr. dochádzať k „hladkým miestam“. Hneď ako je betón celkovo dostatočne zatvrdnutý a zjazdný, sa nezatvrdnutá povrchová malta odstráni kefou a dočistí motorom poháňanou oceľovou kefou, takže vznikne vyrovnaná plocha z vymývaného betónu, na ktorej sa teraz objaví hrubé kamenivo, napríklad frakcia 5/8 (obr. 6) [10]. Keďže ochrana proti odpareniu, nanesená v kombinácii so spomaľovačom sa s povrchovou maltou odstráni kefami, je nutné nadväzujúce ošetrenie. Z toho dôvodu sa hneď na to nastrieka z mobilného nosníkového zariadenia zaužívaný ošetrovací prostriedok (obr. 7). Pri vyso-

6 Obr. 3 Miešacia stanica Heilit-Woerner v normovanej veľkosti námorného kontajnera ISO Fig. 3 Heilit-Woerner mixing plant in a standard size of a sea container ISO Obr. 4 Dvojvrstvové ukladanie dvomi finišermi Heilit+Woerner s klznými bočnicami Fig. 4 Double-layer laying with two Heilit+Woerner finishers with trailing side-forms

alebo CEM I 42,5N). Pre dosiahnutie konzistencie, potrebnej na ukladanie, je spravidla potrebné použiť superplastifikátor. Minimálny obsah vzduchu čerstvého betónu sa nastaví podľa tabuľky 2 ZTV Beton-StE 01 [5]. Pri najväčšom zrne 8 mm a pri súčasnom použití superplastifikátora znamená to 6,0 obj. % pre jednotlivé hodnoty a 6,5 obj. % v dennom priemere. V protiklade k tenkému vrchnému betónu 0/8 mm sa vo vymýva-

dajú, zhutnia a vyrovnajú ako zvyčajne, pričom musí byť obzvlášť vibračné zariadenie na zhutňovanie vrchného betónu prispôsobené jeho malej hrúbke (napr. malá vibračná energia). Hneď na to sa z pracovnej plošiny najčastejšie nastrieka kombinovaný spomaľujúci a ošetrovací prostriedok (obr. 5), ktorý časovo predlžuje hydratáciu cementu v najvyššej vrstve (milimetrová oblasť) a súčasne zabráni vysychaniu čerstvé-


4/2008

Obr. 5 Nastriekanie kombinovaného retardačného a ošetrovacieho prostriedku z pracovnej plošiny Fig. 5 Spraying of combined retarding and curing agent from the working platform Obr. 6 Odstraňovanie povrchovej malty kefami a motorom hnanou oceľovou metlou a upravený povrch vozovky s viditeľným kamenivom 5/8 Fig. 6 Removal of surface mortar with brushes and engine-driven steel broom, and the finished road surface with visible aggregate 5/8

61



Obr. 7 Nadväzujúce ošetrenie kefami upraveného povrchu vozovky nastriekaním bežného ošetrovacieho prostriedku z mobilného nosníkového zariadenia Fig. 7 Subsequent treatment of the brushed road surface by spraying common curing agent from a mobile trabeated facility Obr. 8 Namerané hodnoty hluku, vyšetrené meracou metódou blízkeho poľa pri 80 km/h [dB(A)] [12] Fig. 8 Measured values of noise, examined by the measurement method of the surrounding field at 80 km/h [dB(A)] [12] 7

kých teplotách a/alebo vysokých rýchlostiach vetra má sa navyše vykonať ošetrovanie povrchu betónu. Škáry Bezprostredne po odstránení povrchovej malty kefami musia sa vyhotoviť rezy pre priečne škáry a takmer súčasne aj pre pozdĺžne škáry. Šírka rezu je okolo 3 mm, hĺbka rezu pre priečne škáry 25 až 30 % hrúbky betónu a 40 až 45 % pre pozdĺž-

ne škáry [5]. Nateraz sa používajú vodou chladené diamantové pílové listy. Moderné rezačky škár odsávajú priamo pri reze vyskytujúci sa rezný kal [1]. Pred zaplnením škár musí sa rez rozšíriť podľa druhu škár a plniva škár [11]. Ako plnivo sa v súčasnosti používajú horúce a studené zálievkové hmoty, ako aj elastické profily [1]. Keď sa priečne a pozdĺžne škáry uzatvárajú použitím profilov je problémová zóna v priesečníkoch.

Obr. 9 Namerané SCRIM-hodnoty k prevzatiu Fig. 9 Measured SCRIM values prepared for assumption

Často dochádza napriek ochrane proti natiahnutiu (rozdutiu) k pretrhnutiu profilov a následkom toho k netesnostiam. Z toho dôvodu by sa mali prednostne používať pre priečne škáry profily a pre pozdĺžne škáry zálievkové hmoty. ÚŽITKOVÉ

VLASTNOSTI BETÓNOVÝCH

KRY TOV VOZOVI E K

8

Drsnosť povrchu a hluk pneumatík a vozovky Podstatné výhody systému vymývaného betónu sú vo vysokej a trvanlivej drsnosti pri súčasne nízkej emisii zvuku. Vo viacerých domácich i zahraničných skúmaniach sa dalo pomocou metódy CPX preukázať, že vymývaný betón s maximálnym zrnom 8 mm je, čo sa týka emisie hluku, rovnako hodnotný ako drvový asfaltový mastix [8]. Namerané hodnoty z diaľnice Inntal A93 pri Kiefersfelden, vybudované v roku 2004, potvrdili veľmi dobré

9

62


4/2008

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 Y Literatúra: [1] Fleischer W., Wagner R.: Beton für hochbelastete moderne Verkehrsflächen (Teile 1 und 2). Beton 53 (2003) H. 11, S. 536–538, H. 12, S. 592–597 [2] Spitzenbelastungen auf Autobahnen, Asphalt 42 (2007) H. 4, S. 4 [3] Straßenbaubericht 2006, Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung, Berlin, im Dezember 2006 [4] Richtlinien für die Standardisierung des Oberbaus von Verkehrsflächen, Ausgabe 2001, RStO 2001. Forschungsgesellschaft für Straßenund Verkehrswesen e. V., Köln, FGSV Verlag, 2001 [5] Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für den Bau von Fahrbahndecken aus Beton, ZTV Beton-StB 2001, Ausgabe 2001. Forschungsgesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen, Arbeitsgruppe Betonstraßen, Köln 2001 [6] Allgemeines Rundschreiben Straßenbau Nr. 5/2006: Richtlinien für den Lärmschutz an Straßen – RLS 90. Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung, Bonn, 17. 2. 2006 [7] Technische Lieferbedingungen für Gesteinskörnungen im Straßenbau, TL Gestein-StB 04, Ausgabe 2004

hlukové a nekĺzavé vlastnosti povrchov z vymývaného betónu 0/8. Povrch bol skúmaný v apríli 2005 takzvanou meracou metódou blízkeho poľa (merací príves hluku) na ich hluk znižujúci účinok (obr. 8). Bolo evidentné, že frekvenčné zloženie vymývaného betónu (WB) a priľahlého drvového asfaltového mastixu 0/8 S (SMA) sa len nepatrne odlišujú. Znižovanie hluku vymývaného betónu sa nachádza takisto v rozmedzí SMA [12]. Z meraní bolo ďalej zjavné, že hluk znižujúci účinok povrchov vymývaného betónu je pri pneumatikách nákladných vozidiel ešte markantnejší ako pri pneumatikách osobných vozidiel. Aj čo sa týka drsnosti boli dosiahnuté vynikajúce výsledky značne nad úrovňou požiadaviek (modrá čiara) (obr. 9). Iba v stometrovej oblasti nespĺňal požiadavky. To však bolo zdôvodnené problémami s prístrojom počas zhotovovania.

[8]

[9]

[10]

[11]

[12]

Forschungsgesellschaft für Straßenund Verkehrswesen, Arbeitsgruppe Mineralstoffe im Straßenbau, Köln 2005 Sulten P., Wolf T.: Waschbeton – Eine alternative Betonoberfläche. Straße+Autobahn 57 (2006) H. 4, S. 210–218 Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton, Teil 2: Beton – Festlegung, Eigenschaften, Herstellung und Konformität, Anwendungsregeln zu DIN EN 206-1. Normenausschuß Bauwesen (NABau) im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Juli 2001 Fleischer W., Wolf T.: Die Griffigkeit von Fahrbahndecken aus Beton (Teil 2). Beton 54 (2004) H. 12, S. 610–614 Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für Fugenfüllungen in Verkehrsflächen, Ausgabe 2001, ZTV Fug-StB 2001. Bundesministerium für Verkehr, Bau- und Wohnungswesen, Abteilung Straßenbau. Köln: FGSV Verlag, 2001 Schmerbeck R.: Anwendung von Funktionsbauverträgen in Bayern. Tagungsband der FGSVBetonstraßentagung 2005, Essen, S. 54-59. Forschungsgesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen, Schriftenreihe der Arbeitsgruppe „Betonstraßen“, H. 27, Köln 2006

Pozdĺžna a priečna rovnosť, jasnosť, reakcia pri požiari Moderné betónové vozovky vykazujú pri odbornom vyhotovení od začiatku dobrú rovnosť v pozdĺžnom aj priečnom smere. Tie zostávajú zachované počas doby životnosti betónového povrchu vozovky pri každej teplote a pri každom zaťažení. V tom spočíva veľká výhoda tohto spôsobu betónovania. Vodičmi motorových vozidiel tak obávané vyjazdené koľaje, podmienené dopravou a teplotou, sa nevyskytujú. Okrem toho sú betónové vozovky v porovnaní s asfaltovými vozovkami znateľne svetlejšie, čo sa kladne prejaví najmä pri daždi a v noci na jazdné vlastnosti, a tým samozrejme na bezpečnosť premávky. Betónovými krytmi vozoviek v tuneloch možno ušetriť náklady na osvetlenie a naviac sa výrazne zníži potenciál nebezpečenstva v prípade požiaru (požiarne zaťaženie), keďže


4/2008

betón je prakticky nehorľavý. Nie bez dôvodu sa v Rakúsku predpisujú pri cestných tuneloch s dĺžkou väčšou ako 1 km pri rizikovej triede III a IV betónové kryty vozoviek. Z ÁV E R Betón je ideálnym riešením pre veľmi zaťažené diaľnice, ale tiež pre prevádzkové plochy letísk, pre pevné dráhy železníc alebo priemyselné plochy – najmä pre jeho úžitkové vlastnosti – životnosť, hospodárnosť a ochrana životného prostredia. Aktuálne smernice [4] predpokladajú pri betónových cestách tridsaťročnú životnosť. Zo skúsenosti z praxe sa dá očakávať ešte dlhšia životnosť. Keďže betónové cesty v prvých 15 až 20 rokoch vyžadujú len zriedka opatrenia na údržbu a opravy, poskytujú vysokú mieru použiteľnosti a zapríčinia len nepatrné obmedzenie dopravy údržbárskymi prácami. Pri odbornom projektovaní a primeranom vyhotovení poskytuje prevádzková plocha z betónu trvalé úžitkové vlastnosti. To znamená únosnosť, odolnosť proti deformácii, rovnosť, svetlosť, vysokú drsnosť a malý hluk pneumatík a vozovky. K tomu pristupuje recyklovateľnosť starých betónových plôch, čo chráni životné prostredie úsporou nepoužitých stavebných látok, skladovacích priestorov a transportov. Na základe týchto kladov je stavanie betónom predurčené pre funkčnú stavebnú zmluvu a PPP projekty – verejno-súkromné partnerstvo (Public Private Partnership), pri ktorých je podnikateľ dvadsať alebo tridsať rokov zodpovedný za udržovanie a musí zabezpečiť takzvané funkcionálne požiadavky [1]. Nie bez dôvodu boli v Nemecku až doteraz uzatvorené zmluvy na stavbu diaľnic zväčša vyhotovené pre realizáciu z betónu. Aj pre budúce modely PPP, pokiaľ projekčné okolnosti nevyžadujú výstavbu s asfaltom, treba vychádzať z toho, že stavanie s betónom dostane prednosť. Dipl.-Ing. Thomas Wolf e-mail: [email protected] Dr.-Ing. Walter Fleischer e-mail: [email protected] oba: Heilit+Woerner Bau GmbH Mies-van-der-Rohe-Straße 6, 80807 München tel.: +49 89 360 555-5730 fax: +49 89 360 555-5790 www.heiwoe.de

63


CEMENT


A ZDRAVOTNÍ BEZPEČNOST

JAN GEMRICH Dnes otevřeme čtvrtý díl našeho seriálu o cementu, pro někoho s velmi neobvyklým námětem, nicméně zdraví, jako nenahraditelný atribut lidského života, je třeba chránit vždy, tedy i při výrobě a zpracovávání cementu. No, a první rozdělení už máme na světě. Pojďte se tedy podívat na zdravotní bezpečnost z pohledu procesu výroby cementu. Ještě než vstoupíme náležitě vybaveni pracovním oděvem, obuví, ochrannou helmou a někdy dokonce i ochrannými brýlemi do výrobního závodu, musíme se zastavit ve vápencovém lomu. A protože se v takovém lomu pracuje i s trhavinou, platí zde nejvyšší bezpečnostní standardy pro tuto práci i pro pohyb zaměstnanců. Kromě samotné bezpečnosti práce navíc nastupují předpisy pro práci v potenciálně prašném prostředí, které je při samotné těžbě i návazném zpracování kamene, je-li potřeba, skrápěno. Nicméně poslední měření v našich lomech ukázala, že prašnost z rozdružování je o několik řádů nižší než např. v drtírnách a třídírnách kamenolomů. Pro práci v lomech navíc platí i Směrnice Evropské komise a Rady Evropy o vibracích z roku 1992, doplněná roku 2001, která určuje základní zdravotní a bezpečnostní vibrační limity, kterým může být pracovník v lomech vystaven a které se přísně dodržují a kontrolují. Při výrobě v samotné cementárně platí nejpřísnější možná opatření pro zaměstnance přímo ve výrobě, byť je dnes proces plně automatizovaný. Při výrobě se však uvnitř uzavřených procesů dopravuje vysoce jemně umletý materiál tlakovým vzduchem nebo dopravníky, dochází k výpalu hmoty palivy při teplotách 2100 °C na hořáku, je tedy namístě vysoká bezpečnost. Z mnoha aspektů zdravotní bezpečnosti citujme např. ochranu proti nadměrnému hluku či krystalickému křemíku v polétavém prachu. Ochrana proti nadměrnému hluku je definována jako časové omezení při určité hlukové expozici, po kterém musí být pracovník nahrazen ve výrobním procesu jiným zaměstnancem. Krystalickému křemíku byla v posledních letech věnována značná pozor-

BETONOVÉ SOUČASNÉ

KREACE

BUDOV Y A INTERIÉRY

Beton již překonal svůj kdysi poskvrněný obraz – díky novým technologickým postupům se těžkopádná hmota změnila v působivý materiál. Vzhledem k svému obzvláště tvárnému charakteru nemá betonová flexibilita žádného soupeře. V tekutém stavu může beton vyplnit téměř jakoukoliv formu, a tak je jeho použití prakticky bez hranic. Není pochyb, že v dnešní době je tento materiál považován za high-tech. Architekti zvučných jmen stejně jako ti začínající objevili tento trend již před delší dobou a Concrete Creations – Contemporary Buildings and Interiors představuje výběr z šedesáti nejpozoruhodnějších projektů dokončených v poslední době. S velice kvalitními fotografiemi, detailními plány a informativním popisem před64

nost v celé Evropě pro podezření z druhotných karcinogenních účinků. Český i evropský cementářský průmysl se plně zapojil do systému NEPSI a do konce roku 2007 se ve všech cementárnách zavedlo opatření k vyloučení tohoto, byť potenciálního vlivu. Za zmínku stojí ale např. i skutečnost, že velké stavební firmy v Evropě se do této ochrany svých pracovníků nezapojily. Pojďme nyní k cementářskému zákazníkovi. Všechna základní bezpečnostní opatření zákazník najde na obalu, tedy laicky řečeno na pytli, kde jsou popsány vlastnosti cementu. Pokud by zvídavý uživatel pátral dále, může si vyžádat tzv. bezpečnostní list, kde je o cementu z hlediska jeho bezpečného zdravotního používání takřka všechno. Výroba cementu a jeho zpracování byly totiž již v minulosti zapojeny do systému vlastností chemických látek a přípravků, byť samotný cement má daleko k jakékoliv chemikálii. Tento systém je nyní nahrazován evropským nařízením REACH (Registration, Evaluation and Authorisation/restriction for new and existing CHemical substances) a ještě v budoucnu systémem GHS (Globally Harmonised System of Classification and Labelling of Chemicals), takže všichni uživatelé budou vždy mít dostatek informací o zdravotní bezpečnosti cementu. Jedním z prvních opatření, které bylo celoevropsky realizováno kolem roku 2005, bylo snížení obsahu šestimocného vodorozpustného chrómu v cementu na předpisem stanovenou úroveň k zamezení vzniku kožních dermatitid u citlivých osob. V tomto případě cementářský obor úzce spolupracuje např. se Státním zdravotním ústavem. Novými předpisy bude v budoucnu např. zpřísněno i balení cementu pro drobné uživatele. Z výše uvedeného je zřejmé, že výrobci cementu věnují vysokou pozornost zdravotně bezpečné výrobě svého produktu i dostatečné informovanosti svých odběratelů. Nicméně je si třeba uvědomit, že tato opatření v žádném případě nejsou zadarmo. Ing. Jan Gemrich Svaz výrobců cementu ČR www.svcement.cz

stavuje kniha na 256 stranách neobyčejné varianty staveb z celého světa, které demonstrují možnosti betonu. Kniha Betonové kreace je součástí řady Architecture & Materials, která se věnuje netradičnímu použití různých materiálů v architektuře a vyšly v ní už úspěšné tituly Magic Metal a In Full Colour. Po Concrete Creations bude pokračovat publikacemi Pure Plastic a Touch Wood.

Concrete Creations Contemporary Buildings and Interiors 256 stran, 410 ilustrací, 235 x 235 mm, pevná vazba cena: € 39,90/ £ 27,50/$ 49,95 ISBN 13: 978-3-938780-32-9 anglicky 2007, Verlagshaus Braun, www.verlagshaus-braun.de


4/2008

...KOMPLETNÍ TECHNIKA PRO BETONÁŘSTVÍ Značka CIFA Vám přináší kvalitní a kompletní řešení technologického procesu betonářství již od 7. července 1928, kdy byla založena. Nabízíme tedy více než 80 let zkušeností a tradice. Vše od míchání k přepravě, čerpání a pokládání betonu je posláním betonářské techniky CIFA. Dnes má CIFA zastoupení na všech významných světových trzích s kompletním výrobním sortimentem, který nemá ve srovnání s jinými značkami, co do škály výrobků a zařízení, konkurenci. Z tohoto důvodu je potřeba říci, že pokud se rozhodnete pro nákup jakéhokoliv výrobku značky CIFA, společně s ním kupujete dlouholeté zkušenosti a know-how, a to jak u procesu mísení, přepravy a čerpání betonu tak i projektování bednění.

