M O S T Y

4/2009

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

10/

LÁVKY

KOMBINUJÍCÍ PŘEDPJATÝ PÁS S OBLOUKY

MOSTY

48/

NA MIMOÚROVŇOVÉM PROPOJENÍ SILNICE II/468 A PRŮMYSLOVÉ ZÓNY V TŘINCI-BALINÁCH

TĚŽKÉ

PODSKRUŽENÍ PRO VELKÉ ZATÍŽENÍ

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

3/

SILNIČNÍ OKRUH KOLEM PRAHY

V

SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Sirotkova 54a, 616 00 Brno tel.: 541 421 188, fax: 541 421 180 mobil: 602 737 657 e-mail: [email protected] www.sanace-ssbk.cz, www.ssbk.cz

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI Samcova 1, 110 00 Praha 1 tel.: 222 316 173 fax: 222 311 261 e-mail: [email protected] www.cbsbeton.eu

20/ V

IADUKT 5215 STAVBY DÁLNICE

D4705

FRITZ LEONHARDT (1909 – 1999)

METRO DILLÍ

/92

/34

/28

OBSAH Ročník: devátý Číslo: 4/2009 (vyšlo dne 14. 8. 2009) Vychází dvouměsíčně

ÚVODNÍK /2

Milan Kalný

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

TÉMA S I LN IČ N Í OK R U H KOLE M P R AHY , STAVBA 514 Patrik Kotas, Petr Šafránek, František Hanuš, Milan Šístek

S TAV E B N Í

/3

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

KONSTRUKCE

L ÁVKY KOM B I N U J ÍC Í PŘ E DPJ AT Ý PÁS S OB LOU KY Jiří Stráský, Radim Nečas, Libor Hrdina, Petr Štefany /10 M OST PŘ ES M A LŠ I V R OU DN É M Radek Falář, Milan Kodet, Lukáš Vráblík

/17

V IADU KT 5215 STAVBY DÁLN IC E D4705 Pavel Svoboda, Ilja Hustý, Martin Formánek, /20 Antonín Brnušák, Ivan Batal R E KONSTR U KC E MOSTU PŘ ES Ř E K U S VATAV U NA SI LN IC I 21042 V OBC I O LOVÍ Jan Procházka, Luděk Oberhofner, Radek Toman

M OST M EZI STALETÍ M I Jana Margoldová

P OR U C HY O PR AV Y

Ľudmila Bartošová, Miroslav Fogel

/64

P RO F I LY V /24

M OST Y NA M I MOÚ ROVŇOVÉ M PROP O J E N Í SI LN IC E II/468 A PR Ů MYSLOVÉ ZÓNY V T Ř I NC I -B ALI NÁC H Marek Foglar, Pavel Fischer /28 F R ITZ L EON HAR DT (1909 – 1999) Karel Dahinter

C E M E NTOB ETÓNOVÉ VOZOVKY NA P OH YBOV ÝC H PLOC HÁC H LETÍSK – NAMÁHAN I E ,

OB DOB Í KR IZE C HYSTÁ EXPANZI DO

E V R O PY / 6 9

EKOLOGIE P ROTI H LU KOVÉ

ZN EČ IŠTĚ N Í OVZDUŠÍ

Michala Hubertová, Ondřej Matějka

/70

/34 /42

K

A VÝZKUM

OTÁZC E STANOVE N Í ZTR ÁT PŘ E DPĚTÍ V PRVC ÍC H

A KO NSTR U KC ÍC H Z PŘ E DPJ ATÉ H O B ETO N U

M AT E R I Á L Y V LIV

Lukáš Vráblík, Jan Loško, Vladimír Křístek / 7 4

A TECHNOLOGIE

D YNAM IC K Á ODEZVA B ETO NOV ÝC H L ÁVE K Jiří Stráský, Radim Nečas, Jan Koláček

PŘ I DÁ N Í ANORGAN IC KÝC H PIG M E NTŮ

NA TRVA N LIVOST B ETON U

Francisco C. de Arruda Coelho T ĚŽKÉ P O DSKR UŽE N Í Jan Sedláček M I MOSTAVE N ISKOVÁ

NORMY • /48

C E RT I F I K AC E

/50

/56

/88

SPEKTRUM M ETRO V D I LLÍ Pavel Hustoles

/92

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, 604 237 681, 602 839 429 e-mail: [email protected] [email protected] Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovné a balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH 21 EUR (+ poštovné a balné 7,20 EUR), cena bez DPH, studentské 270,- Kč (včetně poštovného, bez DPH)