Informace na: www.cifa.cz

Obchodní zastoupení a technická podpora: AGROTEC a.s., Divize stavební techniky Ing. Martin Buček - VOLEJTE: (00420) 724 313 099 PIŠTE: [email protected]



ODOLNOST

LEHKÉHO BETONU V CHEMICKY AGRESIVNÍCH PROSTŘEDÍCH RESISTANCE OF LIGHT-WEIGHT CONCRETE IN CORROSIVE ENVIRONMENTS MIC HAL A HU B E RTOVÁ, R U D O L F H E L A , R O M A N S TAV I N O H A Trvanlivost betonových konstrukcí je nejčastěji ohrožena působením klimatických střídání teplot i pod bodem mrazu společně s navlháním či smáčením a vysycháním. Dalším důležitým aspektem je působení chemicky agresivních prostředí, jejichž producentem jsou různá průmyslová odvětví a doprava. Vliv chemicky agresivních prostředí na normální beton je popisován v mnohé tuzemské i zahraniční literatuře, u lehkého betonu tomu tak není. Příspěvek se proto zabývá experimentálním projektem zaměřeným na vliv vybraných typů chemicky agresivních prostředí na lehký hutný beton s využitím lehkého kameniva na bázi expandovaného jílu. Most hazards to durability of concrete structures are caused by climatic variations in temperature decreasing below zero in combination with moisture adsorption or wetting and drying. Corrosive environments produced usually by different industrial facilities, transportation etc. represent another important factor. Influence of corrosive environment on common concrete is described in home and foreign literature, however there is no such description of impact of corrosive environments on light-weight concrete. Therefore this paper describes an experiment focused on influence of selected types of corrosive environments on lightweight compact concrete with light-weight expanded clay aggregate. Beton, jehož matrice je tvořena hydratačními produkty cementu, patří mezi látky silně zásadité, čímž je schopen velmi účinně pasivovat ocelovou výztuž vůči korozi. Míra bazicity zdravého, nekorodovaného betonu vyjádřená hodnotou pH může být vyšší než 12. V důsledku vysoké alkality beton velmi snadno reaguje s látkami s nízkou hodnotou pH, kdy v podstatě dochází k neutralizačním reakcím, jejichž důsledkem je zpravidla degradace betonu doprovázená poklesem jeho 66

užitných hodnot. U reálných konstrukcí je rychlost degradace vyvolávaná působením agresivních chemických látek navíc umocňovaná působením dalších vlivů, např. pronikáním vlhkosti a působením mrazu. Prostředí působí na stavební konstrukce řadou vnějších vlivů. Dle charakteru tyto vlivy rozdělujeme na: • vlivy fyzikálně-mechanické (vliv zatížení, působení vlhkosti a mrazu, gradient teplot atd.), • vlivy fyzikálně-chemické (agresivní látky ve formě kapalin, plynů i pevných látek, biogenní vlivy atd.). Agresivní prostředí, jejichž působením mohou být železobetonové konstrukce vystaveny, lze dle skupenství rozdělit na prostředí plynná, kapalná a pevná. Obecně lze konstatovat, že působením agresivních látek jsou postupně vymývány pojivové složky, případně dochází v mikrostruktuře betonu ke vzniku značně objemných krystalických novotvarů, které svými expanzními tlaky narušují strukturu betonu a jsou tak příčinou jeho degradace. Z hlediska životnosti železobetonových konstrukcí je ovšem velmi podstatná skutečnost, že v důsledku těchto negativních procesů postupně klesá hodnota pH. V silně alkalických prostředích vytváří železnato-železité hydroxidy na povrchu výztuže kompaktní povlak, který chrání výztuž vůči masivní korozi. Při degradaci betonu dochází k poklesu hodnoty pH, výztuž přestává být chráněna a jsou vytvářeny podmínky pro její rychlou korozi. Rychlost koroze výztuže je mimo hodnoty pH betonu ovlivňována řadou dalších faktorů, jako např. kolísáním vlhkosti betonu, přítomTab. 1 Specifikace prostředí Tab. 1 Specification of environment Charakteristika prostředí Látka Plynné prostředí – CO2 Plynné prostředí – SO2 Kapalné prostředí – NaCl Kapalné prostředí – motorová nafta Referenční uložení

ností rozpustných solí ve struktuře betonu apod. Při experimentálních pracích byly lehké betony sledovány v těchto typech agresivních prostředí (tab. 1): • prostředí plynné – oxid uhličitý, oxid siřičitý, • prostředí kapalné – roztok chloridů, ropné produkty, motorová nafta. Plynné agresivní prostředí Naprostá většina železobetonových konstrukcí je při svém využívání vystavena působení atmosféry, ve které bývá obsaženo mnoho plynů, které svým působením mohou být příčinou degradace železobetonových konstrukcí. Mezi tyto plyny patří např. oxid siřičitý, příp. sírový, oxid uhličitý, amoniak, sirovodík, sloučeniny chlóru, fluoru apod. Koncentrace jednotlivých uvedených plynů v atmosféře, a tedy míry její agresivity vůči betonu zpravidla velmi úzce souvisí s průmyslovou výrobou, dopravou, ale také terciální sférou (tzn. obchod, ubytování, zdravotnictví, domácnosti atd.). Na internetovém portálu www.eea.europa.eu lze nalézt aktuální stav obsahu CO2 v ovzduší celé Evropy. Oxid uhličitý způsobuje při styku se zásaditým cementovým tmelem neutralizační reakci, která se označuje jako karbonatace (hlavním produktem jsou různé karbonáty). Míra karbonatace se projevuje snižující se hodnotou pH betonu z původní hodnoty 12,4 na hodnotu přibližně 9 až 9,6. Současně vznikají v betonu nerozpustné novotvary uhličitanu vápenatého CaCO3, který se usazuje v pórech a kapilárách a postupně je zaplňuje, čímž klesá možnost přísunu nového CO2. Následně se zvyšuje objemová hmotnost betonu v povrchové vrstvě a mění se i mikrostruktura cemen-

Koncentrace 98 % 98 % 1 000 mg Cl- na litr roztoku 100 % ---

Relativní vlhkost 75 % 75 % ----100 %


4/2008

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 Y tového tmelu. Přítomnost určité vlhkosti v betonu je podmínkou, aby karbonatace mohla probíhat [2]. Proces degradace betonu vlivem SO2 je obdobný jako degradace betonu vlivem CO2. Působením SO2 dochází až k úplnému rozkladu struktury betonu. Vlhkost silně podmiňuje množství a tvary krystalů konečného produktu sádrovce, což výrazně působí i na hodnotu pH. V důsledku sulfatace klesá pH až na hodnotu 5,4. Při vyšší vlhkosti převládá vznik sádrovce, při nižší vznik hemihydrátu siřičitanu vápenatého. Vyšší koncentrace SO2 naopak podmiňuje vznik sulfátů vápenatých, kde je hodnota vlhkosti rozhodující pro tvorbu dihydrátu či hemihydrátu. Oxid siřičitý má vliv i na fyzikálně-mechanické vlastnosti betonu. V počátku koroze, kdy jsou zaplňovány póry novotvary sulfatace, lze zaznamenat nárůst pevnosti betonu. Následně dochází k poklesu pevností v tlaku i tahu vlivem vnitřního pnutí, které je vyvoláno objemovými změnami korozních zplodin v betonové hmotě. Souhrnně lze konstatovat, že při nižší koncentraci SO2 je vliv vlhkosti prostředí dominantní, kdežto při vyšší koncentraci SO2 není hodnota vlhkosti tolik rozhodující [2]. Kapalné agresivní prostředí Koroze cementových kompozitů může velmi intenzivním způsobem probíhat také v kapalném prostředí. Mezi nejčastější kapaliny, se kterými přichází do styku zejména betony vodních děl, podzemních partií staveb, pilot a dalších konstrukcí jsou vody, které mohou obsahovat celou řadu rozpuštěných látek (např. soli kyselin, ale též plyny apod.). Zejména v chemickém průmyslu, ve strojírenství, zemědělství ale i dalších odvětvích mohou být stavební konstrukce vystaveny působení celé řady chemikálií. V neposlední řadě mohou být konstrukční prvky vystaveny účinkům minerálních tuků a olejů. Principy z hlediska mechanizmu degradace cementové matrice lze rozdělit na tři základní druhy: Vody způsobující korozi I. typu, tzv. vody měkké, zpočátku rychle vyluhují v betonu obsažený Ca(OH)2, později pomaleji dochází k rozkladu zhydratovaných křemičitanů a hlinitanů. Tato skutečnost vede k poklesu pH, což nepříznivě působí na korozi výztuže, ale i na stabilitu některých zhydratovaných slínkových minerálů. Průběh koroze je ovlivněn tím,

zda jde o vodu stojatou či proudící, zda působí pod tlakem a zda jde o vodu teplou či studenou. Kapaliny způsobující korozi II. typu s cementovým tmelem vytvářejí snadno rozpustné sloučeniny, které nemají vazné schopnosti, a snižují tak vlastnosti cementové matrice, eventuálně jsou z betonu vyluhovány. Jedná se zejména o vody obsahující sírany, chloridy, hořečnaté eventuálně amonné ionty apod. V přírodních vodách se jedná např. o sírany, na které je vázán kation vápníku, hořčíku, draslíku apod. Ve vodách průmyslových jsou to převážně sírany, a to např. síran amonný, měďnatý, hlinitý a železitý. Vody způsobující korozi III. typu jsou vody s různými sloučeninami, které reagují s cementovým tmelem za vzniku objemných krystalických fází. V počátečních stádiích vznikají tyto korozní novotvary v dutinách a pórech, čímž je zvyšována hutnost a nepropustnost betonu. Je tedy zřejmé, že v raných stádiích může docházet dokonce k nárůstu pevnostních charakteristik betonu. Další zvětšování objemu krystalických novotvarů vyvolává ve struktuře betonu vznik napětí, jehož důsledkem je vznik trhlinek a v konečných stádiích naprostá ztráta soudržnosti betonu. Koroze III. typu je velmi často způsobována vodami obsahujícími sírany. Pro pokročilá stádia síranové koroze je charakteristické, že cementová matrice betonu je narušována jehličkovitými krystalky ettringitu. V konečných fázích je matrice betonu krystalky ettringitu prakticky zcela prostoupena. Beton ztrácí soudržnost a jeho pevnostní parametry jsou témě nulové. Dalším aspektem, který je z hlediska životnosti železobetonových konstrukcí podstatný, je fakt, že některé typy ve vodě rozpuštěných solí pronikají strukturou betonu až k výztuži, a způsobují tak výraznou akceleraci její koroze. E X P E R I M E N TÁ L N Í Č Á S T Byla vyrobena sada zkušebních těles z receptur, které se svým složením liší pouze v typu použité příměsi. V každé receptuře bylo dávkováno stejné množství portlandského cementu (370 kg/m3) a příměsí (40 % z hmotnosti cementu) i stejné množství přísad (superplastifikátor na bázi polykarboxylátů). Skladba kameniva byla také vždy stejná, byla použita kombinace lehkého kameniva na bázi


4/2008

expandovaného jílu a přírodního těženého kameniva. Množství účinné vody se pohybovalo pro udržení konstantní konzistence v rozmezí od 160 do 170 kg/m3 v závislosti na použité příměsi. Byla namíchána základní referenční receptura (Rec. I-A) s příměsí černouhelného elektrárenského popílku v množství 40 % z hmotnosti cementu. Tato receptura byla modifikována metakaolinem v množství 5 % z hmotnosti cementu (Rec. I-B), práškovou mikrosilikou v množství 5 % z hmotnosti cementu (Rec. I-C). Poslední receptura (Rec. I-D) nahrazovala popílek mikromletým vápencem v množství 40 % z hmotnosti cementu. Schéma a značení receptur je uvedeno na obr. 1. Na těchto recepturách byla experimentálně zkoušena trvanlivost betonu. Zkušební tělesa z uvedených receptur byla podrobena působení vybraných typů agresivních prostředí, a to plynnému CO2, plynnému SO2, roztoku NaCl a naftě. Ve stáří 28 dnů byly na vybraných vzorcích jednotlivých receptur odzkoušeny základní fyzikálně-mechanické vlastnosti. Ostatní vzorky byly uloženy do chemicky agresivních prostředí, kde byly exponovány po dobu dvanácti měsíců. Po uplynutí této doby byly na vzorcích provedeny fyzikálně-mechanické zkoušky (pevnost v tlaku, pevnost v tahu za ohybu, objemová hmotnost, dynamický a statický modul pružnosti, mrazuvzdornost, odolnost povrchu betonu proti působení vody a chemických rozmrazovacích látek, objemové změny) a fyzikálně-chemické zkoušky (chemická analýza, rentgenová difrakční analýza a difrakčně termická analýza). Koncepce fyzikálně-chemických analýz byla volena tak, aby bylo možno exaktně posoudit míru degradace betonu. Podrobný postup stanovení míry korozního narušení analyzovaných vzorků byl proveden dle metodiky Matoušek, Drochytka [2], která podává přehled o mikrostruktuře daného materiálu. Na základě výsledků byly porovnávány změny vlastností lehkého betonu vlivem agresivních prostředí a vliv použití jemných příměsí na trvanlivost betonu. Plynná agresivní prostředí byla vytvořena v korozních hermeticky uzavřených komorách, ve kterých byla udržována konstantní koncentrace a relativní vlhkost vzduchu. Korozní atmosféra byla obměňována s periodou dvou dní. Kapalná agresivní prostředí byla vytvořena pomo67



cí roztoku NaCl, ve kterém byly zkoušené vzorky ponořeny. Konstantní hodnota koncentrace agresivní látky v roztoku při uložení vzorků byla udržována pravidelným obměňováním s periodou sedm dní. Pro nejpřesnější simulaci reálných podmínek, kterým mohou být betony vystaveny, byla zkoušena koroze betonu v důsledku cyklického působení roztoku chloridů, resp. nafty. V rámci jednoho cyklu byla zkušební tělesa po dobu 24 h uložena ve zkušebním roztoku a poté byla po dobu 24 h umístěna ve standardních laboratorních podmínkách. Kapalná prostředí měla teplotu 20 ± 2 °C. Charakteristiky jednotlivých prostředí jsou uvedeny v tab. 1. VYHODNOCENÍ

CO2 49,8 49,8 49,0 47,2

SO2 51,6 49,8 49,6 48,8

Vzorky

Odchylka pevnosti v tlaku oproti ref. uložení [%] CO2 SO2 2,47 6,07 6,98 6,87 0,62 1,95 0,21 3,61

Odchylka obj. hmot. oproti hodnotám před uložením [%] CO2 SO2 1,37 1,21 1,25 1,37 0,67 1,40 1,22 0,91

Vliv agresivních kapalných prostředí na základní fyzikálně-mechanické vlastnosti betonu

Vzorky

Tab. 3 Změny fyzikálně–mechanických vlastností u vzorků uložených v kapalných prostředích – stále Tab. 3 Changes of physico-mechanical properties of samples placed in liquid environments - constantly

I–A I–B I–C I–D

Pevnost v tlaku 180 dní [MPa] chloridy 49,7 50,0 49,5 47,5

nafta 48,2 45,3 48,1 47,2

Odchylka pevnosti v tlaku oproti ref. uložení [%] chloridy nafta 2,16 -0,93 7,3 -2,69 1,64 -1,23 0,85 0,32

Odchylka obj. hmot. oproti hodnotám před uložením [%] chloridy nafta 0,85 0,68 0,62 1,3 1,26 0,96 1,19 1,01

Vzorky

Tab. 4 Změny fyzikálně–mechanických vlastností u vzorků uložených v kapalných prostředích – cyklicky Tab. 4 Changes of physico-mechanical properties of samples placed in liquid environments - cyclically

I–A I–B I–C I–D II – Fe

68

Pevnost v tlaku 180 dní [MPa] chloridy 48,7 46,8 48,9 48,7 39,3

nafta 48,8 46,4 40,2 47,0 41,2

@317µ2 "dt^S\SQ

@317µ/ !#^]^ZSY #[SbOYO]ZW\ @317µ1 !#^]^ZSY #^`tÈY]dt [WY`]aWZWYO

1

Tab. 2 Změny fyzikálně–mechanických vlastností u vzorků uložených v plynných prostředích Tab. 2 Changes of physico-chemical properties of samples placed in gaseous environments

I–A I–B I–C I–D

@317µ/ "^]^ZSY

RECEPTUR

Vliv agresivních plynných prostředí na základní fyzikálně-mechanické vlastnosti betonu

Pevnost v tlaku 180 dní [MPa]

a]cP]``SQS^bc` @317

Odchylka pevnosti v tlaku oproti ref. uložení [%] chloridy nafta 0,21 0,31 0,43 -0,32 0,41 -1,03 3,4 -0,21 -4,5 0,24

Odchylka obj. hmot. oproti hodnotám před uložením [%] chloridy nafta 0,8 0,86 0,75 1,63 0,92 0,5 0,56 0,95 1,08 1,34

Obr. 1 Schéma a značení použitých receptur Fig. 1 Diagram and designation of used mix-designs Obr. 2 Porovnání změn pevnosti v tlaku u sledovaných receptur po uložení v CO2 Fig. 2 Comparison of changes of compressive strength of observed mix-designs placed in CO2 Obr. 3 Porovnání změn pevnosti v tlaku u sledovaných receptur po uložení v SO2 Fig. 3 Comparison of changes of compressive strength of observed mix-designs placed in SO2 Obr. 4 Porovnání změn pevnosti v tlaku u sledovaných receptur po uložení v roztoku NaCl Fig. 4 Comparison of changes of compressive strength of observed mix-designs placed in NaCl Obr. 5 Porovnání změn pevnosti v tlaku u sledovaných receptur po uložení v naftě Fig. 5 Comparison of changes of compressive strength of observed mix-designs placed in diesel Obr. 6 Porovnání změn pevnosti v tlaku po uložení v roztoku NaCl cyklicky Fig. 6 Comparison of changes of compressive strength of observed mix-designs after cyclical exposition to NaCl solution

Vliv agresivního prostředí na fyzikálně-chemické vlastnosti betonu Pro účely fyzikálně-chemických analýz byly vzorky připravovány tak, aby možno posoudit kvalitu betonu resp. míru jeho degradace v závislosti na vzdálenosti od povrchu hodnocené konstrukce (tzn. stanovit hloubku narušení betonu). Z každého zkušebního tělesa vystaveného agresivnímu prostředí byly připraveny dva vzorky, a to z povrchu a z hloubky cca 20 mm od povrchu. Na vzorcích byl proveden chemický rozbor, rentgenová difrakční analýza, diferenční termická analýza a stanovení pH ve výluhu. Vzhledem k celkovému rozsahu práce a značnému množství vzorků nejsou v tomto příspěvku uvedeny jednotlivé dílčí výsledky, ale pouze zásadní výsledky vyhodnocení těchto analýz, tab. 5 až 8.


4/2008

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 Y

7/

70

71

72

7/

& $'&

71

72

$ # " "%

$

$%

% H[\O^Sd\]abWdbZOYcIK

H[\O^Sd\]abWdbZOYcIK

%

!