S E M I NÁ Ř E ,

KON FE R E NC E A SYM P OZIA

/96

MATE R IÁLŮ

FIREMNÍ

P R E Z E N TAC E

BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157 ISSN 1213-3116 Podávání novinových zásilek povoleno Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne 23. 11. 2000 Za původnost příspěvků odpovídají autoři. Označené příspěvky byly lektorovány. Foto na titulní straně: Most Arsta ve švédském Stockholmu, architekt Norman Foster, detail z fotografie z archívu společnosti Lanxess, více str. 42

AKTUALITY

/59

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

K Ú DA J NÝM PROB L É M Ů M S MODU LE M

Z3 ČSN EN 206-1 Pavel Rieger, Alain Štěrba

SAN ACE I N J E KTÁ Ž TR H LI N A DUTI N V B ETON U Č ÁST 2: V ÝB Ě R A P OUŽITÍ I N J E KTÁ ŽN ÍC H Holger Graeve

•

DLE ZM Ě NY

B ETÓN U A VPLY V TE PLOT Y PROSTR E DIA

D ODATEČ N É PŘ E DPÍ NÁN Í MOSTŮ SO 204 A SO 209.2 NA SOKP 514 Pavel Vaněk

Z NOVU

J AKOST

PR UŽNOSTI B ETON U , MOŽNOST J E HO SPEC I FI K AC E

DOPR AVA Č E RST VÉ H O

Peter Briatka, Lukáš Štefánik, Peter Makýš

/80

/44

PRO VE LKÉ Z ATÍŽE N Í

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

STĚ NY Z LE H K É HO M EZE ROVITÉ HO

B ETON U A J E J IC H SC HOPNOST SN IŽOVAT

VĚDA

Redakční rada: Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, Prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (předseda), Prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místopředseda), Ing. Jan Hrozek, Ing. Jan Hutečka, Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, 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.

4/2009

/96

BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

1

ÚVODNÍK EDITORIAL

O

POTŘEBĚ ZMĚNY

Milé čtenářky, vážení čtenáři, musím říci, že i když mnoho nových teorií, objevů a vynálezů znamenalo skutečnou revoluci, nemám z principu změny skokem příliš rád. Vždycky se ptám, zda technický či technologický pokrok je i pozitivním posunem v kvalitě života, zda přináší lepší prostředí, rozumnější chování lidí, zda usnadňuje vzájemnou komunikaci a zda je možné vrátit věci do původního stavu, pokud se novinka neosvědčí. Zda vytvořená hodnota je skutečně nová a přínosná. Změna teorie navrhovaní konstrukcí nemusí přirozeně znamenat i hodnotnější konstrukce, jejich lepší používání, ani kvalitnější život v takto navrhnutých stavbách. Pro navrhování mostů a předpjatých betonových konstrukcí bude příští rok znamenat skutečnou revoluci. Koncem března 2010 bude ukončena platnost stávajících českých norem pro navrhování konstrukcí a nadále bude výhradně používán pouze systém evropských norem tzv. Eurokódů. Tyto normy vytvářela a ladila velká mezinárodní skupina specializovaných odborníků po značně dlouhou dobu. V porovnání s některými národními předpisy se zřetelně projevují výhody i nedostatky takto sestavených kompromisních dokumentů. Pravidla pro navrhování betonových konstrukcí obsahuje EN 1992-x (EC2), který byl sestaven na základě vzorové normy CEB/FIP Model Code 1990. Tento dokument je syntézou vědeckého a technického vývoje v oboru navrhování betonových konstrukcí v osmdesátých létech, což znamená, že v některých oblastech již nepostačuje současné praxi. Proto má být v roce 2010 vydána rozsáhlá revize Model Codu. Při složitosti mezinárodního projednávání evropských norem není vůbec jasné, kdy budou nové poznatky začleněny do budoucích revizí Eurokódů. Na jedné straně usnadňuje celoevropská norma přenos poznatků, rozvoj podnikání bez omezení hranicemi a odlišnými předpisy a posiluje roli evropského stavebnictví v celosvětovém měřítku. Na straně druhé je třeba říci, že způsob jejího projednávání je velmi komplikovaný, zdlouhavý a nepřehledný, a to se zřetelně projevuje i ve složitosti a náročnosti při použití této normy v praxi. Ve složitém systému mnoha parciálních součinitelů, odkazů a výsledných rovnic se často ztrácí základní smysl projektování: jak navrhnout a optimalizovat konstrukci s jasně vytvořenou celkovou koncepcí, která je současně bezpečná, spolehlivá, hospodárná, elegantní a má proveditelné detaily, technologie i snadnou údržbu. Zejména navrhování předpjatých konstrukcí s postupnou metodou výstavby a z různých materiálů spolupůsobících v průřezu i v konstrukci vyžaduje mít plně pod kontrolou všechny podstatné vlivy na průběh vnitřních sil v konstrukci a jejich změny. Tuto kontrolu lze velmi obtížně zajistit, pokud se používají nepřehledné postupy s mnoha provázanými parametry a ani použití výpočetní techniky nepřinese potřebnou jistotu. To vše byl hlavní důvod, proč se česká mostařská obec dlouhá léta tvrdě bránila zavedení mezních stavů do navrhování předpjatých mostů. V současné době však již nelze nadále používat stávající normy podle teorie dovolených namáhání, které jsou v řadě 2