70

&

$

$%

# !$

" ! '#

AZSR]dO\{`SQS^bc`g

AZSR]dO\{`SQS^bc`g

2

7/

70

71

72

& %! H[\O^Sd\]abWdbZOYcIK

% $ # " ! $

$" &#

AZSR]dO\{`SQS^bc`g

4

7/

70

71

72

#


!

#

3 Tab. 5 Zařazení vzorků z CO2 do etapy karbonatace Tab. 5 Classing of samples exposed to CO2 according to the stage of carbonation Stupeň Stupeň modifikační pH Etapa Označení vzorku karbonatace oK přeměny oMP [-] karbonatace [%] [-] I – A (P) 52,1 0,85 11,51 I. I – B (P) 34,1 0,95 11,84 I. I – C (P) 64,2 0,45 10,51 II. I – D (P) 65,3 0,41 10,78 II. Tab. 6 Zařazení vzorků z prostředí SO2 do etapy sulfatace Tab. 6 Classing of samples exposed to SO2 according to the stage o sulphation Stupeň sulfatace oS pH Etapa sulfatace Ozn. vzorku [%] [-] I – A (P) 7,778 11,51 I. I – B (P) 8,660 11,84 I. I – C (P) 13,695 10,51 I. I – D (P) 12,935 10,78 I. I – B (H) 12,802 11,13 I. Pozn.: (P) – odběr vzorku z povrchu zkušebního tělesa; (H) – odběr vzorku z hloubky 20 až 30 mm pod povrchem zkušebního tělesa

'! !

# # $'

!

AZSR]dO\{`SQS^bc`g

5

7/

70

71

72

Tab. 7 Chemický rozbor vzorků uložených v chloridech Tab. 7 Chemical analysis of samples exposed to chlorides Chloridy [%] Označení vzorku Stále Cyklicky < 0,01 < 0,01 I – A (P) < 0,01 < 0,01 I – B (P) 0,04 0,04 I – C (P) 0,07 0,05 I – D (P) < 0,01 < 0,01 I – B (H)

" !"


!# ! #

# #

"!

"

AZSR]dO\{`SQS^bc`g


Tab. 8 Diferenční termická analýza vzorků z nafty Tab. 8 Differential thermal analysis of samples form diesel Ztráta žíháním [%] Označení vzorku Stále Cyklicky I – A (P) 12,4 12,1 I – B (P) 11,9 11,0 I – C (P) 19,8 16,7 I – D (P) 18,5 16,5 I – A (H) 13,0 12,0 I – B (H) 10,4 10,5 I – C (H) 9,9 9,7 I – D (H) 11,0 12,0 4/2008

69



Z ÁV Ě R Na základě výsledků provedených fyzikálně-chemických analýz lze uvést následující: Vzorky uložené v prostředí CO2, konkrétně jejich povrchové vrstvy (tj. beton do hloubky cca 20 mm od povrchu), se kromě receptur I–A (s popílkem) a I–B (s metakaolínem) nacházejí již ve druhé etapě karbonatace. Postupující projev míry karbonatace také potvrzuje výskyt produktů karbonatace (kalcit, aragonit, vaterit) v mikrostruktuře betonové matrice těchto receptur. Ve druhé etapě karbonatace dochází k přeměnám ostatních hydratačních produktů cementu. Vznikající modifikace CaCO3 společně s amorfním gelem kyseliny křemičité zůstávají jako velmi jemnozrnné krystalické novotvary CaCO3. Hrubozrnné krystalické novotvary se vyskytují jen ojediněle. Vlastnosti betonu se příliš nemění, což vysvětluje jen drobné výkyvy ve změně pevností a objemových hmotností daných receptur. Receptury I–A (s popílkem) a I–B (s metakaolínem) jsou po 360denním působení v 98% CO2 při 75% relativní vlhkosti vzduchu v první etapě karbonatace, tedy vzhledem k míře karbonatace ve stejném stavu jako vzorky uložené ve venkovním prostředí. V první etapě karbonatace je v mikrostruktuře matrice betonu oxidem uhličitým atakován hydroxid vápenatý (a to jak krystalický – portlandit, tak z mezizrnečného roztoku). Produktem těchto reakcí je uhličitan vápenatý krystalizující ve formě kalcitu. Ve druhé etapě karbonatace dochází k reakcím mezi oxidem uhličitým a kalciumhydrosilikáty, přičemž v mikrostruktuře betonu vzniká jemnozrnný uhličitan vápenatý především ve formě aragonitu a vateritu. Po 360denním uložení v prostředí v 98% SO2 za 75% relativní vlhkostí byly všechny receptury zařazeny do I. etapy sulfatace. Po komparaci obsahu SO3 ve vzorcích uložených v agresivním plynu a vzorcích uložených ve venkovním prostředí je však nutné konstatovat výrazný nárůst obsahu SO3. Zvýšená degradace povrchových vrstev byla prokázána i faktem výrazného zbarvení vzorků. Výraznější degradace cementové matrice však nebyla potvrzena identifikací produktů sulfatace (sádrovec, monosulfát, trisulfát) výsledky rentgenové difrakční analýzy. V první etapě dochází k přeměně Ca(OH)2 (popř. jeho roztoku) 70

v mezizrnečném prostoru na hemihydrát siřičitanu vápenatého, který přitom částečně zaplňuje póry. Pevnosti betonu se zlepšují, ale snižuje se hodnota pH. Porovnání výsledků mineralogického složení receptur uložených v chloridech a výsledků mineralogického složení vzorků uložených ve venkovním prostředí ukazuje, že působení chloridů u receptur modifikovaných popílkem nevyvolalo v jejich mikrostruktuře po 360 dnech vznik nových fází, které by svědčily o degradaci matrice betonu působením chloridů. Zejména je nutno zdůraznit, že u žádné z testovaných receptur nebyla po 360denní expozici v prostředí chloridů zaznamenána přítomnost Friedlovy soli, příp. dalších minerálů, které by mohly způsobovat vznik expanzních tlaků v mikrostruktuře materiálu, a tím způsobit degradaci matrice vedoucí až k snížení pevností zkoušených receptur betonů. U modifikované receptury I-B došlo ke zvýšení pevností, což svědčí o pozitivním účinku příměsi metakaolinu. I za předpokladu vyšší degradace u cyklického působení chloridů na zkušební vzorky nebyly zaznamenány výraznější změny oproti stálému uložení vzorku v chloridech. Vzorky uložené v prostředí nafty neprokazují po 360 dnech uložení žádné výrazné změny v mikrostruktuře cementové matrice. Za nejprůkaznější zkoušku míry kontaminace ropnými produkty (naftou) je z provedených analýz jednoznačně ztráta žíháním. Výsledky této analýzy ukazují mírnou kontaminaci povrchových vrstev zkoušených receptur. Naopak po komparaci vzorků odebraných z 20 mm od povrchu zkušebních těles a vzorků odebraných z těles uložených ve venkovním prostředí lze konstatovat, že kontaminace zkoušených betonů je pouze povrchová. Kontaminace povrchů u vzorků namáhaných cyklickým uložením v naftě je nižší než u vzorků uložených kontinuálně v prostředí nafty. Rozdíly v pevnostech oproti referenčním hodnotám jsou v rozmezí 3 %, tedy zanedbatelné. Po porovnání kontaminace jednotlivých receptur můžeme konstatovat, že receptury I-A (s popílkem) a I-B (s metakaolínem) jednoznačně převyšuji ostatní receptury v odolnosti proti průniku kontaminace ropnými produkty (naftou). Receptury byly v pevnostních třídách od LC 30/33 do LC 35/38 a objemových třídách D 1,6 až D 2,0.

Literatura: [1] Hubertová M., Hela R.: The Effect of Metakaolin and Silica fume on the Properties of Lightweight Self-Consolidating Concrete. In 9th CANMET/ACI International Conference Recent Advances in Concrete Technology. Warsaw Polsko. 2007. ISBN: 0-87031-235-9 [2] Matoušek M., Drochytka R.: Atmosférická koroze betonu, IKAS Praha 1998 [3] Haque M. N., Al-Khaiat H, Kayali O.: Strenght and durability of lightweight concrete. In Cement and Concrete Composites 26 (2004) 307-314 [4] www.eea.europa.eu [5] Bydžovský J., Dufka A.: Význam fyzikálně chemických diagnostických postupů při hodnocení stavu železobetonových konstrukcí, konference WTA CZ Ostrava, 2007, ISSN 978-80-02-0197

Na základě výsledků dosažených v rámci řešení lze konstatovat, že použití černouhelného popílku a metakaolinu má jednoznačně pozitivní vliv na odolnost a trvanlivost lehkých betonů v chemicky agresivních prostředích, zejména v CO2 a SO2. Tento příspěvek byl zpracován za podpory projektu MPO FI-IM5/016 „Vývoj lehkých vysokohodnotných betonů pro monolitické konstrukce a prefabrikované dílce“ a za přispění projektu GA ČR 103/07/076 „Vývoj lehkých betonů pro široké konstrukční využití“. Text článku byl posouzen odborným lektorem. Ing. Michala Hubertová, Ph.D. Lias Vintířov, lehký stavební materiál, k. s. 357 44 Vintířov tel.: 602 650 174 e-mail: [email protected], www.liapor.cz Fakulta stavební VUT v Brně e-mail: [email protected] Doc. Ing. Rudolf Hela, CSc. Fakulta stavební VUT v Brně Veveří 331/95, 602 00 Brno tel: 541 147 508, fax: 541 147 502 e-mail: [email protected], www.fce.vutbr.cz/thd Ing. Roman Stavinoha Fakulta stavební VUT v Brně Veveří 331/95, 602 00 Brno e-mail: [email protected]


4/2008

VĚDA SCIENCE

AND

A VÝZKUM RESEARCH

DISKUSE MOŽNÝCH PŘÍČIN KOLAPSU MOSTU KOROR– B A B E LT H U A P V R E P U B L I C E P A L AU T H E C O L L A P S E O F T H E KO R O R – B A B E LT H U A P B R I D G E I N PALAU – DISCUSSION OF POSSIBLE CAUSES LUKÁŠ VRÁBLÍK, JAN LOŠKO, VLADIMÍR KŘÍSTEK Most Koror-Babelthuap byl v době uvedení do provozu v roce 1977 letmo betonovaným mostem s největším rozpětím hlavního pole na světě. Vzhledem k trvale rostoucím průhybům hlavního pole byla v roce 1996 provedena rekonstrukce. Měsíc po ukončení oprav však došlo ke zřícení mostu. Cílem příspěvku je seznámit s původním projektem mostu a postupem rekonstrukce a nastínit možné příčiny kolapsu. The Koror-Babelthuap bridge was after putting in operation in 1977 the longest (due to the length of mid span) concrete bridge erected by free cantilevers method. Regarding to excessive deflection of the middle of the main span, reconstruction was done. One month after repair finishing, structure collapsed. The intention of this paper is to describe the original structure design, reconstruction process and outline possible collapse reasons. Most (obr. 1) byl vyprojektován pro spojení dvou hlavních ostrovů republiky Palau – Koror a Babelthuap (obr. 2). Jednalo se o velmi významné a strategické propojení nejen z hlediska dopravy (na ostrově Koror je mezinárodní letiště, zatímco na ostrově Babelthuap je hlavní město a žije zde více jak 70 % populace), ale

1

i převáděných inženýrských sítí (vodovod, elektrické vedení). Oba ostrovy odděluje více jak 30 m hluboký kanál s velmi silnými proudy, které znemožňovaly použití mezilehlých podpor. Konstrukce proto byla dle původního projektu navržena jako letmo betonovaný most s rozpětím hlavního pole cca 240 m (obr. 3). Jednalo se o dvojici symetrických konzol proměnného průřezu (obr. 4) spojených ve středu kloubem opatřeným ložisky pro zajištění volného vzájemného posunutí a natočení konců konzol. Z hlediska dimenzí je zarážející zejména extrémně malá tloušťka

2a BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2008

stěny – 356 mm. Zvláště v oblasti vnitřních podpor při výšce téměř 14 m, kde navíc dochází k soustředění velkého smykového namáhání, je tato hodnota spíše blízká tloušťkám stěn ocelových komorových průřezů. Ze získaných podkladů je patrné i nedostatečné provázání smykové výztuže mezi tenkou stěnou a deskou průřezu. Obr. 1 Most Koror-Babelthuap Fig. 1 Koror-Babelthuap bridge Obr. 2 Republika Palau, ostrov Koror a Babelthuap Fig. 2 Republic Palau, Koror and Babelthuap island

2b

71

VĚDA

A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH

3

ním povrchu průřezu kotvené v hlavním poli v čelech dokončených lamel (celkem dvacet pět lamel po cca 4,8 m), v krajním poli pak kotvené do vzdálenosti cca 40 m od teoretické osy uložení nad vnitřním pilířem. Vzhledem k extrémní subtilnosti konstrukce byl systém podélného předpětí doplněn příčnými a svislými prvky pro zajištění dostatečné tlakové rezervy.

4a 4b

Výstavba mostu probíhala letmo od vnitřních podpor (navržených pro přenos vodorovných reakcí – horizontálních sil – do podloží pomocí šikmých pilot) nesymetricky směrem do středu centrálního pole a ke krajní podpoře. Pro vybalancování ohybového momentu nad vnitřním pilířem od vlastní tíhy konzoly hlavního pole byla oblast nad krajní podporou vyplněna balastem ze štěrkového materiálu. Předpětí bylo navrženo použitím tyčí Dywidag ∅ 32 mm. Uspořádání jednotlivých přepínacích jednotek typicky odpovídalo postupu výstavby – přímé tyče vedené při hor-

REKONSTRUKCE MOSTU V roce 1995, osmnáct let po uvedení do provozu, bylo rozhodnuto vzhledem k trvale narůstajícím průhybům středu hlavního pole (deformace činila již více než 1,2 m) provést rekonstrukci mostu. Projekt této rekonstrukce lze shrnout do čtyř základních kroků: • odstranění kloubu ve středu rozpětí hlavního pole a následné zmonolitnění – změna statického působení konstrukce na spojitý nosník, • instalace osmi dodatečných kabelů volného předpětí vedených mimo průřez prostřednictvím deviátorů; kabely byly vedeny jako tzv. kabely spojitosti přes celou délku hlavního pole, kotvené za pilíři v krajních polích, • rozepření konců konzol, • oprava povrchu konstrukce. KOLAPS

Popis zhroucení konstrukce Ke zřícení mostu (obr. 5) došlo 26. září 1996 necelý měsíc po dokončení opravy konstrukce. Následky tohoto neštěstí byly tragické – dva mrtví, několik zraněných a naprosté odříznutí lidí žijících

5a

72

KONSTRUKCE

Obr. 3 Fig. 3 Obr. 4 Fig 4 Obr. 5 Fig. 5 Obr. 6 Fig. 6 Obr. 7 Fig. 7

Podélný řez mostem (převýšený) Longitudinal section (scale) Příčný řez nad podporou a v poli Typical cross sections Zřícení mostu Structure collapse Schéma porušení konstrukce mostu The scheme of structure failure Výpočetní model mostu¨ Computational model of the bridge

na ostrově Babelthuap od dodávek pitné vody a elektrické energie z ostrova Koror. Postup kolapsu konstrukce (obr. 6) lze na základě provedených zkoumání [1] popsat následovně: • rozštěpení horní desky v blízkosti vnitřního pilíře na východní straně mostu (ostrov Babelthuap); eliminace předpětí – část mostu mezi vnitřní podporou a kloubem ve středu hlavního pole tak působila pouze jako železobetonová konstrukce, • z důvodů velkého nadpodporového momentu nad vnitřním východním pilířem, jehož účinky pak nebyly redukovány předpětím, došlo k tahovému porušení horních částí stěn a smykovému porušení celého průřezu, • konstrukce se začala chovat jako gigantická konzola délky cca 240 m, zatížení z celého hlavního pole bylo přenášeno do průřezu nad západním vnitřním pilířem (Koror), došlo k natočení celé konstrukce okolo teoretické osy uložení, včetně nadzvednutí krajního pole, • nadpodporový průřez pochopitelně nebyl schopen přenést tak velké namáhání a došlo k tahovému a tlakovému porušení a následnému zřícení celé konstrukce. Pravděpodobné příčiny kolapsu konstrukce Z výše uvedeného vyplývá, že základním impulsem vedoucím ke zhroucení mostu

5b


4/2008

VĚDA SCIENCE

6

7

Literatura: [1] Burgoyne Ch., Scantlebury R.: Why did Palau Bridge collapse?; 03/2006 [2] Koror – Babaldaob Bridge Repairs, Basis of design; ABAM a member of the Berger Group, 09/1993 [3] Present condition survey of the Koror – Babelthuap Bridge; Japan international cooperation agency, 02/1990 [4] Křístek V., Vráblík L.: Optimisation of tendon layout to avoid excessive deflections of long-span prestressed concrete bridges; Concrete Engineering International UK, Volume 11, Number 1, Spring 2007

Prof. Ing. Vladimír Křístek, DrSc. e-mail: [email protected]

Program pro výpočet rovinných i prostorových prutových konstrukcí

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

B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N Inzerce A C E 96.5x132 4 zrcadlo / 2 0(Beton 081

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

1

Program pro výpočet konstrukcí metodou konečných prvků

Statika, která Vás bude bavit ...

Výsledky byly získány v rámci řešení grantových projektů 103/08/P613, 103/06/0674 a 103/08/1677 podporovaných Grantovou agenturou ČR a projektu MŠMT 1M6840770001 v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS.

Ing. Jan Loško e-mail: [email protected]

RSTAB RFEM

www.dlubal.cz

Z ÁV Ě R Varující je fakt, že ani po dvanácti letech od zřícení mostu nebyly uspokojivě objasněny příčiny kolapsu. Ve srovnání s letectvím, kdy je každá sebemenší nehoda povinně detailně vyšetřena a následně jsou provedena opatření pro maximální možnou eliminaci dalších podobných neštěstí, je tento stav zarážející. Přitom by bylo velmi přínosné přesné objasnění kolapsu mostu Koror-Babelthuap, výsledky pak mohou sloužit jako ponaučení pro projekty konstrukcí podobných dimenzí a též poskytnout další poznatky pro rozvoj oboru mostního stavitelství.

Ing. Lukáš Vráblík, Ph.D. e-mail: [email protected]

všichni: ČVUT Fakulta stavební Katedra betonových a zděných konstrukcí Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 224 354 365

Demoverze zdarma ke stažení

byly provedené úpravy během kompletní rekonstrukce. Důležité je si ale uvědomit, že nebýt problémů (narůstající průhyby, vznik trhlin) majících původ v původním projektu, konstrukci by nebylo vůbec třeba opravovat. O možných příčinách je nutné spekulovat s uvážením komplexního chování konstrukce; jde např. o faktory: • nedostatečné dimenze průřezu, zejména tloušťka stěn je velmi malá, nedostatečný prostor k provázání výztuže mezi stěnou a deskou, • dodatečné kabely volného předpětí, vedené jako tzv. kabely spojitosti přes celou délku hlavního pole, kotvené za pilíři v krajních polích, kdy axiální síla takovéhoto předpětí se do hlavního pole – v důsledku zamezení vodorovných posunů v mezilehlých podporách – vůbec nemůže dostat, • otázka vhodnosti umístění kotvení předpínacích tyčí v krajním poli pro eliminaci průhybu středu hlavního pole (obr. 7) – toto bude posouzeno speciální analýzou za použití metody podle [4], • možné porušení soudržnosti mezi betonem a předpínací výztuží při úpravě povrchu nosné konstrukce, • zvýšení smykových napětí ve stěnách od vertikální složky předpínací síly dodatečného předpětí v místě deviátorů.

A VÝZKUM RESEARCH

AND

73

15.7.2008 7:47:00

VĚDA


MODERNÍ

METODIKA PRO STANOVENÍ BEZPEČNOSTI A SPOLEHLIVOSTI BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ AN INNOVATIVE METHOD FOR SAFETY AND RELIABILITY ASSESSMENT OF CONCRETE STRUCTURES RADOMÍR PUKL Představený moderní koncept propojuje nelineární analýzu MKP se statistickým přístupem a vytváří tak účinný inženýrský nástroj pro stanovení bezpečnosti a spolehlivosti betonových konstrukcí. Uvedený příklad pravděpodobnostní simulace selhání a vyhodnocení spolehlivosti skutečné mostní konstrukce dokumentuje praktickou použitelnost vyvinutého komplexního programového systému. Navržený přístup doplňuje a rozšiřuje běžné normové postupy a může vést k podstatným úsporám nákladů, neboť bere v úvahu konkrétní podmínky stavby a požadavky na její spolehlivost mohou být přesněji specifikovány a vyhodnoceny. The presented concept for safety and reliability assessment of concrete structures integrates nonlinear finite element analysis with stochastic and reliability techniques into an advanced engineering tool. The feasibility of the developed complex software system is documented on numerical example of statistical failure simulation and reliability evaluation of existing concrete bridge structure. The presented approach is going beyond the boundaries of design codes and can lead to considerable cost saving as the reliability requirements can be targeted more precisely. Rostoucí požadavky na provozní zatížení mostů spolu s omezenými prostředky na jejich opravy či zesilování se stávají celosvětovým problémem. Správné stanovení bezpečnosti a spolehlivosti stárnoucích mostních konstrukcí se stává stále důležitější otázkou v systémech pro údržbu dopravní infrastruktury. Obvyklé postupy pro vyhodnocení spolehlivosti stávajících konstrukcí jsou založeny na normových ustanoveních a různých zvláštních předpisech. Zkušenost ukazuje, že stanovení spolehlivosti konstrukce přesnějšími metodami může vést k podstatným úsporám a přináší nový náhled na údržbu mostů a s tím spojené rozhodování a administrativu [1]. Dílčí metody pro využití pravděpodobnostních metod v této souvislosti jsou 74

1

široce rozpracovány a byly ověřeny v praxi [2]. Běžně používané metody pro vyhodnocení spolehlivosti konstrukce jsou však obvykle založeny na silně zjednodušeném modelu samotné konstrukce, často ve formě vzorce pro stanovení únosnosti vybraného konstrukčního prvku. Přitom pro deterministickou analýzu betonových konstrukcí jsou v současné době k dispozici programy pro podrobné řešení jejich odezvy a odolnosti založené na nelineární počítačové simulaci. Proto se nabízí myšlenka zkombinovat nelineární numerickou analýzu stavebních konstrukcí s účinnými stochastickými metodami a nabídnout tak moderní nástroj pro realistické posouzení betonové konstrukce z hlediska její bezpečnosti a spolehlivosti. A N A LÝ Z A

K O N S T R U K C E A S TA N O V E N Í

SPOLEHLIVOSTI

Spolehlivost konstrukcí může být vypočtena ze stochasticky zjištěné odolnosti konstrukce a předpokládaného statistického rozdělení zatížení. Stochastickou odezvu lze získat opakovanou analýzou konstrukce se stochastickými vstupními parametry, které vyjadřují náhodnost a nejistotu vstupních údajů. Navržená metodika využívá pro realistické modelování odezvy a odolnos-

ti konstrukce nelineární počítačovou simulaci. Vzhledem k tomu, že nelineární analýza stavební konstrukce je velmi náročná na výpočetní kapacitu i čas, je nezbytné použít pro statistické zpracování vhodnou techniku, které postačí zvládnutelný počet simulací. Výsledkem řešení je pak odhad bezpečnosti a spolehlivosti sledované konstrukce. Navržená metodika byla zpracována do programového systému SARA, jehož název vznikl z prvních písmen anglické charakteristiky systému – Structural Analysis and Reliability Assessment. Systém se skládá ze čtyř hlavních částí: • interaktivní grafické prostředí SARA Studio, zajišťující správu dat a řízení součástí systému, • nelineární simulace metodou konečných prvků ATENA, • statistický a spolehlivostní program FReET, • integrovaná databáze stochastických parametrů mechanických vlastností stavebních materiálů. Tento programový systém byl několikrát úspěšně použit pro pravděpodobnostní nelineární analýzu betonových konstrukcí [3] a jeden z příkladů aplikace pro statistickou simulaci selhání a vyhodnoce-


4/2008

VĚDA SCIENCE

ní spolehlivosti skutečné mostní konstrukce (obr. 1) je podrobněji uveden v závěru tohoto článku. N E L I N E Á R N Í A N A LÝ Z A M K P Nelineární numerickou analýzu modelované konstrukce zajišťuje program ATENA, vyvinutý firmou Červenka Consulting pro deterministickou simulaci chování betonových a železobetonových konstrukcí [4]. Tento program umožňuje modelovat chování a odezvu konstrukce až do jejího porušení – je tedy v systému SARA využit jako „pokročilá forma“ funkce poruchy konstrukce. Nejvýznamnější roli při nelineárních výpočtech hraje konstitutivní vztah v materiáloObr. 1 Dálniční most v Colle d’Isarco, Brenner, Itálie Fig. 1 Highway bridge in Colle d’Isarco, Brennero, Italy Obr. 2 Schéma nelineární metody konečných prvků Fig. 2 Scheme of the nonlinear finite element method Obr. 3 Model rozetřených trhlin pro beton v tahu založený na lomové energii Fig. 3 Smeared crack model for tensile behavior of concrete based on fracture energy

vém bodě – materiálový model (obr. 2), který rozhoduje o tom, nakolik počítačový model vystihne skutečné chování konstrukce. Vzhledem k tomu, že beton je složitý heterogenní materiál se silně nelineární odezvou dokonce již při provozním zatížení, jsou pro realistický výpočet odezvy betonových konstrukcí použity nelineární materiálové modely uvažující všechny důležité aspekty chování betonu v tahu i v tlaku. Model poškozování betonu v tahu je založen na nelineární lomové mechanice v kombinaci s metodou šířky pásu trhlin a konceptem rozetřených trhlin (obr. 3). Hlavními materiálovými parametry jsou zde pevnost betonu v tahu, lomová energie a tvar funkce změkčení (křivky charakterizující velikost otevření trhliny v závislosti na zbytkovém tahovém napětí). Skutečná diskrétní trhlina je v modelu nahrazena pásem lokalizovaných poměrných přetvoření (obr. 4). Poměrné přetvoření odpovídající šířce trhliny je vztaženo k velikosti konečného prvku. Funkce změkčení v materiálovém zákonu pro model rozetřených trhlin musí být proto stanovena individuálně pro každý konečný prvek tak, aby byl zachován předepsaný vztah pro šířku otevření trhliny. Pouze takový model založený na energetické formulaci

2

AND

A VÝZKUM RESEARCH

zabezpečí objektivitu řešení a nezávislost na síti konečných prvků, což bylo potvrzeno např. ve studii [5]. Při prostorové tlakové napjatosti vykazuje beton zvýšení tlakové pevnosti v důsledku příčného sevření. Tento efekt je vystižen modelem založeným na speciální teorii plasticity s neasociovaným zákonem plastického tečení, který je použit v kombinovaném křehko-plastickém modelu betonu (obr. 5). Řada dalších materiálových modelů je k dispozici pro modelování diskrétní výztuže (včetně soudržnosti a předpětí), plošné výztuže (např. třmínků), drátkobetonu, zemin, konstrukční oceli apod. Tím je umožněna realistická simulace odezvy a porušování železobetonových a spřažených konstrukcí za uvážení všech jejich specifických vlastností. Efektivní řešení inženýrských problémů založené na těchto materiálových modelech je doplněno grafickým prostředím, které podporuje uživatele nejen při vytváření modelu konstrukce a vyhodnocování výsledků výpočtu, ale rovněž v průběhu nelineárního řešení. Dělení konstrukce na konečné prvky pro numerickou analýzu probíhá plně automaticky s možnými upřesněními ze strany uživatele. Výztuž může být definována ve formě jednotlivých prutů či předpínacích kabelů s libo-

3 Obr. 4 Lokalizovaná trhlina – šířka pásu trhlin při výpočtu stěnového nosníku Fig. 4 Crack band in a shear wall analysis


Obr. 5 Plocha porušení betonu při trojrozměrné napjatosti Fig. 5 Concrete failure surface in 3D-stress state 4/2008

5

75

VĚDA


volnou geometrií nezávislou na struktuře sítě konečných prvků, nebo procentem vyztužení a směrem výztuže ve vybrané oblasti. Konstrukce může být zatížena silovými účinky, poklesy podpor, objemovým zatížením, teplotou, smršťováním, předpětím atd. Tyto zatěžovací stavy jsou libovolně kombinovány do přírůstkových zatěžovacích stavů, které jsou iterativně řešeny pomocí pokročilých nelineárních metod (např. metodou délky oblouku). Během výpočtu umožňuje interaktivní grafické prostředí kontrolovat a řídit proces zatěžování konstrukce, sledovat a vyhodnocovat její odezvu a porušování. Grafické zpracování výsledků po ukončení výpočtu umožňuje zobrazit a vyčíslit veškeré potřebné informace o konstrukci v kterékoli fázi jejího zatěžování. Lze např. znázornit pole napětí či poměrná přetvoření na konstrukci, vyčíslit jejich hodnoty v libovolném místě konstrukce, lze však také graficky znázornit vývoj a obraz trhlin a zjistit údaje o jejich šířce, znázornit průběhy napětí v jednotlivých prutech výztuže, vektorové či tenzorové znázornění vybraných veličin (hlavních napětí a poměrných přetvoření) atd. Zatěžovací diagram umožňuje vyhodnotit odezvu konstrukce na předepsanou historii zatížení, průběh jejího poškozování, vývoj deformací a mezní únosnost (odolnost), způsob porušení konstrukce i její chování po selhání (křehké nebo duktilní). P R AV D Ě P O D O B N O S T N Í S I M U L AC E Pravděpodobnostní program FReET byl vyvinut týmem spolehlivostních inženýrů z Ústavu stavební mechaniky Fakulty stavební VUT v Brně a nabízí účinné nástroje k určení statistických charakteristik odezvy konstrukce [6]. Tento program byl vytvořen speciálně s ohledem na výpo-

četně náročné problémy, které neumožňují výpočet tisíců či miliónů náhodných realizací funkce poruchy. Proto je založen na stratifikované simulaci typu Monte Carlo – metodě LHS (Latin Hypercube Sampling). Realizace náhodných vstupních veličin se vybírají z předdefinovaných intervalů rozdělení pravděpodobnosti a vhodně se kombinují pro dosažení optimální efektivity výběrů. Počet realizací se přitom nezvyšuje s rostoucím množstvím náhodných veličin. Metoda LHS je velmi efektivní a dosahuje dostatečné přesnosti výsledků již při malém počtu náhodných realizací (desítky). Proto je její použití velmi vhodné v kombinaci s náročnými nelineárními výpočty. Mezi náhodnými veličinami lze uvážit statistickou závislost. Pro výpočet korelační matice je použita metoda simulovaného žíhání [7], která statisticko-iteračním způsobem optimalizuje generování realizací LHS a zajišťuje zavedení požadované korelace mezi vstupními proměnnými. Důležitou součástí stochastického výpočtu je citlivostní analýza – možnost stanovení důležitosti vstupních proměnných, tedy jak významně každá z nich ovlivňuje výsledek řešení, například odolnost sledované konstrukce. V dalším postupu řešení je pak možné zaměřit se na důležité vstupní parametry a na upřesnění jejich charakteristik. Po provedení série výpočtů následuje statistické zpracování výsledků. Výstupem jsou statistické charakteristiky odezvy (resp. vybrané veličiny) – střední hodnota, rozptyl, kvantily apod., dále histogram a empirická distribuční funkce. Interaktivní grafické prostředí nabízí uživateli přehledné zadávání i vyhodnocování všech potřebných statistických údajů. Pro výpočet spolehlivosti konstrukce ve formě pravděpodobnosti poruchy či indexu spo-

lehlivosti se používají vhodné numerické metody. I L U S T R AT I V N Í P Ř Í K L A D Proces znáhodnění, výpočtu a vyhodnocení v systému SARA je dokumentován na příkladu stochastické simulace porušení a vyhodnocení spolehlivosti skutečné konstrukce: mostního nosníku s převislými konci o celkové délce 167,5 m z brennerské dálnice v Itálii (obr. 1 a 6). Předpjatý komorový dálniční most s proměnou výškou nosníku byl postaven v roce 1969. Na mostě byl osazen monitorovací systém pro sledování provozních vlivů na chování a stav konstrukce. Vyhodnocení naměřených dat v kombinaci se stochastickou nelineární analýzou by mělo v budoucnu sloužit pro efektivní údržbu mostu [8]. Střední pole sledovaného nosníku má rozpětí 91 m, konzoly mají délku 59 a 17,5 m. Pásnice mají šířku 10,6 m (horní pásnice) a 6 m (dolní pásnice) a tloušťku 0,2 m, celková délka analyzované konstrukce je 167,5 m. Výška komory se mění od 2,85 po 10,8 m (nad hlavní podporou). Most byl betonován na místě z betonu značky B500 a vyztužen betonářskou ocelí BST 500. Předpínací systém je tvořen 211 kabely z oceli St 1350/1500. DETERMINISTICKÝ MODEL Nejprve byl vytvořen deterministický počítačový model konstrukce, který byl ověřen a analyzován metodou konečných prvků. Podle dostupné projektové dokumentace byla definována geometrie konstrukce (obr. 7). Materiálové parametry byly zadány na základě projektovaných materiálových vlastností. Dále byly předepsány okrajové podmínky a historie zatížení – po předpětí kabelů a aplikaci vlastní váhy byl most zatěžován rovnoměrně rozděle-

Obr. 6 Schéma řešené mostní konstrukce v Colle d’Isarco Fig. 6 Colle d’Isarco, bridge scheme Obr. 7 Geometrie mostu a zatěžovací schéma pro model MKP Fig. 7 Bridge geometry and loading scheme for FE modelling

6

76

7


4/2008

VĚDA SCIENCE

GPa MPa MPa N/m

Střední hodnota 37 3,26 42,5 120

Variační součinitel 0,15 0,18 0,10 0,20

ρ

MN/m3

0,023

0,10

Es fys fyp

GPa MPa MPa

210 500 1350

0,03 0,05 0,20

Proměnná*

Jednotky

Ec ft fc Gf

Typ rozdělení lognormální weibullovo lognormální weibullovo normální (gaussovo) lognormální lognormální lognormální

* Označení náhodných proměnných: Beton: Ec = Youngův modul pružnosti, ft = pevnost v tahu, fc = pevnost v tlaku, Gf = specifická lomová energie, ρ = specifická tíha. Výztuž: Es = Youngův modul pružnosti (stejný pro betonářskou i předpínací výztuž), fys = mez kluzu betonářské výztuže, fyp = mez kluzu předpínacích kabelů. Tab. 1 Statistický popis náhodných vstupních proměnných Tab. 1 Statistical description of random input variables

ným zatížením mostovky až do porušení konstrukce. Nejdůležitější hodnoty vybrané pro vyhodnocení odezvy konstrukce se definují jako monitorované údaje – mohou to být zatěžovací síly, reakce, deformace, napětí či poměrná přetvoření ve vybraném místě modelu. V tomto případě bylo sledováno mezní zatížení mostu, způsob porušení konstrukce, průhyb uprostřed rozpětí středního pole a na krajích obou konzol. Odezva konstrukce na předepsané zatížení se nejprve vyhodnotila deterministickým výpočtem, v němž byly zadány střední hodnoty vstupních veličin.

ft 0,7 1 0,798 0,892

A VÝZKUM RESEARCH

fc 0,9 0,8 1 0,601

Gf 0,5 0,9 0,6 1

* Označení náhodných proměnných viz poznámky k tab. 1 Tab. 2 Korelace mezi náhodnými proměnnými Tab. 2 Correlation of random variables Počet vzorků

Střední hodnota kN/m

Rozptyl (kN/m)2

Směrodatná odchylka kN/m

Variační součinitel –

8

234,3

388

19,69

0,084

30

235,0

324

18,00

0,077

Tab. 3 Odhad statistických parametrů mezního zatížení Tab. 3 Estimation of statistical parameters of the ultimate load

né. Uživatel definuje další statistické parametry (variační součinitel, typ náhodného rozdělení) vybraných proměnných. Přitom je možno využít nabídky statistických parametrů běžných stavebních materiálů z integrované databáze. Pro stochastickou simulaci bylo uvažováno osm náhodných veličin – materiálových parametrů betonu a předpětí kabelů. Byla uvážena statistická závislost některých náhodných veličin pomocí korelační matice. Statistické parametry uvedené v tabulce 1 byly zjištěny zčásti z integrované databáze, zčásti podle doporučení JCSS [9]. Sady vstupních parametrů pro jednotlivé vzorky jsou generovány metodou LHS podle definovaných statistických rozdělení a optimalizovány metodou simulovaného žíhání. Požadovaná korelace mezi vstupními proměnnými se zavede pomocí předepsané korelační matice. Metodou simulovaného žíhání se požadovaná korelace

vnese do vygenerovaných sad vstupních dat. Naopak při požadavku nekorelovaných vstupů se odstraní případná parazitní korelace vzniklá náhodnými permutacemi proměnných. V řešeném případě byla předepsaná korelace mezi vstupními materiálovými vlastnostmi podle pravého horního trojúhelníku matice v tabulce 2. Výsledná korelační matice vygenerovaná metodou simulovaného žíhání pro třicet vzorků je uvedena v levém dolním trojúhelníku korelační matice v tabulce 2. Počet vzorků je třeba stanovit s ohledem na složitost a náročnost řešené úlohy a na požadovanou kvalitu očekávaných výsledků. Již několik málo vzorObr. 8 Histogram průhybů uprostřed rozpětí Fig. 8 Histogram of displacement at midspan Obr. 9 Index spolehlivosti konstrukce Fig. 9 Reliability index assessment

Safety index β

S T O C H A S T I C K É M O D E LO VÁ N Í Nejistoty a náhodnost vstupních veličin jsou modelovány pomocí náhodných proměnných popsaných rozdělením hustoty pravděpodobnosti. Vstupní hodnoty z deterministického výpočtu jsou považovány za střední hodnoty příslušné proměn-