postupů překonané a obsahují i některé zásadní chyby, které nedokázali tvůrci norem dodnes odstranit. Musíme přiznat, že v současnosti žádný malý stát nemá na tvorbu vlastních norem dostatečné finanční ani lidské zdroje a v propojeném evropském hospodářském prostoru by tato činnost neměla ani smysl. Přesto však nelze na normotvorný proces rezignovat. Pokud chceme tento proces ovlivňovat, musí se naši odborníci z praxe více zapojit do přípravy a připomínkování mezinárodních doporučení, technických norem, návrhových pomůcek, programů a výukových textů. Příkladem, že ze stejného koncepčního podkladu lze vytvořit zcela rozdílné dokumenty, jsou švýcarská norma SIA 262:2003 Concrete Structures a norská norma NS 3473E:2003 Design of Concrete Structures. Obě normy vycházejí ze stejných principů a podkladů jako EC2, ale jsou z hlediska použití v praxi jednodušší, stručnější a jasnější. Pro návrh předpjatých konstrukcí jsou mezní stavy použitelnosti obvykle rozhodující a je příznačné, že obě tyto normy umožňují ověřovat použitelnost konstrukce jednoduše pomocí pevnosti betonu v tahu. Tato universální a pro beton odjakživa podstatná hodnota umožňuje velmi dobře vnímat stavy a podmínky, které jsou pro správný návrh rozhodující. Pojem přípustného tahového napětí z EC2 prakticky zmizel a posouzení prováděná pomocí porovnání dvou sumárně stanovených průřezových hodnot nemají stejnou vypovídající schopnost. Výbor České betonářské společnosti si uvědomuje, že zavedení evropských norem pro navrhování betonových konstrukcí znamená velkou komplikaci, které jsou pro projektové a stavební firmy a společnosti. Podstatně vzroste složitost a rozsah statických výpočtů, aniž se zvětší jejich výstižnost a přehlednost. Navržené konstrukce mohou být méně konkurenceschopné vzhledem k jiným materiálům, čas na jejich projektování se prodlouží a složitá vysoce odpovědná práce může odradit mladé inženýry od vstupu do tohoto oboru. Naše vedoucí projektové firmy, které pracují i v mezinárodním prostředí, se určitě dokážou s přechodem vypořádat, i pro ně je to však nákladný proces. Pro menší firmy zatím neexistují vhodné postupy, komentáře a pomůcky a hrozí i rozdílná úroveň projektů, které v českém prostředí budou realizovány bez patřičné technické kontroly a v obchodním prostředí s důrazem na nejnižší cenu, což je obvykle i předpoklad pro sníženou kvalitu. Proto se ČBS rozhodla připravit vlastní systém důkladných odborných školení se skripty, příklady a prezentacemi, který nepochybně přispěje k zvládnutí tohoto nesnadného přechodu a poskytne školitelům a účastníkům příležitost poznat a řešit společně problémy praxe. I tak bude celý proces velmi náročný, ale jiná cesta už neexistuje. V zájmu zachování úrovně naší profese bych zde chtěl vyzvat kompetentní odborníky k zapojení se do procesu tvorby a vysvětlování technických předpisů, jejichž rozsah a složitost nám roste, zdá se, bez omezení. Současně je nutné najít zdroje pro financování tohoto procesu, neboť státní administrativa nám sotva pomůže. Pro firmy v oboru je tato otázka zásadní a doufejme i důležitější než sponzorování jiných aktivit. Ing. Milan Kalný předseda České betonářské společnosti


4/2009

TÉMA TOPIC

SILNIČNÍ

OKRUH KOLEM PRAHY, STAVBA 514 R I N G R OA D R O U N D P R AG U E , C O N ST R U C T I O N 514 P AT R I K K O T A S , P E T R Š A F R Á N E K , F R A N T I Š E K H A N U Š , MILAN ŠÍSTEK Příspěvek seznamuje čtenáře s dopravně-urbanistickou a architektonickou koncepcí mostů přes údolí Berounky, jejich projekty a výstavbou významného mostního díla na „Silničním okruhu kolem Prahy, na stavbě 514 Lahovice–Slivenec“. Jedná se o most celkové délky 2 055 m, stavěný třemi různými technologiemi. The contribution introduces the traffic-urban and architectural conception of bridges across the Berounka valley, their projects and building process of major bridge works at the road circuit around Prague, the construction of 514 – Lahovice-Slivenec. The bridge of the total length of 2055 m was built by three different technologies of construction. Silniční okruh kolem Prahy (SOKP) v podobě čtyř či víceproudé rychlostní komunikace dálničního charakteru postupně po etapách vytváří jeden ze dvou dopravně nejdůležitějších okružních systémů hlavního města Prahy. Vnější silniční okruh je rozdělen na několik samostatných staveb, které jsou budovány postupně a v různých časových etapách. V západní části území Prahy na již zprovozněný úsek Ruzyně–Zličín–Slivenec navazuje velice významný úsek, který propojuje dálnici D5 směrem na Plzeň a Norimberk s dálnicí D1 směrem na Brno. Tento úsek je tvořen třemi stavbami označenými jako 512, 513 a 514. Právě

stavba 514 má svůj počátek u mimoúrovňové křižovatky stávajícího ukončení rychlostní čtyřproudé komunikace poblíž Slivence v místě napojení tzv. Barrandovské výstupní komunikace. Ta v současnosti svádí veškerou tranzitní dopravu z dosud nedostavěného vnějšího silničního okruhu na městský okruh. Barrandovská výstupní komunikace tak přivádí velké množství tranzitní dopravy, zejména kamionové, na Barrandovský most a tzv. Jižní spojku, které v současnosti tvoří jedinou spojnici dálnic D1 a D5. Mnoho let trvající soustavné dopravní zácpy a mnohakilometrové kolony kamionů jsou dokladem mimořádné, naproObr. 1 Vizualizace návrhu přemostění Berounky a estakáda v široké údolní nivě Fig. 1 Visualization of the design of the bridging of the Berounka River and the elevated road in a wide bottomland Obr. 2 Vizualizace architektonického návrhu portálů dálničních tunelů ve stráni nad Radotínem a začátku estakády přes údolí Fig. 2 Visualization of the architectural design of the mouths of the motorway tunnels in a slope above Radotín and the beginning of the elevated road spanning the valley Obr. 3 Vizualizace mostní konstrukce estakády přes údolí Berounky Fig. 3 Visualization of the bridge structure of the elevated road across the Berounka River Obr. 4 Vizualizace mostu přes Berounku s podvěšenou lávkou pro pěší Fig. 4 Visualization of the bridge across the Berounka River with a hung footbridge 1

2 4

3 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2009

3

TÉMA TOPIC

5

sto neoddiskutovatelné potřebnosti vnějšího silničního okruhu. Právě rozestavěný soubor staveb 512, 513 a 514 by měl vyřešit jeden z nejpalčivějších dopravních problémů hlavního města Prahy, přestože po jeho dokončení v roce 2010 bude ještě třeba dostavět přibližně dvě třetiny délky vnějšího silničního okruhu. Stále chybí jeho severozápadní segment, část severovýchodního segmentu a propojení východně od dálnice D1. D O P R AV N Ě - U R B A N I S T I C K Á

A ARCHITEKTONICKÁ

BEROUNKY Stavba 514 je ze souboru uvedených tří staveb po stránce technických požadavků a urbanistického začlenění do složitého terénního reliéfu určitě nejnáročnějším úsekem. Ve směru od Zličína totiž obsahuje několik mostních objektů, významný tunel a vrcholí složitou mimoúrovňovou křižovatkou přes rychlostní komunikaci ve směru na Strakonice. Navazující přemostění Vltavy již náleží k sousední stavbě 513. KONCEPCE MOSTŮ PŘES ÚDOLÍ

Širší urbanistické a krajinářské vztahy Trasa rychlostní komunikace stavby 514 probíhá velmi atraktivní, místy dramatickou krajinou z velké části ve stávající zeleni, která je zejména pro Pražany velmi cenná. Prochází či se dotýká významných přírodních lokalit, a to hlavně Lochkovského profilu, Slavičího údolí a oblasti Krňák. Překlenuje Lochkovské údolí, Radotínskou nivu, Berounku (obr. 1) a následně tok Vltavy. Urbanisticko–architektonické řešení bylo motivováno snahou minimálně narušit tyto lokality a vytvořit symbiózu moderní stavby s důležitými krajinnými prvky. Trasa ve směru od Slivence klesá směrem na jih, kde nejprve vytváří mimoúrovňovou křižovatku Lochkov, následně se táhlým levosměrným obloukem stáčí a přechází významným mostním objektem Lochkovské údolí a dalším kratším a nižším mos4