Ec 1 0,698 0,896 0,500

Proměnná* Ec ft fc Gf

AND


4/2008

77

VĚDA


ků může poskytnout rozumný odhad statistických parametrů odezvy konstrukce (první a druhé statistické momenty) a přijatelnou hodnotu indexu spolehlivosti. V uvedeném příkladě byly pro srovnání provedeny stochastické výpočty s osmi a třiceti vzorky. Vygenerované vzorky se následně postupně předávají k řešení výpočetnímu programu, průběh řešení řídí a zpracovává SARA Studio. Opakovaně přitom probíhá nelineární analýza MKP po jednotlivé vzorky. Průběh každé analýzy může být sledován a kontrolován během výpočtu přímo grafickým prostředím programu ATENA, celkový přehled stochastického řešení ukazuje SARA Studio jako histogram vybraných výsledků nebo jako svazek křivek odezvy jednotlivých vzorků. Vybrané monitorované výsledky (mezní zatížení – únosnost – odolnost, průhyb, šířka trhliny atp.) jsou shromážďovány a po provedení všech výpočtů jsou předány dále ke statistickému vyhodnocení. Hlavními výsledky stochastické analýzy jsou histogramy monitorovných veličin a odhady statistických parametrů jejich rozdělení pravděpodobnosti – střední hodnota (průměr), směrodatná odchylka, šikmost, nejvhodnější typ náhodného rozdělení, a rovněž výsledky citlivostní analýzy. Příkladem je histogram průhybů uprostřed pole hlavního nosníku na obr. 8. Statistické parametry mezního zatížení (tj. odolnosti konstrukce) pro analýzu s osmi a se třiceti vzorky jsou porovnány v tabulce 3. S TA N O V E N Í

BEZPEČNOSTI

KONSTRUKCE

Index spolehlivosti se vypočte ze střední hodnoty a směrodatné odchylky náhodného rozdělení odolnosti konstrukce a působícího užitného zatížení. Pro vyhodnocení spolehlivosti mostu Colle d’Isarco se vycházelo ze střední hodnoty odolnosti 235 kN/m a směrodatné odchylky

18 kN/m (tab. 3), případ se třiceti vzorky. Index spolehlivosti lze pak vyjádřit jako funkci střední hodnoty působícího zatížení s variačním součinitelem jako parametrem. Výsledky jsou graficky znázorněny na obr. 9. Vodorovná linie představuje hodnotu indexu spolehlivosti 4,7 odpovídající pravděpodobnosti poruchy konstrukce 10-6. Svislá čárkovaná linie ukazuje návrhovou hodnotu užitného zatížení podle původního projektu. Jednotlivé křivky charakterizují spolehlivost konstrukce v závislosti na střední hodnotě užitného zatížení a jeho variačním součiniteli. Z obrázku je patrné, že při dobré znalosti variačního součinitele zatížení (a jeho dostatečně malé hodnotě) je možné konstrukci provozovat bez zvláštních opatření i při vyšší střední hodnotě užitného zatížení bez ohrožení její bezpečnosti. Provedená studie spolehlivosti v kombinaci s probíhajícím měřením dopravního proudu a odezvy konstrukce tak umožnila optimálně naplánovat termíny a rozsah potřebné údržby a úprav konstrukce mostu pro současné i plánované provozní požadavky. Z ÁV Ě R Představený programový systém pro stanovení bezpečnosti a spolehlivosti betonových konstrukcí je připraven pro použití v inženýrské praxi. Kombinuje nelineární simulaci metodou konečných prvků s pokročilými stochastickými a pravděpodobnostními technikami do účinného nástroje, který podpoří rozhodovací procesy při údržbě a opravách mostních konstrukcí, a povede k vyšší efektivitě a úspoře nákladů při správě dopravní infrastruktury. Ing. Radomír Pukl, CSc. Červenka Consulting, s. r. o. Předvoje 22, 162 00 Praha 6 tel.: 220 610 018, fax: 220 612 227 e-mail: [email protected]

Literatura: [1] Enevoldsen I.: Experience with probabilistic-based assessment of bridges, Structural Engineering International 11(4), 251–260, 2001 [2] fib Bulletin 22 Monitoring and safety evaluation of existing concrete structures, fib, Lausanne, Switzerland. ISBN 2-88394-062-2, 2003 [3] Pukl R., Novák D., Bergmeister K.: Reliability assessment of concrete structures, Computational modelling of concrete structures (Euro-C 2003), Balkema, Lisse, 793-803, 2003 [4] Červenka V.: Simulating a Response, Concrete Engineering International 4 (4), 45–49, 2000 [5] Červenka V., Pukl R.: Mesh Sensitivity Effects in Smeared Finite Element Analysis of Concrete Structures, Second International Conference on Fracture Mechanics of Concrete Structures (FRAMCOS 2), Aedificatio, ETH Zürich, Switzerland, 1387-1396, 1995 [6] Novák D., Rusina R., Vořechovský M.: Small-sample statistical analysis – software FREET, 9th International conference on applications of statistics and probability in civil engineering (ICASP9), Berkeley, California, USA, 2003 [7] Vořechovský M., Novák D.: Statistical correlation in stratified sampling, 9th International conference on applications of statistics and probability in civil engineering (ICASP9), Berkeley, California, USA, 2003 [8] Strauss A., Bergmeister K., Santa U.: Reliability analysis of concrete structures, Computational modelling of concrete structures (Euro-C 2003), Balkema, Lisse, 817–825, 2003 [9] JCSS Probabilistic Model Code, Joint Committee on Structural Safety, 2001

Na dobové pohlednici je železobetonový obloukový most Tavanasa od Roberta Malliarta z roku 1905, který stával v horské vesničce Grisons na horním toku Rýna ve Švýcarsku. V 2. polovině 20. století ho strhla velká povodeň a byl nahrazen novým vysokým obloukovým železobetonovým mostem.

78


4/2008

VĚDA SCIENCE

005 5

FOR ARCH 2008 hala 1 stánek B3

AND

A VÝZKUM RESEARCH

=5 knxurydÐáÊÏÓÓÓudkdÏ whoÜÝĂÍËÓËËÍÌÊÏÊÓÐ id{ÝĂÍËÓËËÍÌÊÌËÊË lqirÿqhndsÜfrp

zzzÜqhndsÜfrp


4/2008

79

VĚDA


MODELOVÁNÍ

ODEZVY BETONU RANÉHO STÁŘÍ PŘI

ZATĚŽOVÁNÍ M O D E L I N G O F R E S P O N S E O F E A R LY AG E C O N C R E T E U N D E R LOADING PETR A KAL AFUTOVÁ, PETR ŠTEMBERK V článku je popsán materiálový model pro vyšetřování okamžité a časově závislé deformace betonu raného stáří. Důraz byl kladen na vytvoření modelu s malým počtem vstupních parametrů, které mohou být snadno kalibrovány běžně dostupnými výsledky zkoušek. Uvedený model je aplikovatelný od počáteční do konečné doby tuhnutí. The paper describes a material model for analysis of instantaneous and timedependent deformation of early age concrete. The emphasis is put on derivation of a model with a low number of parameters, which can be easily calibrated with commonly available experimental results. The proposed model can be applied from the initial to the final setting time. Rychlost výstavby je jedním ze základních parametrů úspěšnosti staveb. Na rozdíl od ocelových nebo prefabrikovaných betonových konstrukcí, kdy jsou konstrukce skládány z prvků s již návrhovými vlastnostmi, beton je ve většině případů ukládán jako tekutá hmota, která postupně tvrdne a stává se tak pevným materiálem návrhových vlastností. Tento roz-

díl v technologickém procesu výstavby není pro monolitické betonové konstrukce příznivý, jelikož je zapotřebí určitý čas, během kterého beton dosáhne požadovaného vývoje mikrostruktury, než může být vystaven zatížení. Délka technologické přestávky se liší podle typu směsi, okolních podmínek, způsobu ošetřování a velikosti zatížení, které má být na konstrukci aplikováno, nicméně je vždy dostatečně dlouhá na to, aby bylo zabráněno jakékoli nepředpokládané technologické chybě, která by ovlivnila konečnou funkčnost konstrukce. Aby bylo možné co možná nejvíce zkrátit délku pauzy během výstavby, je třeba vyšetřovat vývoj a chování betonu raného stáří, který je vystaven účinkům krátkodobého a dlouhodobého zatížení, přičemž snaha o zkracování technologických přestávek je opodstatněna při dodržení časového harmonogramu stavby nebo při opravách frekventovaných komunikací s betonovým povrchem. DŮVOD

PRO VYTVOŘENÍ MODELU

B E T O N U R A N É H O S TÁ Ř Í

Dalším příkladem může být výstavba mostů, kdy stavební technologie vyžaduje zatěžování stále ještě tvrdnoucích betonových konstrukčních prvků, pokud je třeba urychlit výstavbu. I když tato situace Obr. 1 Výstavba Hraničního mostu na dálnici D8 Fig. 1 The Border bridge on D8 highway during construction

ve skutečnosti nenastala, firma JHP, s. r. o., zastoupená Ing. Otakarem Lojkáskem iniciovala před dvěma lety ve spolupráci s Katedrou betonových a zděných konstrukcí Fakulty stavební, ČVUT v Praze, výzkum deformačního chování betonu zatěžovaného v raném stáří právě pro vyšetření skutečných možností urychlování budoucí výstavby. Jako modelový příklad byl vybrán Hraniční most na dálnici D8 (viz obr. 1), který spojuje Prahu a Drážďany. Maximální výška tohoto mostu nad terénem dosahuje zhruba 56 m, čímž se stává v současné době druhým nejvyšším dálničním mostem v České republice. Nosnou konstrukci mostu tvoří spřažený ocelobetonový spojitý nosník komorového průřezu o šesti polích. Tento spřažený nosník je samostatný pro každý dopravní směr. Vzhledem k výšce mostu a jeho poloze v I. a II. pásmu ochrany vody nebylo možné dovolit pohyb těžkých vozů ve stávajícím terénu, a tím se vyloučila možnost provádět betonáž přímo ze země. Beton tedy bylo nutné k místu betonáže dopravovat přes vybetonovanou část železobetonové mostovky. Důležitým faktorem, který ovlivňuje časový harmonogram výstavby, a který je v případě tohoto modelového mostu významný, je jeho poloha v horské oblasti. Vzhledem k počasí, často nepříznivému pro betonáž, je stavební sezóna v této části Krušných hor velmi krátká. Kromě počasí existují další významné faktory vyžadující urychlování výstavby, jako např. pozdržování udělení stavebního povolení a s tím související pokuty za nedodržení termínů, pronájem strojů apod. Nicméně vždy je nutné ověřit, zda předčasné zatěžování neovlivní konečnou funkčnost stavby, popřípadě kvantifikovat možné následky. P O Ž A D AV K Y

NA MODEL BETONU

R A N É H O S TÁ Ř Í

1

80

V literatuře lze nalézt další nástroje pro vyšetřování deformací betonu za předčasného zatěžování pro určité druhy zatěžování, jako např. [1 až 3]. Všechny tyto modely musí uvažovat rychle postupující hydrataci alespoň pomocí stupně hyd-


4/2008

VĚDA SCIENCE

ratace nebo ekvivalentním časem. Anebo lze stupeň hydratace získat analýzou kinetiky hydratační reakce na reprezentativním objemu [4]. Poněvadž materiálové modely jsou obvykle odvozeny teoreticky, je třeba je kalibrovat a ověřovat pomocí experimentálních dat, což je skutečnost, která by se měla brát v úvahu již při odvozování modelu. To znamená využívat v materiálovém modelu co možná nejmenší počet parametrů. Je třeba si uvědomit, že běžný projektant nemá možnost a ani čas shánět výsledky speciálních zkoušek, které jsou nutnou podmínkou pro použití takto sofistikovaných materiálových modelů přesně pro jeho danou aplikaci. Z toho vyplývají požadavky, které byly uvažovány při definování materiálového modelu popisovaného v tomto článku, tedy snadná použitelnost (výpočet v MS Excel) a snadná kalibrovatelnost pomocí běžně dostupných dat, jako je nárůst pevnosti v čase. POPIS MODELU Deformační chování tuhnoucího a tvrdnoucího betonu obecně připomíná chování betonu již ztvrdlého s rozdílem výrazné plastické deformovatelnosti. Jak beton stárne, snižuje se poměr mezi nevratnou a vratnou deformací. Z tohoto důvodu může být celková deformace rozdělena na čtyři části

ε (b ) = ε S (b ) + ε d (b ) + + ε T (b ) + ε (b ) ,

(1)

kde εe je pružná nebo okamžitá deformace, εv je vratná viskózní deformace, εf je nevratná viskózní deformace a ε0 je deformace nezávislá na napětí způsobená hydratací cementu, jako je smršťování, deformace vlivem trhlin a teplotní deformace. Rozdíl mezi deformačním chováním tvrdnoucího a již ztvrdlého betonu je ve významných rozdílech mezi hodnotami jednotlivých deformací. V období od zamíchání cementu s vodou až do počáteční doby tuhnutí převažuje nevratná viskózní deformace popsaná členem εf. S postupující hydratací začíná převažovat pružný člen εe a člen vratné deformace εv, a naopak na významu ztrácí člen nevratné deformace εf. Význam členu spjatého s hydratačním procesem a vlivy nezávislými na zatížení, ε0, se mění během procesu tuhnutí, což je připisováno nárůstu tahové pevnosti betonu.

Z hlediska numerického modelování je hlavní rozdíl mezi tvrdnoucím betonem a betonem už ztvrdlým zvláště patrný při dlouhodobém zatěžování, představován výraznou změnou materiálových parametrů způsobenou právě hydratací cementu, která již neumožňuje přijetí zjednodušujícího předpokladu, že materiálové parametry jsou konstantní po celou dobu zatěžování, např. způsobujícího dotvarování. Je třeba také zdůraznit, že v případě ztvrdlých betonů, které jsou zatěžované ve vyšším stáří, může být trvání dlouhodobého zatěžování, a většinou je, měřeno jako čas uplynulý od okamžiku zatížení až do okamžiku, který nás zajímá, což je v souladu s předpokladem konstantních materiálových parametrů. V případě tvrdnoucích betonů je trvání dlouhodobého zatěžování v podstatě předepsáno na základě času, nicméně pro modelování je vhodnější vyjádřit trvání zatížení pomocí stupně hydratace, což umožňuje obecnější použití modelu, jako např. uvažovat vliv zvýšené teploty účinky hydratace, kdy zvýšená teplota dále urychluje hydratační proces a vede k relativnímu zkrácení zatěžovací doby. Potom jednoosou deformaci způsobenou jednoosým zatížením lze vyjádřit vztahem b

ε ( b ) = ∫ 8 ( V Vʹ )Rσ ( b ʹ ) ,

(2)

kde J je funkce dotvarování, h je stupeň hydratace v okamžiku t, a h′ je stupeň hydratace v okamžiku počátku zatížení t′, ε je poměrná deformace a σ je napětí. Funkce dotvarování J je funkcí vnitřní proměnné, stupně hydratace, na úrovni definice modelu, nicméně navenek je funkce dotvarování J funkcí času. Je to logické, jelikož mezi vnitřní proměnnou a časem existuje pro dané podmínky prosté zobrazení, ovlivněné právě např. teplotou. Deformace ε v rovnici (2) představuje součet prvních tří členů v rovnici (1) s vyloučením členu ε0. Rovnici (1) lze dále vyjádřit derivacemi podle času vyjadřujícími rychlost deformace

ε& ( b ) = ε& S ( b ) + ε& d ( t ) + + ε& T ( b ) + ε& ( b ) ,

(3)

kde je význam všech vstupních parametrů stejný jako v rovnici (1) a tečka znamená derivaci podle času. Přesná definice každého členu je uvedena dále.


4/2008

AND

A VÝZKUM RESEARCH

Poněvadž tato práce byla zaměřena na období od okamžiku smíchání vody s cementem do konečné doby tuhnutí, nebyly objemové změny vzniklé hydratací, jako je vlastní smršťování, vznikající trhliny, stejně jako teplotní deformace jednoznačně měřitelné, a tedy nemohly být vyhodnoceny. Tudíž zde není uvedena formulace členu deformace ε0. Objemové změny jsou zahrnuty v členu popisujícím viskoelastické chovaní, a proto je též tato deformace označována za časově závislou, a ne dotvarování. O K A M Ž I TÁ O D E Z VA Hodnotu okamžité rychlosti deformace lze vyjádřit vztahem 4 Iε& b Kσ& b , (4) 3b kde F0 označuje bezrozměrnou funkci vlivu rychlosti zatěžování a E(t) je modul pružnosti, který se vyvíjí s časem. Poněvadž byl krychlený vzorek zatěžován pouze jednou zatěžovací rychlostí, kdy zatěžování bylo řízeno deformací, nelze vyjádřit vliv rychlosti zatěžování, a tudíž je funkce F0 považována za jednotkovou. Z provedených zkoušek, jejichž výsledky jsou uvedeny na obr. 2, lze získat funkční předpis nárůstu modulu pružnosti, který lze vyjádřit pomocí exponenciální funkce shodné s popisem nárůstu pevnosti v tlaku [MPa] ve tvaru

ε& S t =

TQ b = ⋅ Sf^ ( %b )

(5)

kde t je stáří betonu vyjádřené v hodinách. Uvažujeme-li tedy přímou úměru mezi vývojem pevnosti betonu v tlaku a vývojem modulu pružnosti, lze získat funkci popisující nárůst modulu pružnosti [MPa] pouhým přenásobením funkce vyjadřující nárůst pevnosti v tlaku ve tvaru 3 b = '! ⋅ Sf^ ( %b )

(6)

Toto je zjednodušující předpoklad vycházející z rozptylu naměřených dat, který umožnuje snadné získání okamžité hodnoty modulu pružnosti ze získané hodnoty pevnosti betonu v tlaku. Nicméně při srovnání průměrných hodnot nárůstu pevnosti betonu v tlaku a nárůstu modulu pružnosti mezi počáteční a konečnou dobou tuhnutí je nárůst pevnosti v tlaku rychlejší než nárůst tuhosti betonu. 81

VĚDA


Časově závislá odezva Při odvození vztahu pro výpočet časově závislé deformace se vychází z rovnice, která je vyjádřena vztahem

ε& d ( b ) =

4 ⎡⎣σ ( b ) ⎤⎦

α ⋅ TQ ( b )

b

∫ 8& ( b b ʹ )Rσ ( b ʹ ) (7) d

kde α je parametr, fc je funkce popisující nárůst pevnosti betonu v tlaku, F1 je funkce vyjadřující vliv úrovně zatížení a Jv(t, t’) je funkce dotvarování. Z výsledků zkoušek, kdy krychelné vzorky byly zatěžovány konstantní silou mezi počáteční a konečnou dobou tuhnutí, bylo zjištěno, že vztah mezi vývojem časově závislé deformace a vývojem pevnosti v tlaku je nepřímo úměrný, a lze tedy uvažovat parametr α jako bezrozměrnou konstantu o hod-

notě 590. Protože byl krychlený vzorek vystavován pouze jedné úrovni zatížení, a to 30 % pevnosti v tlaku v okamžiku zatížení, nemohl být vyjádřen vliv úrovně zatížení, a tudíž je funkce F1 považována za jednotkovou. Pro vyjádření funkce dotvarování Jv(t, t’) byla použita formulace podle ACI, jelikož její obecný tvar dobře vystihoval naměřené křivky pro tvrdnoucí beton. Tato funkce je obecně vyjádřena vztahem H