tem Slavičí údolí. Poté se rychlostní komunikace vnoří do tunelu, tvořeného dvojicí ražených tubusů, jejichž oba konce jsou hloubené a vytvářejí zřetelné tunelové portály, architektonicky tvarované. Po průjezdu tunelem, v němž trasa opět klesá a stáčí se směrem doprava, se rychlostní komunikace vynoří na povrch ve stráni nad Radotínem, v prostoru nad železniční tratí (obr. 2). Zde trasa komunikace okamžitě přechází na mostní konstrukci, jejíž niveleta pozvolně klesá přes údolní nivu řeky Berounky. Těsně za tunelovým portálem začíná dvojice konstrukčně nezávislých, avšak tvarově totožných rovnoběžných mostů (obr. 3), tvořících dlouhou estakádu napříč celým údolím, která vrcholí mostem přes řeku Berounku (obr. 4). Dále trasa komunikace pokračuje opět estakádou, která se větví do sběrné a přípojné rampy navazující mimoúrovňové křižovatky se Strakonickou ulicí. Opačný konec této mimoúrovňové křižovatky se již nachází v sousedství řeky Vltavy. Vltavu přechází trasa silničního okruhu navazující stavbou 513 se samostatným mostem, na jehož konci se komunikace opět vnoří do tunelu. Z hlediska celkového krajinářského začlenění této významné novostavby do panoramatu údolí soutoku obou řek je však na tento navazující úsek brán výrazný zřetel tak, aby stavba působila jako jeden celek. Mosty přes údolí Berounky představují z hlediska krajinářského nejvýznamnější zásah do panoramatu celé údolní nivy. Spolu s navazujícím mostem přes Vltavu tvoří stavba vizuální předěl celého širokého údolí; toto údolí rytmizuje na část před mostem a za mostem. I když niveleta mostu klesá směrem ke středu údolí, tvoří stavba jako celek linii na úrovni vizuálních horizontů krajinné scény. Navrhovaná subtilnost konstrukcí včetně podpor dává reálnou šanci na zachování maximální možné volnosti průhledu pod mostem v celé jeho délce. Výjimku tvoří oblast mimoúrov-


4/2009

TÉMA TOPIC

6 Obr. 5 Vizualizace návrhu MÚK Strakonická Fig. 5 Visualization of the design of the rotary interchange Strakonická Obr. 6 Situace mostní estakády SO 205 a 204/1 Fig. 6 Situation of the bridge elevated road SO 205 and 204/1 Obr. 7 Tvar pilířů spojité konstrukce hlavní estakády a křižovatkové rampy Fig. 7 Shape of the pillars of the continuous structure of the main elevated road and crossing ramp Obr. 8 Tvar pilířů rámového mostu v místě letmé betonáže Fig. 8 Shape of the pillars of the frame bridge in the place of freecantilever concretings

7

ňové křižovatky se Strakonickou ulicí poblíž Lahovic. Zde, díky stoupajícím a klesajícím rampám, vzniká typický propletenec komunikačních ramen mimoúrovňové křižovatky, u něhož zaniká až na výjimky možnost panoramatického průhledu pod konstrukcemi. V této křižovatce však vstupuje do vizuálního obrazu původní i nově vysázená zeleň. Dlouhá linie estakády je zjemněna oble, měkce tvarovanými podporami, podporujícími subtilní charakter celé konstrukce. Samotný přechod Berounky je po architektonické stránce v rámci celé dlouhé mostní horizontály zdůrazněn podvěšenou pěší lávkou v podobě táhlého oblouku (obr. 4). Lávka z úrovně terénu stoupá zvolna nízkým parabolickým obloukem, který vnáší do architektury mostu motiv lehké dynamiky. Směr pěšího pohybu je přímý v logické návaznosti na okolní pěší komunikace. Lávka je zavěšena ve dvou rovinách subtilních nerezových ocelových závěsů, které díky proměnlivé niveletě lávky vytvářejí dynamicky působící osnovu různě nakloněných táhel.

8

Hlavní sjednocující principy architektonického řešení Architektonický návrh jednotlivých částí okruhu (mostů, portálů, tunelů atd.) vychází z motivů měkkých linií a maximálního odlehčení všech konstrukcí tak, aby stavba jako celek nepůsobila jako robustní technický prvek, ale spíš jako subtilní linie vinoucí se v harmonii s krajinou. Celá trasa této části silničního okruhu by měla působit architektonicky sjednoceným dojmem nezávisle na tom, je-li komunikace na terénu, v tunelu či na mostě. Z tohoto důvodu byly zvoleny základní sjednocující principy architektonického řešení, které se projevují zejména v následujících prvcích: • oblý tvar mostních pilířů, rozšiřující se směrem vzhůru; • tvar mostovky a navazující atiky s protihlukovou stěnou; BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2009

5

TÉMA TOPIC

9

10

• design stožárů veřejného osvětlení, který křivkově prohnutým tvarem navazuje na siluetu mostních pilířů; • design obou tunelových portálů, který předstupující, dynamicky tvarovanou pergolou s částečně akusticky tlumivým účinkem navazuje na konstrukční prvky mostů v tomto úseku; • design a konstrukční uspořádání zavěšené pěší lávky pod mostem přes Berounku, se systémem závěsných táhel s dynamicky křivou rovinou závěsu; • barevnost a jednota materiálového provedení všech pohledových částí konstrukcí mostů, tunelů a ocelových prvků doprav-

ních zařízení – světlá šedobílá barva pohledových betonových konstrukcí; temně modrá barva ocelových konstrukcí pěších lávek, protihlukové stěny a stožárů veřejného osvětlení; lesklá stříbrná barva nerezových ocelových táhel u zavěšené pěší lávky pod mostem přes Berounku. S TAV E B N Í A K O N S T R U K Č N Í Ř E Š E N Í M O S T Ů P Ř E S Ú D O L Í BEROUNKY A M Ú K STRAKONICKÁ Oproti zadání stavby dochází v oblasti MÚK Strakonická ke změnám vedení křižovatkových větví (obr. 5) tak, aby byla 11

6


4/2009

TÉMA TOPIC doprava ze všech směrů, od Prahy, Plzně, Strakonic, Zbraslavi a Brna, navedena na okružní pás. Na základě úpravy MÚK Strakonická byla navržena nová rozpětí estakády a byly optimalizovány průřezy nosné konstrukce a spodní stavby. Se změnou křižovatky dochází k vylepšení dopravní přehlednosti a průjezdnosti křižovatky. Dále se zjednodušil základní návrh mostních objektů v křižovatce MÚK Strakonická i celá mostní estakáda přes údolí Berounky. Koncepční řešení mostní estakády SO 205 a 204/1 Mostní estakáda se s ohledem na svoji celkovou délku a přemosťované překážky dělí na pět samostatných dilatačních celků, budovaných různými technologiemi (obr. 6). Část mostu přes MÚK Strakonická a dilatační díl přes řeku Berounku je stavěn na pevné skruži. Opakovatelné části mostu pro rozpětí až do 50 m jsou stavěné na posuvné skruži. Most na rozpětí 114 m v Radotíně přes trať ČD Praha–Beroun je stavěn letmou betonáží. Mosty jsou navrženy jako předpjaté komorové konstrukce z betonu C35/45-XF2 a XD1. Celkový návrh mostu vychází ze změny křižovatky Strakonická. Tvar pilířů byl pro spojité konstrukce hlavní estakády a křižovatkové rampy sjednocen (obr. 7). Tvar pilířů pro rámový most v místě letmé betonáže byl od nich odvozen (obr. 8). Tvary spodní stavby, nosné konstrukce a příslušenství byly odsouhlaseny s autory architektonického ztvárnění stavby 514 (obr. 9). Vnitřní římsy jsou navrženy z monolitických svodidel a vnější římsy jsou tvořeny prefabrikovaným svodidlem typu SSŽ a římsovkou, na které je kotvená protihluková stěna, veřejné osvětlení a portály dopravního značení.

1. dilatační část – mostní objekt SO 205 Nosná konstrukce mostu délky 450 m je navržená jako spojitý komorový nosník výšky 2,6 m z předpjatého betonu o rozpětích 43,5 + 3 x 55 + 4 x 50 + 40 m. Délka polí je navržena s ohledem na přemostění silnice I/4 a větve křižovatky MÚK Strakonická. Na levém mostě mezi pilíři P9, P10 a D5 je proveden rozplet pro navazující rampu SO 201- stavby 513 na větvi „D“ (obr. 10). Spodní stavba je tvořena na podpoře P4 a P13 dilatačním pilířem a dále samostatnými pilíři pod každým mostem. Nosná konstrukce je budována na pevné skruži. Mostní objekt navazuje bezprostředně na most přes Vltavu u přechodového pilíře P4, který je součástí SOKP 513. Výstavba MÚK Strakonická je rozdělena do čtyř etap a je organizována tak, aby na silnici I/4 byl vždy zachován provoz ve dvou jízdních pruzích v obou směrech. 2. dilatační část – mostní objekt SO 204/1.1 Nosná konstrukce mostu délky 397 m (obr. 5) je navržená jako spojitý komorový nosník výšky 2,6 m z předpjatého betonu o rozpětích 37 + 7 x 46 + 37 m. Délka polí je navržena s ohledem na použití posuvné skruže. Most přemosťuje místní komunikace Lahovice–křižovatka Zbraslav. Na nosnou konstrukci se k levému mostu připojuje mostní konstrukce rampy „C“. Na pravý most se připojuje mostní konstrukce rampy „O“. Hlavní nosná konstrukce je staticky tvořena spojitým nosníkem o devíti polích. Spodní stavbu tvoří železobetonové pilíře s rozšířenou hlavou. Na přechodu mezi mosty jsou navrženy přechodové pilíře a na rampě „O“ je navržena opěrná zeď. Výstavba mostu probíhá z části na pevné a z části na výsuvné skruži Structuras (obr. 11). 13