8 (b − bʹ) = d

b

(b − bʹ) H + (b − bʹ)

(8)

kde v případě zde uvedeného modelu je čas t v sekundách, t′ je okamžik zatížení [s] a konstanty γ = 0,95 a t0 = 34 s, kdy tyto parametry vycházejí z provedených

#

!V

OK

"V #V

#

$V %V

&V #

"

$

&

;`\{R]bdO`]dt\I;>OK

#

3f^S`W[S\b ;]RSZ

!V

#

"V

#

#V $V %V &V

"

$

&

"

2]POhbÐ]dt\bbIaK

82

"

>][`\{^ÂSbd]ÂS\IK

2

3

experimentů, jejichž výsledky jsou uvedeny na obr. 3. Po dosazení všech parametrů do vztahu (7) je konečná formulace časově závislé deformace následující ⋅ εd ( b ) = #' ⋅ ⋅Sf^ ( %b ʹ !$) '#

(b − b ʹ) ⋅∫ !" + ( b − b ʹ ) b

'#

Rσ ( b ʹ )

(9)

Z rovnice (9) je patrné, že jedinými neznámými jsou stáří betonu zadané v sekundách, kdy byl beton zatížen konstantní silou, a délka zatěžování v sekundách. Jednoduchou úpravou lze vztah (9) pozměnit pro zadávání času v hodinách. Porovnání vypočtených a naměřených hodnot časově závislé deformace při úrovni zatížení 30 % tlakové pevnosti v okamžiku zatížení je ukázáno na obr. 3. Lze tedy konstatnovat, že zjednodušující předpoklady, které umožní použití velmi jednoduchého vztahu (9), jsou pro stáří betonů 3 až 8 h akceptovatelné. Samozřejmě se na obr. 3 nejedná o ověření přesnosti, ale o ověření použitelnosti základního vztahu (9), jestli je kalibrovatelný, a to s kladným výsledkem. Snadná implementace do stávajících programů Vztahy (4) a (9) jsou kromě snadného okamžitého použití pro výpočet pomocí MS Excel nebo kalkulátoru též snadno implementovatelné do stávajících softwarů. Vztahy (4) a (9) byly již vloženy do otevřeného konečněprvkového programu SIFEL, který je vytvářen na Katedře mechaniky Fakulty stavební, ČVUT v Praze, a který byl úspěšně použit například při vyšetřování deformací mostu během výstavby [5]. Z ÁV Ě R Na základě výsledků získaných při krátkodobém a dlouhodobém zatěžování krychelných betonových vzorků stáří 3 až 8 h

Obr. 2 Pracovní diagramy a jim odpovídající moduly pružnosti Fig. 2 Stress-strain diagrams and corresponding moduli of elasticity Obr. 3 Porovnání vypočtené a naměřené časově závislé deformace Fig. 3 Comparison between computed and measured time-dependent response


4/2008

VĚDA SCIENCE

Literatura: [1] Frantová M.: Modification of Chen model of plasticity for early ages applications, Mechanika, 58(2)/2006, str. 11–16 [2] Sercombe J., Hellmich C., Ulm F. J., Mang H.: Modeling of early-age ereep of shotcrete, I: Model and model parameters, Journal of engineering mechanics, ASCE, 126(3)/2000, str. 284–291 [3] Štemberk P., Tsubaki T.: Uniaxial deformational behavior and its modeling of solidifying concrete under short-time and sustained loading,

byly definovány jednoduché vztahy pro výpočet okamžité a časově závislé deformace betonu raného stáří. Uvedené vztahy jsou jednoduše kalibrovatelné pomocí běžně dostupných výsledků zkoušek, jakými je nárůst pevnosti betonu v tlaku, které běžně poskytují betonárny a laboratoře. Proto jsou tyto vztahy snadno použitelné pro běžné projektanty.

Journal of applied mechanics, JSCE, 6/2003, str. 437–444 [4] Šmilauer V., Bittnar Z.: Elastické vlastnosti betonu z víceúrovňové homogenizace, Beton TKS, 4/2006, str. 42–46 [5] Brož J., Kruis J.: Modelling of gradual construction of road bridge and its creep, Sborník konf. Engineering Mechanics 2007, Praha, Ústav termomechaniky, AVČR, 2007, str. 23–24. [6] Štemberk P., Kohoutková A.: Imageanalysis-based measuring of lateral deformation of hardening concrete, Materials Science, 11(3)/2005, str. 292–296

AND

A VÝZKUM RESEARCH

úroveň zatížení 50 %, [6]. Uvedené vztahy byly již implementovány do otevřeného konečněprvkového programu SIFEL a jsou použitelné pro numerické analýzy betonových konstrukčních prvků zatížených ve stáří 3 až 8 h. Příspěvek byl vypracován za finanční podpory GAČR, projekt 103/07/1462, které tímto děkujeme. Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Vztahy jsou určeny pro vyšetřování deformace betonu při jednoosém zatěžování, jako je stlačení betonové desky pod pneumatikou stojícího automobilu nebo stlačení předpínaného betonu v podkotevní oblasti, nicméně tyto vztahy jsou použitelné i pro vícerozměrné analýzy v kombinaci s průměrnou hodnotou Poissonova součinitele 0,35 pro

Ing. Petra Kalafutová tel.: 224 354 624 e-mail: [email protected] Doc. Ing. Petr Štemberk, Ph.D. tel.: 224 354 364 e-mail: [email protected] oba: ČVUT Fakulta stavební Katedra betonových a zděných konstrukcí Thákurova 7, 166 29 Praha 6

SANACE A HYDROIZOLACE DOPRAVNÍCH STAVEB BASF Stavební hmoty Česká republika s.r.o. nabízí odborníkům v oblasti dopravních staveb komplexní technologie a technickou podporu jak v projekci, tak na stavbě. Produkty společnosti BASF plní beze zbytku náročné požadavky investorů v oblasti dopravních staveb v celé šíři stavební chemie a doplňkových produktů v návaznosti na předpisy MDaS, ČD a nové evropské normy: - sanace betonových konstrukcí - ochranné nátěry, hydrofobizace, antigrafitti - inhibitory koroze - zálivkové montážní a fixační hmoty - zesilování konstrukcí uhlíkovými tkaninami a lamelami - spodní stavba a injektáže - izolace mostních objektů

BASF Stavební hmoty Česká republika s.r.o., K Májovu 1244, 537 01 Chrudim, www.basf-sh.cz


4/2008

83

VĚDA


ZAMĚŘENÍ TVARU V MĚLNÍKU

NOSNÉ KONSTRUKCE MOSTU PŘES

LABE

SURVEYING OF THE DEFORMED SHAPE OF BRIDGE OVER THE RIVER LABE IN MĚLNÍK LUKÁŠ VRÁBLÍK, MARTIN ŠTRONER, RUDOLF URBAN Předpjaté betonové mosty velkých rozpětí typicky vykazují dlouhodobý nárůst průhybů. Příkladem takovéto konstrukce je most přes řeku Labe v Mělníku, u kterého ani po patnácti letech od uvedení do provozu nemá nárůst průhybů ustalující trend. Bylo provedeno přesné zaměření tvaru deformované konstrukce s cílem identifikovat možná místa jejích poruch. Long-span concrete prestressed bridges are sensitive for long-term deflections growing. Bridge over the river Labe near Mělník is a typical example of this structural type. 15 years after bridge opening, midspan deflection still increases. Detail surveying of the superstructure was made to identify possible structure failure. POPIS

KONSTRUKCE MOSTU

A J E J Í H O S TAV U

Letmo betonovaný most přes řeku Labe v Mělníku (obr. 1) je hlavní součástí přemostění převádějící komunikaci I/16. Navržen byl jako spojitý nosník o rozpětí polí 72,05 + 146,2 + 72,05 m. S délkou hlavního pole 146,2 m je stále naším největším provozovaným letmo betonovaným mostem. Stejně jako pro ostatní betonové mosty velkých rozpětí, je i pro tento most typický trvalý nárůst deformací v čase. Konstrukce je proto od svého uvedení do provozu v září roku 1994 trvale sledována. Z vyhodnocení výsledků monitoringu [1] jasně vyplývá, že ani po téměř patnácti letech od uvedení do provozu nedochází k ustalování nárůstu deformací. Dlouhodobé deformace jsou měřeny ve fixních bodech na konstrukci nad podporami pro analýzu jejich dlouhodobého sedání a v mezilehlých bodech krajních a středního pole pro sledování dlouhodobých deformací předpjaté betonové konstrukce způsobené jak reologickými projevy betonu – dotvarováním a smršťováním, tak jinými možnými účinky (např. úbytky předpětí apod.). Výsledkem měření je časový vývoj skutečného tvaru konstrukce – zahrnující 84

jak počáteční tvar, tak i průhybovou čáru – v analyzovaných bodech. Pro zjištění přesného tvaru průhybové čáry bylo navrženo detailní zaměření deformovaného tvaru nosné konstrukce ve velkém počtu bodů. Možné zjištěné „anomálie“ v průběhu průhybové čáry mohou ukazovat na poruchy konstrukce způsobující enormní dlouhodobý nárůst jejích průhybů. T E C H N O LO G I E ,

POSTUP MĚŘENÍ

A ZPR ACOVÁN Í

Přístrojové vybavení a technologie měření Pro měření byl použit přístroj Trimble S6 Robotic (δφ = 0,3 mgon, δD = 1 mm + 1 ppm D) s příslušným všesměrným odrazným hranolem. Jedná se o totální stanici s automatickým sledováním cíle a prokládáním, jež rovněž umožňuje i automatické cílení na všesměrný odrazný hranol. Dále bylo použito pásmo (50 m), vrtací souprava, kladivo, natloukací hmoždinky 6 × 30 mm (600 kusů), podložky (1 000 kusů), barva ve spreji. Mostní konstrukce byla měřena prostorovou polární metodou. Technologie měření byla určena v závislosti na časové změně tvaru mostní konstrukce a na požadavcích přesnosti. Technologii přesné nivelace, která by určila výšku bodů s vyšší přesností, nebylo možné použít z důvodu mnohonásobně delší doby zaměření, což by způsobilo výrazně větší pohyb konstrukce vlivem změny teploty, a tím i výrazně větší nepřesnosti měření (měření by nebylo kontinuální a oprava pomocí časového vzorku neproveditelná). Stabilizace bodů Stabilizace bodů byla provedena pomocí natloukacích hmoždinek délky 30 mm. Vzhledem k množství bodů, a s tím související pracností, a vůbec k ekonomické náročnosti celého projektu nebylo možné osazovat body nivelačními značkami ani nastřelovacími hřeby. Osazení nastřelovacích hřebů do asfaltového lože silnice bylo testováno a ukázalo se velice problematické, neboť se jedná o velmi tvrdý

povrch a při použití nastřelovací pistole není možné zaručit ani přibližně stejné zapuštění hřebů do mostovky. Prvních 246 bodů bylo stabilizováno asi 0,5 m od svodidla směrem do komunikace do asfaltového povrchu, zatímco druhá polovina bodů byla stabilizována 0,5 m od svodidla směrem od komunikace do betonového podloží. Hlavy hmoždinek bylo nutno zvýšit pomocí podložek (asfalt – dvě podložky, beton – jedna podložka). Vztažný bod pro porovnání rozdílů etapového měření byl taktéž stabilizován hmoždinkou a situován přibližně 10 m za konec opěry do asfaltového chodníku (kontrolní bod pro připojení byl stabilizován nivelační značkou na konci mostu). Celková doba provádění stabilizace všech cca pěti set bodů s využitím profesionální vrtací soupravy trvala dvěma pracovníkům osm hodin a to včetně rozměření. Náklady oproti standardním stabilizacím byly výrazně menší. Vzhledem k plánovanému nočnímu měření byla provedena signalizace žlutou barvou nanesenou přímo na hlavičky hmoždinek a jejich okolí. Konfigurace měření Konfigurace měření je na obr. 3. Stanovisko bylo umístěno uprostřed zaměřovaného úseku mostu, protože pak mohlo být všech 492 bodů zaměřeno z jednoho stanoviska. Případné použití dvou a více stanovisek by snížilo celkovou přesnost vlivem chyb z připojení. Během měření se tvar mostní konstrukce měnil. Při návrhu konfigurace měření bylo předpokládáno, že dojde k dostatečnému potlačení tohoto systematického vlivu metodou „časového vzorku“. Stanovisko by mohlo být umístěno na stabilnějším místě, ale pak by nebylo možné změřit vše z jediného stanoviska, tvar konstrukce by se také systematicky měnil a bylo by tedy nutné zavádět opravu. Použitý všesměrný hranol byl stabilně upevněn na výtyčku po celou dobu měření přibližně ve výšce 1,5 m. Celé měření bylo připojeno k vztažnému bodu prostřednictvím krajních bodů obou profilů (profil na asfaltu bod č. 1, profil na betonu bod č. 492), které byly zaměřeny nezávis-


4/2008

VĚDA SCIENCE

le čtyřikrát na konci měření. Stabilní body, ze kterých byly oba profily výškově určeny, jsou znázorněny na obr. 3. Postup měření Nejprve byly zaměřeny oba profily ze stanoviska uprostřed mostu v pořadí bodů 1 až 492 (doba měření – 3,5 h, teplota na začátku 12,5 °C, teplota na konci 8 °C). Poté byl určen časový vzorek, jenž obsahoval každý pátý bod profilů (doba měření – 45 min, teplota 8 °C, časová změna teploty se uvažuje jako minimální). Na závěr bylo provedeno zaměření koncových bodů profilů pro připojení a samotné připojení ke stabilnímu bodu na konci mostu z druhého stanoviska přístroje (doba měření – 20 min, teplota 8 °C). Při měření byly registrovány měřené vodorovné směry, zenitové úhly a šikmé délky, pro kontrolu při měření také tři prostorové souřadnice v místní (zvolené) soustavě souřadnic. Zdůvodnění postupu měření a zpracování dat Určení výšek tak velkého počtu bodů (pět set) není v současné době technologicky možné provést se směrodatnou odchylkou cca 1 až 2 mm v tak krátkém

čase, aby v době mezi měřením prvního a posledního bodu nedošlo ke změně tvaru konstrukce vlivem změny teploty. Pro minimalizaci těchto nežádoucích změn bylo měření provedeno v nočních hodinách (22:30 h až 4:00 h), přesto (jak bude dále ukázáno) došlo ke změně ve vertikálním směru o hodnoty přibližně 3 mm. Proto byla po provedení měření přibližně 1/5 bodů (každý pátý) zaměřena znovu kontrolně ve výrazně kratším čase (cca 45 min). Zde lze změny mezi určením výšky prvního a posledního bodu považovat za významně menší a takto určený vzorek bodů lze využít pro určení křivky oprav, pomocí které lze uvést měřené body do správné polohy a potlačit systematické chyby. Rozbor přesnosti měření výšek Vzhledem ke způsobu signalizace bodů pro měření (výtyčka s hranolem držená figurantem) lze odhadnout směrodatnou odchylku určení výšky bodu (v místní soustavě). Směrodatná odchylka zenitového úhlu měřeného ve dvou polohách je uváděna výrobcem 0,3 mgon. Dle zákona hromadění směrodatných odchylek (viz [7]) je směrodatná odchylka 2x měřeného zenitového úhlu v jedné poloze opět

1

AND

A VÝZKUM RESEARCH

0,3 mgon. Při maximální vzdálenosti bodu od stanoviska 150 m je tedy směrodatná odchylka určené výšky rovna 0,7 mm. Dále je vhodné uvážit vliv nepřesného nasazení hrotu výtyčky na bod, který činí s dostatečnou rezervou 1 mm. Vliv nepřesného urovnání krabicové libely na cílovém zařízení (nesvislost výtyčky) na určenou výšku je při citlivosti libely 4′ až 6′ a výšce hranolu 1,5 m zanedbatelný. Směrodatnou odchylku výšky je tedy možné odhadnout hodnotou 1,2 mm. Směrodatná odchylka vypočtená z opakovaného měření při měření výškového připojení byla 0,5 mm při maximální vzdálenosti 50 m, což vyhovuje provedenému rozboru přesnosti. Určení rovnoběžných os profilů a staničení bodů na profilech Při stabilizaci takového množství bodů nebylo možné přesně rozměřit polohu, aby oba profily byly navzájem dostatečně rovnoběžné a všechny body ležely přesně na těchto přímkách. Obecně je tedy možno uvažovat dvě řady bodů, které jsou rozmístěny kolem dvou téměř rovnoběžných přímek. Aby bylo možné určit průhybovou čáru mostovky, bylo tedy nejprve nutné polohy bodů výpočtem upra-

2

Obr. 1 Schéma mostu Fig. 1 Bridge arrangement Obr. 2 Trimble S6 Robotic, výtyčka se všesměrným hranolem Fig. 2 Trimble S6 Robotic - picket with omnidirectional cuboid Obr. 3 Konfigurace měření Fig. 3 Measurement arrangement

3


4/2008

85

VĚDA


Obr. 4 Schéma vyrovnání profilů Fig. 4 Profiles alingment Obr. 5 Graf rozdílů měření a kontrolního měření – profil č. 1 Fig. 5 Difference between measurements profile 1 Obr. 6 Graf rozdílů měření a kontrolního měření – profil č. 2 Fig. 6 Difference between measurements profile 2

4

1

Obr. 7 Proložení výsledků měření polynomem Fig. 7 Smooth of measurements results by multinominal

0

dH [mm]

-1 -2 -3 -4 -5

0

50

100

150

200

250

300

200

250

300

s [m]

5

1 0

dH [mm]

-1 -2 -3 -4 -5

0

50

100

150 s [m]

6

106,2 106,0 105,8 105,6 105,4 105,2

výsledky měření proložení polynomem 10-tého stupně]

105,0 104,8 104,6 104,4 104,2 0

7

86

50

100

150

200

250

300

vit tak, že byly dvěma skupinami bodů (odpovídajícími profilům) proloženy metodou nejmenších čtverců (MNČ) s dodržením podmínky ortogonálního prokládání dvě přímky s podmínkou vzájemné rovnoběžnosti a následně bylo určeno staničení, které bylo měřeno od počátků kolmic vedených od přímky k bodům profilů. Počáteční staničení bylo zároveň určeno společné pro oba profily (promítnutím počátečního bodu prvního profilu na druhý). Pro ilustraci přesnosti stabilizace bodů lze uvést, že průměrná vzdálenost bodu od vyrovnané přímky byla 13 mm (maximální 144 mm), rozdíl staničení počátečních bodů profilu byl 22 mm. Určení opravy ze změny teploty Z grafu na obr. 5 zobrazujícím porovnání určených výšek (v místním systému) při měření všech 492 bodů a při měření bodů časového řezu je patrná změna tvaru mostního tělesa v závislosti na čase (střed měřeného pole klesá společně s přístrojem, zatímco konce pole za pilíři mají tendenci stoupat). Obecně při porovnání výšek všech bodů s výškami bodů časového řezu je výsledkem polygon. Pro další výpočet potlačení teplotní změny bylo tedy nutné proložit polygon křivkou, jež je snadno matematicky definovatelná (polynom n-tého řádu), a poté je možné spočítat opravu ze změny tvaru (vlivem změny teploty) pro jednotlivá staničení a získat tak konečné výšky pro určení křivky, jež bude charakterizovat mostní konstrukci. Na obr. 5 a 6 jsou znázorněny rozdíly určených výšek dH v závislosti na staničení s. Hladká křivka znázorňuje proloženou funkci (polynom šestého stupně).