12

Obr. 9 Fig. 9 Obr. 10 Fig. 10 Obr. 11 Fig. 11 Obr. 12 Fig: 12 Obr. 13

Příčné řezy nosnou konstrukcí letmo betonovaného mostu Cross sections of the supporting structure of the bridge erected by means of light concreting MÚK Strakonická, navazující rampa SO 201 – stavby 513 na větvi „D“ Rotary interchange Strakonická, continuing ramp SO 201 – constructions 513, branch D Výstavba mostu SO 204/1.1 na pevné a výsuvné skruži Construction of bridge SO 204/1.1 on a firm and travelling centering Výstavba mostu přes Berounku SO 204/1.2 na pevné skruži Construction of the bridge across the Berounka River SO 204/1.2 on a firm centering Rozestavěný most SO 204/1.3, v pozadí jeden z největších jeřábů ve střední Evropě (nosnost 1 200 t) použitý pro otočení a přesunutí výsuvné skruže z levého na pravý most Fig. 13 Partially erected bridge SO 204/1.3; in the background, one of the largest cranes in Central Europe (lifting capacity 1,200 t) used for turning and carrying the travelling from the left bridge onto the right one BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2009

7

TÉMA TOPIC

Obr. 14 Pohled na jednotlivá vahadla mostu SO 204/1.4 Fig. 14 View of balance beams of bridge SO 204/1.4 Obr. 15 Pohled na zmonolitněnou část SO 204/1.4 budovanou letmou betonáží Fig. 15 View of the monolithic part of SO 204/1.4 erected by means of free-cantilever concreting Obr. 16 Celkový pohled od radotínského portálu tunelu na rozestavěnou estakádu přes údolí Berounky Fig. 16 General view of the partially built elevated road across the Berounka valley from the Radotín tunnel mouth

obr. 1 až 4 Ing. arch. Patrik Kotas – Ateliér designu a architektury, obr. 5 Valbek, obr. 6 až 16 Novák & partner, s. r. o.

14 15

3. dilatační část – mostní objekt SO 204/1.2 Nosná konstrukce mostu délky 264 m je navržená jako spojitý komorový nosník z předpjatého betonu o rozpětích 40 + 50 + 84 + 50 + 40 m. Délka polí je navržena s ohledem na přemostění Berounky za použití pevné skruže. Hlavní pole mostu je tvořeno parabolickým náběhem na výšku komory 4,8 m. Na přechodu mezi mosty jsou navrženy přechodové pilíře. Výstavba mostu probíhá na pevné skruži v pěti pracovních taktech, s uzavíracím taktem uprostřed rozpětí (obr. 12). Zajímavostí je, že přes most byla přesunuta výsuvná skruž o nosnosti 350 t. 4. dilatační část – mostní objekt SO 204/1.3 Nosná konstrukce mostu délky 388 m je navržená jako spojitý komorový nosník z předpjatého betonu o rozpětích 40 + 5 x 49 + 51 + 52 m. Délka polí je navržena s ohledem na použití posuvné skruže Structuras. Most přemosťuje budoucí vodní plochy v Radotíně. Hlavní nosná konstrukce je staticky tvořena spojitým nosníkem o osmi polích. Spodní stavbu tvoří železobetonové pilíře s rozšířenou hlavou. Na přechodu mezi mosty jsou navrženy přechodové pilíře. Výstavba mostu probíhá na výsuvné skruži, stejné jako na SO 204/1.2. Zajímavostí během výstavby bylo použití jednoho z největších jeřábů ve střední Evropě o nosnosti 1 200 t, pro otočení a přesunutí výsuvné skruže z levého na pravý most (obr. 13). 8