4/2008

Určení křivky průběhu mostovky Výpočet je podobný jako při zpracování časových vzorků, ovšem s tím rozdílem, že přibližný typ křivky je znám, jedná se o polynom desátého stupně ve tvaru (1). 6 W = O + OaW + O aW + + O! aW ! + + O aW ,

(1)

kde si a Hi jsou staničení a výška i-tého bodu. Proložení lze provést jednoduše metodou nejmenších čtverců, matice plánu experimentu J a vektor pravých stran l jsou definovány: 8 W X = a W X) Z W = 6 W ,

(2)

kde j je 1, 2, 3, … 11 a i je 1, 2, … n, kde n je počet měřených bodů. Vektor neznámých a: ⎛ O ⎞ ⎜ ⎟ ⎜ O ⎟ (3) O= ⎜ O ⎟ . ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎝ O ⎠ Pro výpočet neznámých koeficientů a0 až a10 se použije vzorec (4)

( )

O = 8B 8

−

8B Z .

(4)

Vektor oprav v přiřazovaných k výškám H se vypočítá ze vzorce (5) d = 8O + Z .

(5)

Z ÁV Ě R Bylo provedeno detailní zaměření povrchu nosné konstrukce s použitím velkého počtu bodů (obr. 3). Výsledkem je „hladká a spojitá“ čára aproximující aktuální tvar nosné konstrukce (obr. 7), jejíž detailní matematická analýza, doplněná například o vizuální kontrolu stavu nosné konstrukce, může odhalit případné poruchy nosné konstrukce vedoucí k nadměrným v čase se zvětšujícím průhybům. Při přijmutí předpokladu lineárního dotvarování (úroveň tlakových napětí má být např. podle ČSN ENV 1992-1-1 menší než 0,45fck) a neměnného napětí musí být totiž zjištěný tvar průhybové čáry „podobný“ tvaru deformace získaného výpočtem s uvážením postupu výstavby, změn statického systému a vývoje deformací vlivem dotvarování betonu. Případné zjištěné rozdíly tak mohou indikovat na konstrukci místa například se zmenšenou tuhostí způsobenou trhli-

Literatura: [1] Vodsloň J.: Časový vývoj trvalých průhybů velkých mostů z předpjatého betonu; Zprávy o výsledcích dlouhodobých sledování vybraných mostů pozemních komunikací za roky 1995 až 2007 [2] Cieslar P., Zaoral P.: Projekt RDS mostu na silnici I/16 přes Labe u Mělníka; SSŽ, s. p., Projektová správa, 09/1990 [3] Vráblík L., Křístek V.: Optimalizace vedení kabelů pro účinné omezení průhybů velkých mostů z předpjatého betonu; Symposium Mosty 2005, Brno [4] Vráblík L., Křístek V., Voplakal M.: Výpočet účinků diferenčního smršťování pomocí náhradního teplotního zatížení; Betonářské dny 2005 [5] Křístek V., Vráblík L.: Optimisation of tendon layout to avoid excessive deflections of long-span prestressed concrete bridges ; Concrete Engineering International UK, Volume 11, Number 1, Spring 2007 [6] Vráblík L., Křístek V.: Zpřesněná metoda statického řešení mostních konstrukcí založená na 3D modelech; Symposium Mosty 2007, Brno [7] Böhm J., Radouch V., Hampacher M.: Teorie chyb a vyrovnávací počet; Geodetický a kartografický podnik Praha, 2. vydání, Praha, 1990. ISBN 80-7011-056-2

nami v konstrukci. Je nutné připomenout, že pokud reálný tvar deformace neodpovídá předpokladům výpočtu, pak ani rozložení vnitřních sil definované výpočtem není správné. Výsledky byly získány v rámci řešení grantového projektu 103/08/P613 a částečně též projektu 103/06/0674 podporovaných Grantovou agenturou ČR. Ing. Lukáš Vráblík, Ph.D. e-mail: [email protected]

Projekt: spřažený betonový most Řešení: RIB PONTI® Software PONTI® na statické výpočty a navrhování mostních konstrukcí má opět nový přírůstek: mosty z železobetonových nebo předpjatých prefabrikátů spřažených s monolitickou mostovkou lze komplexně řešit pomocí funkčního balíku PONTI® betonverbund. Od zadání spřažených průřezů, v čase se měnícího statického systému až po výpočet vnitřních účinků, jejich návrhových kombinací a datově navazujících návrhů a posouzení. Balík PONTI® tak poskytuje kompletní a výkonnou podporu statického řešení všech běžných typů mostů: • spřažené prefabrikované mosty • spřažené ocelobetonové mosty • předpjaté monolitické a segmentové mosty Informujte se o naší zaváděcí nabídce PONTI®betonverbund do 30.06.2008. 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 e-mail: [email protected]

Ing. Martin Štroner, Ph.D. e-mail: [email protected] Ing. Rudolf Urban e-mail: [email protected] všichni tři: ČVUT Fakulta stavební Thákurova 7, 166 29 Praha 6 tel.: 224 354 365


4/2008

87

SPEKTRUM SPECTRUM

OBLOUKOVÝ

MOST REDMOND, OREGON, ARCH BRIDGE REDMOND, OREGON, USA

USA

1

JIŘÍ STRÁSKÝ, RADIM NEČAS, PETR HRADIL Obloukový most byl postaven přes suchý kaňon, který rozděluje město Redmond. Most o celkové délce 237,744 m sestává z pěti polí o délce 22,86 + 3 x 64,008 + 22,86 m. Tři střední pole jsou tvořena spojitými obloukovými žebry podporujícími dvoutrámovou železobetonovou mostovku. V krajních polích, která mají stejné dimenze, je mostovka z předpja-

tého betonu. Oblouková žebra a mostovka nejsou spojeny příčníky. Příspěvek popisuje architektonické a konstrukční řešení, statickou a dynamickou analýzu a technologii výstavby mostu. The arch bridge was built across a Dry Canyon which bisects a City of Redmond. The bridge of the total length of 237.744 m consists of five spans of lengths 22.86 + 3 x 64.008 + 22.86 m. Tree central spans are formed by continuous arch ribs that support Obr. 1 Most Redmond Fig. 1 Bridge Redmond

2

88

Obr. 2 Architektonické řešení: a) pohled a příčný řez středním polem, b) pohled Fig. 2 Architectural solution: a) partial elevation and section at the central span, b) view

a reinforced concrete deck of a double tee cross section. The deck of the side spans that have same dimensions are from prestressed concrete. The arch ribs and the deck are designed without any transverse diaphragms. The paper discusses the architectural and structural solution, static and dynamic analysis and a process of construction. Město Redmond je situováno na náhorní plošině středního Oregonu. Most celkové délky 237,744 m převádí ve výšce 20 m nad terénem městskou komunikaci přes suchý kaňon, který rozděluje město (obr. 1). Pro svoji přírodní krásu je tato oblast využívána pro letní a zimní rekreaci. Projekt byl veden snahou navrhnout úspornou a transparentní konstrukci, která doplní krásnou krajinu. Z řady variant přemostění byla vybrána oblouková konstrukce (obr. 2). Její realizace však byla podmíněna požadavkem postavit most za cenu tradičních trámových konstrukcí. Proto byla navržena co možná nejjednodušší konstrukce, kterou bylo nutno ověřit podrobnou statickou a dynamickou analýzou.


4/2008

SPEKTRUM SPECTRUM

3

4

6

Obr. 3 Konstrukční řešení: a) podélný a příčný řez středním polem, b) podélný řez mostem Fig. 3 Structural solution: a) partial elevation and section at the central span, elevation Obr. 4 Příčný řez mostem Fig. 4 Cross section Obr. 5 Podhled mostu – oblouková žebra a mostovka

Fig. 5

View from below – arch ribs and a deck Obr. 6 Spojení obloukových žeber s trámy mostovky Fig. 6 Connection of the arch ribs with deck’s girders Obr. 7 Podepření oblouku nad vnitřními základy Fig. 7 Arch’s support above intermediate footings

5 7


4/2008

89

SPEKTRUM SPECTRUM

8

9

10

ARCHITEKTONICKÉ

11

A KONSTRUKČNÍ

ŘEŠENÍ

Pro přemostění kaňonu bylo vypracováno několik alternativ trámových a obloukových kostrukcí. Po zvážení všech hledisek bylo prokázáno, že oblouková konstrukce o třech polích představuje optimální řešení z hlediska estetického působení a ceny. Protože při návrhu bylo nutno také počítat s možným rozšířením mostu, byla odmítnuta konstrukce tvořená jediným páteřním obloukem podporující nosník s velmi vyloženými konzolami. Proto byla navržena oblouková konstrukce tvořená dvěma žebry podporujícími dvoutrámovou mostovku. S ohledem na jednoduchost provádění byla rozpracována konstrukce, ve které jak oblouková žebra, tak i trámy mostovky nejsou spojeny příčníky a veškeré spolupůsobení a stabilita konstrukce je garantována mostovkovou deskou. Most má pět polí s rozpětími 22,86 + 90

3 x 64,008 + 22,86 m (obr. 3). Tři střední pole jsou tvořena spojitými obloukovými žebry podporujícími dvoutrámovou mostovku šířky 15,241 m (obr. 4 a 5). Trámy mostovky i oblouková žebra mají obdélníkový průřez stejné šířky. Ve středech obloukových polí oblouková žebra spojitě přechází v trámy mostovky (obr. 6). Mostovka je nad základy oblouků rozdělena dilatačními spárami. V krajních polích je vetknuta do opěr. Podobně jako u většiny mostů stavěných v Severní Americe, je konstrukce mostu navržena bez izolace a bez asfaltové vozovky. Jezdí se přímo po horním povrchu mostovkové desky zdrsněné příčnými rýhami. Zábradlí je tvořeno ocelovými sloupky s vodorovnou výplní tvořenou uzavřenými profily. Nad vnitřními základy oblouků a na koncích mostů jsou chodníky rozšířeny a tak vytváří vyhlídkové plošiny. Mostovka je v každém obloukovém

poli podepřena čtyřmi dvojicemi stojek. Ve středních obloukových polích je mostovka železobetonová, v krajních polích je z předpjatého betonu. Spojité oblouky jsou s vnitřními základy spojeny vrubovými klouby, do krajních základů jsou vetknuty. Základovou půdu tvoří únosný skalní podklad. Oblouky jsou podepřeny nízkými patkami. Opticky tak oblouky přímo vychází z terénu (obr. 7). Nad základy je mostovka podepřena dvojicemi štíhlých stojek vetknutých jak do obloukových žeber, tak i do mostovky. Vnitřní stojky, které jsou také rámově spojeny s oblouky a mostovkou, mají průřez, který tvarově odpovídá průřezu dvojice podporových stojek. Jsou odlehčeny rýhou, která tvarově navazuje na mezeru mezi dvojicemi krajních stojek (obr. 8). Oblouková žebra mají proměnnou výšku, která se zmenšuje od patek ke středu mostu. Jak bylo uvedeno,


4/2008

SPEKTRUM SPECTRUM

oblouková žebra a trámy mostovky mají stejnou šířku, stojky podpěr jsou užší. Přímé navázání obloukových žeber na trám vytváří čistý konstrukční systém zdůrazňující základní statickou funkci mostu – oblouk, trám. Vynechání příčných žeber nejen opticky odlehčuje most, ale současně zvyšuje odolnost konstrukce na účinky zemětřesení. Oblouková konstrukce tak vytváří poddajný systém, který navazuje na železobetonové rámové konstrukce navrhované v seismických oblastech. Rámové spojení stojek s obloukovými žebry a mostovkou vytváří mnohonásobně staticky neurčitou konstrukci, u které v případě silného zemětřesení vzniknou v místě vetknutí stojek do trámů a oblouků plastické klouby. Takto se zvýší poddajnost konstrukce a následně se redukují účinky zemětřesení. I když účinky zemětřesení nepředstavovaly rozhodující kritérium pro návrh mostu, způsob vyztužení a řešení detailů bylo provedeno podle zásad vyztužo-

vání konstrukcí stavěných v seismických oblastech Kalifornie a Oregonu. Snahou bylo vytvořit duktilní systém vyznačující se velkou plastickou přetvárností. Betonářská výztuž, která nebyla spojkována přesahem ale mechanickými spojkami (obr. 9 a 10), je řádně ovinuta spirálou (obr. 11). V místě vetknutí stojky do obloukového žebra nebo mostovky je spirála nahrazena svařovanými prstenci. Ovinutí podélné výztuže pokračuje jak do oblouku, tak i do trámů. S T AT I C K Á A D Y N A M I C K Á A N A LÝ Z A Konstrukce mostu byla analyzována programovým systémem ANSYS metodou konečných prvků jako prostorová konstrukce sestavená z prvků SOLID45 (obr. 12). Tyto prvky jsou definovány osmi uzly, každý s třemi stupni volnosti. Analýzou byla získána napjatost ve všech prvcích jak v podélném, tak i příčném směru mostu. Stejný model byl využit i pro dynamickou analýzu konstrukce a pro posouzení účinků zemětřesení.

12

Poněvadž oblouková žebra nejsou vzájemně spojena a integrita konstrukce je garantována jen mostovkovou deskou, byla provedena také stabilitní analýza konstrukce. Analýza byla provedena pro možnou imperfekci se sinusovým průběhem s maximální hodnotou 20 mm ve čtvrtině (a) a v polovině rozpětí mostu (b) pro normové zatížení situované na jedné polovině (a) a ve středu mostu (b). Při analýze bylo zatížení postupně zvyšováno, dokud nebylo možno nalézt rovnováhu na deformované konstrukci. Analýza prokázala vysoký stupeň bezpečnosti konstrukce. Rovnováha nebyla nalezena až pro 111 (a) a 121 (b) násobek zatížení. Obrázky 13a a 13b ukazují deformace konstrukce těsně před ztrátou stability. První vlastní frekvence f(H) = 0,679 Hz odpovídá příčnému ohybu, první ohybová frekvence f(v), jejíž tvar koresponduje tvaru vybočení podle obr. 13a, má hodnotu 1,73 Hz, první kroutivá frekvence f(K) má hodnotu 4,54 Hz.

13a

Obr. 8 Vnitřní podpěry Fig. 8 Intermediate support Obr. 9 Výztuž spojení oblouků Fig. 9 Reinforcement of the connection of the arch ribs Obr. 10 Výztuž obloukových žeber Fig. 10 Reinforcement of the arch ribs Obr. 11 Výztuž stojek Fig. 11 Reinforcement of the piers Obr. 12 Výpočtový model Fig. 12 Calculation model Obr. 13 Deformace konstrukce před ztrátou stability: a) zatížení na polovině pole, b) zatížení ve středu pole Fig. 13 Deformation of the structure before buckling: a) load on one half of the span, b) load in the middle of the span


13b 4/2008

91

SPEKTRUM SPECTRUM

Posouzení konstrukce na účinky zemětřesení bylo provedeno podle ASSHTO pro normové „Spektrum odezvy“ pro 0,1 g a pro hloubku alluvia od 0 do 3 m. Analýza byla provedena pro oba vodorovné směry (X, Z) a pro svislý směr (Y). Konstrukce mostu byla posouzena pro tři kombinace účinků, daných součtem 100% účinků v jednom směru, ke kterému byly přičteny 30% účinky z dalších dvou směrů. Protože konstrukce je vytvářena postupně, byla také provedena podrobná časově závislá analýza postupu výstavby. Konstrukce byla modelována rovinným rámem modelujícím oblouk, stojky a postupně vytvářenou mostovku, která byla nahrazena rovnoběžnými pruty modelujícími trámy, mostovkovou desku a chodníkové konzoly.

P O S T U P S TAV BY Postup stavby byl navržen tak, aby bylo možno navrhnout úspornou skruž a aby se již vybetonovaná část konstrukce podílela na přenosu zatížení od následně betonované části. Po vybetonování základů byla postavena skruž tvořená ocelovými stojkami podpírajícími ocelové nosníky nesoucí příčné trámy. Ocelové stojky byly podepřeny pískovými hrnci umožňující jednoduché a ekonomické odskružení. Stojky byly zavětrovány lany. Dále byla osazena betonářská výztuž obloukových žeber (obr. 9 a 10). Oblouky byly vybetonovány spolu s částí trámů situovaných ve středu polí. Zde byly vynechány střední spáry pro vložení lisů umožňujících rektifikaci sil v oblouku (obr. 14a). Následně byla osazena betonářská

výztuž stojek (obr. 11) a stojky byly do překládaného bednění postupně vybetonovány (obr. 14b a 16). Potom byly do lehké skruže tvořené podélnými ocelovými nosníky podepřenými již dokončenými stojkami a obloukem vybetonovány trámy (obr. 14c a 17). Následovalo rozepření oblouku hydraulickými lisy vloženými do středních spar. Síla z lisů byla přenášena do obloukových žeber prostřednictvím teleskopických ocelových rámů se šrouby, které přenášely sílu po rozepření. Po aktivaci základové spáry byla betonářská výztuž mechanicky spojena a střední spáry byly vybetonovány (obr. 14d). Dále byla oblouková žebra montážně zavětrována a skruž oblouků a trámů byla demontována. Mostovka byla betonována do skruže zavěšené na již vybetonovanou část konstrukce (obr. 14e a 18). Nejdříve

Obr. 14 Postup stavby typického pole: a) oblouková žebra, b) stojky, c) trámy mostovky, d) rozepření lisy, e) mostovková deska a chodníky Fig. 14 Construction sequences of the typical span: a) arch ribs, b) piers, c) deck’s girders, d) jacking, c) deck slab and sidewalks Obr. 15 Postup stavby mostovky: a) mostovková deska, b) chodníky Fig. 15 Construction sequences of the deck: a) deck slab, b) sidewalks Obr. 16 Stavba obloukových žeber a stojek Fig. 16 Construction of the arch ribs and piers Obr. 17 Stavba trámů mostovky Fig. 17 Construction of the deck’s girders Obr. 18 Skruž mostovky zavěšená na trámech, montážní zavětrování oblouků Fig. 18 Construction of the deck slab

14

92


4/2008

SPEKTRUM SPECTRUM

byla vybetonována deska mostovky (obr. 15a), potom vnější chodníkové konzoly (obr. 15b). Stavba mostu byla zahájena v březnu 2005. V tomto roce bylo provedeno založení a byly vybetonovány oblouky, v roce 2006 byly vybetonovány stojky a mostovka. Most byl předán do provozu v březnu 2007.

16

Z ÁV Ě R Cena mostu byla $ 5 810 740, která při kurzu 1 $ ≅ 16 Kč odpovídá 92,972 mil. Kč; cena na čtverečný metr je 25 658 Kč. Most byl kladně přijat veřejností i techniky. V roce 2007 získal projekt mostu „Award of Excellence“ od American Concrete Institute, letošního roku „Award of Excellence“ od PCA (Portland Cement Association) a Design Award od CRSI (Concrete Reinforcing Steel Institute). Na základě úspěchu popsaného mostu získal stejný projekční tým zakázku na projekt dalšího velkého obloukového mostu přes řeku Willamette v Eugene, Oregon. Investor

City of Redmond, OR OBEC Consulting Engineers, Eugene, OR

Projekt Koncepce, statická a dynamická analýza Prostorová analýza Časově závislá analýza Realizace

Jiří Stráský, Consulting Engineer, CA Ing. Petr Hradil, Ph.D. Ing. Radim Nečas, Ph.D Cascade Bridge LLC.

Prof. Ing. Jiří Stráský, DSc., P.E. Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Bohunická 50, 619 00 Brno tel.: 547 101 811, fax: 547 101 881 e-mail: [email protected], www.shp.eu ÚBZK FAST VUT v Brně Veveří 95, 662 37 Brno tel.: 541 147 845, fax: 549 250 218 e-mail: [email protected], www. fce.vutbr.cz

17

Ing. Radim Nečas tel.: 541 147 855, fax: 549 250 218 e-mail: [email protected] Ing. Petr Hradil, Ph.D. tel.: 541 147 366, fax: 541 240 994 e-mail: [email protected] oba: ÚBZK FAST VUT v Brně Veveří 95, 662 37 Brno www. fce.vutbr.cz

18


4/2008

93

AKTUALITY TOPICAL

SUBJECTS

RECENZE

by coutersy of Birkhäuser

O LY M P I C A R C H I T E C T U R E , B E I J I N G 20 0 8

Na druhou polovinu července připravilo vydavatelství Birkhäuser ve spolupráci s China Architecture and Building Press (CABP) rozsáhlou publikaci o všech stavbách a objektech vybudovaných v Pekingu pro Letní olympijské hry 2008. Publikaci zpracoval Pekingský institut architektonického designu a je jediným oficiálním dokumentem tohoto druhu autorizovaným Čínskou vládou. S více než 500 zatím nepublikovanými plány a fotografiemi umožňuje tato pozoruhodná kniha nejen nahlédnout do sportovních komlexů, ale seznamuje čtenáře s těmito náročnými stavbami též prostřednictvím podrobných popisů jednotlivých projektů, použitých technologií a množstvím detailů. Architekt Guoxin Ma, člen Čínské inženýrské akademie, navíc objasňuje základní koncept a programové standardy celého gigantického projektu: čteme o vyjádření původní čínské kultury v symbolice jednotlivých nových staveb a projektů a jejich prolnutí se symbolikou olympijskou. Čtenáři si mohou udělat předsta-

vu o výzvách a naopak technologických a časových limitech, se kterými se architekti museli vypořádat, s širokým okruhem neobvyklých a často nečekaných souvislostí, na než museli reagovat svými projekty „architektury budoucnosti“. Kniha není pouze standardní referenční dokumentární prací pro architekty a specialisty, kromě seznámení s množstvím detailů a unikátních technických dat dává celkový přehled podložený kvalitním obrazovým materiálem dokládajícím neobyčejnou zručnost, zdatnost a dovednosti zúčastněných architektů, kteří byli přijati na tento „architektonický Olymp“.

94




316 stran, cca 400 barevných fotografií a 100 plánů a nákresů 22 x 30,5 cm, knižní vazba EUR 42,69 / GBP 29,9 ISBN 978-3-7643-8834-8, anglicky, © Birkhäuser, www.birkhauser.ch Vydáno 21. července 2008

4/2008

REŠERŠE ODOLNOST

ZAHR. ČASOPISŮ

POVRCHŮ TRHLINY V BETONU

VŮČI SMYKOVÉMU NAMÁHÁNÍ

Na cyklicky zatěžovaném betonovém prvku s trhlinou bylo experimentálně vyšetřováno smykové poškozování povrchů trhliny (chování trhliny v železobetonové desce mostovky) a vliv doby působení zatížení na rozsah poškození povrchů trhliny. Při přehledně uspořádané zkoušce byl sledován vliv amplitudy zatížení, způsobu zatěžování a přítomnosti vody mezi povrchy trhliny. Dle výsledků zkoušek je pro smykové porušení charakteristický postupný nárůst vzájemného posunu povrchů trhliny proti sobě a vzdálenosti mezi nimi. Nejvýznamnější část celkového posunu proběhne během několika prvních cyklů. Bylo potvrzeno, že smykové porušování je citlivé na amplitudu opakovaného zatížení a způsob zatěžování. Poškození z opakovaného zatěžování bylo výraznější než při jednorázovém zatížení i vyššími hodnotami než mezními. Z hlediska praxe je velmi nebezpečné zjištění, že narušování povrchů trhliny probíhá významně rychleji, je-li v trhlině přítomná tekoucí voda.

JISTOTA pro Vás je to, čím se liší odborníci našich divizí od ostatních. Jistota odpovědnosti, odborné erudice, maximálního nasazení a přímočarého směřování k cíli, vysoké kvality i citlivého přístupu k okolí a lidem.

Gebreyouhannes E., Kishi T., Maekava K.: Shear fatigue response of cracked concrete interface, Journal of Advanced Technology, Vol. 6, No. 2 pp. 365–376, June 2008 Zavěšený most přes řeku Ohři v Karlových Varech

Most pod Špičákem na D8

CHOVÁNÍ

SLOUPŮ Z RPC BETONU

BEZ SMYKOVÉ V ÝZ TUŽE

Šest sloupů z RPC (Reactive powder concrete) betonu s ocelovými vlákny čtvercového průřezu (o straně 150 mm) bylo podrobeno zkouškám na centrický a excentrický tlak (s proměnnou počáteční excentricitou). RPC směs obsahovala 2 % obj. ocelových vláken průměru 0,2 mm, délky 13 mm, pevnost betonu byla 140 až 150 MPa. Sloupy obsahovaly 4 až 7 % podélné výztuže a ve zkoušené oblasti nebyly vyztuženy třmínky. Výsledná data zahrnovala hodnoty osového zatížení, osové a příčné deformace a způsob porušení každého zkoušeného prvku. Porušení všech sloupů proběhlo plně pod kontrolou bez pozorovaného náhlého odprýskávání betonu nebo vybočení podélné výztuže při dosažení mezního zatížení. Zkoušky betonových sloupů byly simulovány výpočetním programem DIANA (na bázi MKP) a výsledky numerické analýzy byly srovnatelné s experimentálními daty.

Rekonstrukce mostu přes řeku Ohři v Libochovicích

www.smp.cz

Malik A. R., Foster S. J.: Behaviour or reactive powder concrete columns without steel ties, Journal of Advanced Technology, Vol. 6, No. 2 pp. 377–386, June 2008 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2008

95

SEMINÁŘE, SEMINÁŘE,

KONFERENCE A SYMPOZIA

KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR

B ETON’08 konference Termín a místo konání: 23. a 24 září 2008, Praha, Masarykova kolej Kontakt: e-mail: [email protected] (odborný program), [email protected] (sekretariát konference), http://concrete.fsv.cvut.cz/beton08 B ETONOVÉ VOZOVKY 2008 3. mezinárodní konference • Teoretická navrhování liniových staveb • Diagnostika, opravy • Životní prostředí • Standardizace Termín a místo konání: 29. a 30 října 2008, Kroměříž Kontakt: SVC ČR, Ing. Milena Paříková, e-mail: [email protected] B ETONÁŘSKÉ DNY 2008 15. mezinárodní konference • Beton v životním prostředí člověka (pohledový beton, beton v architektuře, beton a udržitelný rozvoj) • Výzkum, technologie výstavby a materiálu • Koncepce, modelování a navrhování betonových konstrukcí • Významné realizace (budovy, mosty, tunely a další zajímavé stavby z betonu v ČR i zahraničí) Termín a místo konání: 27. a 28 listopadu 2008, Hradec Králové Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu MOST Y 2009 14. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 23. a 24. dubna 2009, Brno Kontakt: e-mail: [email protected], www.sekurkon.cz SANACE 2009 19. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 13. až 15. května 2009, Brno, Rotunda pavilonu A, Brněnské výstaviště Kontakt: e-mail: [email protected], www.sanace-ssbk.cz, tel.: 541 421 188, mobil: 602 737 657, fax: 541 421 180 N ICOM3 – NANOTECH NOLOGY I N CONSTR UCTION 3. mezinárodní sympozium nanotechnologie ve stavebnictví • understanding and modification of material nano-structure (cement, bituminous polymers, steel, composites) • modeling and simulation of nanostructures • instrumentation, techniques and metrology at nano-scale • intelligent nano-materials • R&D frameworks Termín a místo konání: 31. května až 2. června 2009, Praha Kontakt: e-mail: [email protected], www.conference.cz/nicom3/

ZAHRANIČNÍ

KONFERENCE A SYMPOZIA

CIVI L ENGI N EER I NG 7. fib mezinárodní PhD. sympozium Termín a místo konání: 10. až 13. září 2008, Stuttgart, Německo Kontakt: e-mail: sekretariat@ iwb.fib08.uni-stuttgart.de, www.iwb.fib08.uni-stuttgart.de 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

96

CREEP, SHRINKAGE AND DURABILITY OF CONCRETE 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, Japonsko Kontakt: http://concrete-lab.civil.nagoya-u.ac.jp/concreep8/ CONCR ETE ENGI N EER I NG I N U R BAN DEVELOP M ENT 4. středoevropský betonářský kongres Termín a místo konání: 2. až 3. října 2008, Opatia, Chorvatsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.grad.hr/4ccc 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 Center Hotel, Tokio, Japonsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.jci-web.jp/8HSC-HPC/, více www.betontks.cz B ETONÁRSKÉ DN I 2008 Termín a místo konání: 6. a 7. listopadu 2008, Bratislava, Slovensko Kontakt: /www.svf.stuba.sk/generate_page.php?page_id=3102 F UTU R E TECH NOLOGY FOR CONCR ETE SEGM ENTAL B R I DGES 1. ASBI mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 17. až 19. listopadu 2008, San Francisco, USA Kontakt: www.asbi-assoc.org CON F ER ENCE ON COM POSITES: CHAR ACTER IZ ATION, FAB R ICATION, AN D AP P LICATION (CCFA-1) 1. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 15. až 18. prosince 2008, Kish, Irán Kontakt: e-mail: [email protected] ITA-AITES WOR LD TU N N EL CONGR ESS Kongres a veletrh Termín a místo konání: 23. až 28. května 2009, Budapešť, Maďarsko Kontakt: e-mail: [email protected], www.bcwtc.hu CONCR ETE – 21ST CENTU RY SU P ER H ERO fib sympozium Termín a místo konání: 22. až 24. června 2009, Londýn, Velká Británie Kontakt: fib group UK, c/o The Concrete Society, e-mail: [email protected], www.fiblondon09.com CONCR ETE SOLUTIONS 3. mezinárodní konference Termín a místo konání: 29. června až 2. července 2009, Padova/ Benátky, Itálie Kontakt: e-mail: [email protected], www.concrete-solutions.info IABSE SYM POZI U M Termín a místo konání: 13. až 18. září 2009, Bangkok, Thajsko Kontakt: www.iabse.org/conferences/bangkok2009/index.php B ETONTAG 2010 Rakouské betonářské dny Termín a místo konání: 22. a 23. dubna 2010, Vídeň, Rakousko Kontakt: www.ovbb.at TH E PCI AN N UAL CONVENTION AN D I NTER NATIONAL B R I DGE CON F ER ENCE 3. mezinárodní fib kongres a sympozium Termín a místo konání: 29. května až 2. června 2010 Kontakt: www.fib2010washington.com


4/2008

KONEČNÁ POZVÁNKA

08 UKCE 20 R T S N O ÉK SMÍŠEN A É N Ě rence ZD 5. konfe

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

5. konference

ZDĚNÉ A SMÍŠENÉ KONSTRUKCE 2008

1993  2008 15 let

30. září 2008 Brno, Výstaviště, Pavilon A3, Sál Morava

ZAMĚŘENÍ KONFERENCE Konference Zděné a smíšené konstrukce, která se koná ve dvouletých periodách letos již popáté, je největší konferenční akcí věnovanou tomuto perspektivnímu a zajímavému druhu konstrukcí a staveb v České republice. Podobně jako v minulých ročnících i letos soustředí to nejdůležitější, co se v oblasti kusových staviv, zděných a smíšených/hybridních konstrukcí za poslední 2 roky objevilo. Program jednodenní konference byl vědeckým výborem sestaven jako kombinace vyzvaných přednášek a přednášek vybraných na základě došlých anotací přihlášených odborných příspěvků. Dostatečný prostor bude v programu věnován otázkám účastníků k přednáškám a diskuzím. Česká betonářská společnost ČSSI i organizátor konference

ČBS Servis, s. r. o., věří, že se účastníci 5. konference o zdivu a jeho kombinaci s jinými stavebními materiály budou cítit v Brně opět dobře a že se po skončení konference rozjedou s množstvím cenných informací a podnětů pro vlastní projektovou, stavební i výzkumnou činnost. Součástí konference bude i doprovodná výstava výrobků a technologií firem působících v daném oboru.

TEMATICKÉ SEKCE A B

Materiály, výrobky a realizace Navrhování, rekonstrukce a zesilování

TERMÍN A MÍSTO KONÁNÍ KONFERENCE Úterý 30. září 2008, Sál Morava Pavilonu A3 Výstaviště v Brně.

VĚDECKÝ VÝBOR Doc. Ing. Jaromír KLOUDA, CSc., předseda Doc. Ing. Karel LORENZ, CSc., místopředseda Prof. Ing. Petr HÁJEK, CSc. Ing. Michala HUBERTOVÁ, Ph.D. Ing. Vlastimil ŠRŮMA, CSc., MBA Prof. RNDr. Ing. Petr ŠTĚPÁNEK, CSc. POŘADATEL Česká betonářská společnost ČSSI (ČBS) ORGANIZÁTOR ČBS Servis, s. r. o., Samcova 1, 110 00 Praha 1 T: 222 316 195, 222 316 173, F: 222 311 261, [email protected], www.cbsbeton.eu

15. BETONÁŘSKÉ DNY VÝZVA K ZASLÁNÍ ANOTACE ODBORNÉHO PŘÍSPĚVKU PŘEDBĚŽNÁ POZVÁNKA

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

15 LET Č

E

É SPOL ONÁŘSK SKÉ BET

EČNOST

I

Konference s mezinárodní účastí

15. BETONÁŘSKÉ DNY 2008 spojené s výstavou BETON 2008

Jubilejní 15. Betonářské dny (BD 2008) nabídnou v roce 2008 dvě výjimečná programová obohacení: bude na nich připomenuto 15 let trvání a činnosti České betonářské společnosti ČSSI a dále je v jejich průběhu plánováno vyhlášení vítězů ECSN soutěže o vynikající evropskou betonovou konstrukci. Tato významná událost přivede letos do Hradce Králové autory vyznamenaných staveb a některé tyto stavby budou v programu BD 2008 také prezentovány. Samotné 15. Betonářské dny nabídnou opět vysokou úroveň odborného programu přednášek, sekce posterů i oblíbeného Betonářského kina. V programu bude opět několik přednášek význačných zahraničních odborníků, které budou věnovány zahraničním stavbám z betonu a aktuálním trendům současného betonového stavebnictví. Před závěrem roku nabídnou BD 2008 i bohatý společenský program, tradiční dva společenské večery, tematickou odbornou výstavu, dostatek prostoru a příjemné zázemí. Česká betonářská společnost ČSSI jako pořadatel a ČBS Servis, s. r. o., jako organizátor konference se budou snažit, aby se očekávaných 750 účastníků 15. Betonářských dnů cítilo v Hradci Králové opět dobře. TEMATICKÉ OKRUHY A Beton v životním prostředí člověka (pohledový beton, beton v architektuře, beton a udržitelný vývoj) B Výzkum, technologie výstavby a materiálu C Koncepce, modelování a navrhování betonových konstrukcí D Významné realizace (budovy, mosty, tunely a další zajímavé stavby z betonu v ČR i zahraničí) VĚDECKÝ VÝBOR Ing. Milan KALNÝ, předseda Doc. Ing. Jiří DOHNÁLEK, CSc., Doc. Ing. Rudolf HELA, CSc., Ing. Michal MIKŠOVSKÝ, Prof. RNDr. Ing. Petr ŠTĚPÁNEK, CSc., Ing. Vlastimil ŠRŮMA, CSc., MBA, Ing. Jaroslav VÁCHA, Prof. Ing. Jan L. VÍTEK, CSc. VÝSTAVA BETON 2008 Výstava výrobků, technologií a firem zabývajících se betonem a betonovými konstrukcemi proběhne souběžně s konáním konference v prostorných foyerech jednacích sálů Kongresového centra Aldis.

27. a 28. listopadu 2008 Hradec Králové, Kongresové centrum ALDIS

KONTAKTNÍ SPOJENÍ A DALŠÍ INFORMACE ČBS Servis, s. r. o. Sekretariát BD 2007 Samcova 1, 110 00 Praha 1 ☎ +420 222 316 173, +420 222 316 195 +420 222 311 261 [email protected] URL www.cbsbeton.eu

¿ÜÔãâåµ¸ÇÂÁÝÔÞéìéWØáb¡¡¡ S VA Z

VÝROBCŮ CEMENTU

S VA Z

V ÝROBC Ů B ETON U

ČESKÁ

ĆákíÞWâÕÝØàâéWÛàâçáâæçãÜíÔÖÛâéWákãØéáâæçÜ ĆçØãØßáWÔíéèÞâéWÜíâßÔÖØ ĆéìæâÞWWåèéí×âåáâæç ĆéìæâÞWãâWåákâ×âßáâæç Ć×âÕåbæâåÕ`ákÔ×ÜÙíákéßÔæçáâæçÜ ĆíßØãèÝØàÜÞåâÞßÜàÔéÜáçØåÜbåØÖÛæçÔéØÕ

ČR

ČR

B ETONÁŘSK Á SP OLEČ NOST

ÊË¼ÁÅVÍVÂÆÅ£ ÇÆÃÆÍÀ&Å2¿ÄÆËÅÆÊË

ČSSI

ÃàØêÍàåëoæí£ãÜßâêëØíÜÙåoäØëÜéà[ã£â¥ê¥ S D R U Ž E N Í P R O S A N AC E B E T O¨ª¬©©ËÞãémäë NOV ÝC H KONSTR U KC Í éÚá£¯ ©§¥¨ª§¨§©©©© ÛÖí¯ ©§¥¨ª§¨§©©®® Ú¢âÖÞá¯ÞãÛäµáÞÖåäç£Øï

ììì£áÞÖåäç£Øï

XXX[BQBD[

XXXDFNFYDPN

XXXMBGBSHFD[

XXXTUBDIFNBD[

M O S T Y

Recommend Documents