5. dilatační část – mostní objekt SO 204/1.4 Nosná konstrukce mostu délky 559 m je navržená jako spojitý komorový nosník z předpjatého betonu o rozpětích 72 + 84 + 101 + 2 x 114 + 72 m. Délka polí je navržena s ohledem na přemostění železniční tratě ČD Praha–Beroun, vlečky Pražských pivovarů a silničních komunikací Výpadová a Vrážská. Výška průřezu nosné konstrukce je proměnná od 3 do 6,5 m (obr. 10). Pro každý dopravní směr je navržena samostatná konstrukce v jiném půdorysném oblouku, jízdní pásy SOKP se oddalují s ohledem na zaústění do tunelu. Nosná konstrukce je rámově spojena s pilíři a na krajních podporách je uložena pomocí hrncových ložisek. Postup výstavby celého mostu je dán harmonogramem výstavby, který byl zhotovitelem sestaven podle přístupnosti k jednotlivým podporám. Mostní objekt je letmo betonovaný po lamelách délky 5 m. Délka zárodků uložených nad dvojici štíhlých pilířů byla 12 m (obr. 14 až 16). Návrh a statické řešení mostu SO 204/1.4 Tvar celé nosné konstrukce tohoto objektu, tak jako celé mostní estakády, vychází ze zadání stavby, které bylo příslušně upraveno. Zatímco u ostatních dilatačních celků se změna projevila zejména v úpravě rozpětí jednotlivých polí, u tohoto objektu byl kromě toho ještě přepracován tvar nosné konstrukce i spodní stavby. Veškeré změny sledovaly kromě statických důvodů i snížení pracnosti, již tak komplikované konstrukce, vícenásobným opakováním malého počtu prvků. Např. celý 570 m dlouhý letmo betonovaný úsek tohoto objektu je tvořen pouze z deseti druhů výškově odlišných lamel. Také upravená spodní stavba přes svůj složitý tvar je realizována pomocí sedmi dvojic forem bednění. Při všech změnách tvaru konstrukcí byly dodržovány zásady základní architektonické koncepce zadání stavby. Pro vystižení komplexního prostorového chování konstrukce byla provedena výpočetní analýza konstrukce s respektováním postupu výstavby. Pro časovou analýzu fází výstavby s uvážením vlivu dotvarování a smršťování na namáhání a deformace konstrukce byl použit rovinný rámový model v programu NEXIS. Pro popis dotvarování a smršťování byl aplikován model dle EN. Výpočetní postup je založen na step-by-step proceduře implementované v aplikaci TDA. Zadáno bylo celkem 119 fází zahrnujících postup výstavby a působení mostní konstrukce za provozu.


4/2009

TÉMA TOPIC

16

Vliv redistribuce kroutících momentů byl řešen relaxační metodou na prostorovém rámu respektujícím půdorysné zakřivení konstrukce. Pro respektování prostorového působení konstrukce byl vytvořen deskostěnový model výseku nosné konstrukce, pomocí kterého bylo možné usuzovat o závažnosti smykových účinků na deformace nosné konstrukce. Postup výstavby vahadla byl modelován programem ATENA, který umožnil metodou konečných prvků simulovat skutečné chování jednotlivých materiálů, tj. beton, ocel a základové podloží. Tento výpočetní program zohlednil také nelineární chování použitých materiálů při výpočtu konstrukce na mezi její únosnosti. Pro ověření napjatosti konstrukce byly do spodní stavby a nosné konstrukce osazeny tenzometry z optických vláken.

Účastníci výstavby Investor stavby Architektonický návrh mostu a stavby 514 Projekt stavby Projekt mostu Autorský návrh křižovatky Zhotovitel stavby Zhotovitel mostu Technický dozor

Patrik Kotas a Petr Šafránek DSP SUDOP Praha, RD Valbek Valbek, Novák & Partner, Pontex Valbek – Koloušek, Hanžl Sdružení Strabag – Hochtief – Max Bögl & Josef Krýsl Max Bögl & Josef Krýsl Pragoprojekt

doc. Ing. arch. Patrik Kotas Ing. arch. Patrik Kotas – Ateliér designu a architektury Nám. I. P. Pavlova 3, 120 00 Praha 2 tel.: 224 942 588 , e-mail: [email protected] Ing. arch. Petr Šafránek Architektonický a projekční atelier Dejvická 2, 160 00 Praha 6 tel.: 224 311 207, e-mail: [email protected]

Z ÁV Ě R Mostní estakáda na SOKP délky přes 2 000 m je stavěna třemi různými technologiemi za provozu stávajících komunikacích, Strakonické ulice, Výpadové a Vrážské, a dále za provozu tratě ČD. Významným rysem je začlenění mostu do okolní krajiny, respektování požadavků z hlediska ochrany životního prostředí a náročných architektonických podmínek při výrazně zkrácené lhůtě výstavby. Během projektu došlo několikrát ke změně postupu výstavby mostních objektů. Dokončení výstavby celé estakády na stavbě 514 se předpokládá v květnu 2010. BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

Ředitelství silnic a dálnic ČR, Praha

Ing. František Hanuš tel.: 221 592 053, e-mail: [email protected] Ing. Milan Šístek tel.: 221 592 066, e-mail: [email protected] oba: Novák & partner, s. r. o. Perucká 5, 120 00 Praha 2 fax: 221 592 070, www.novak-partner.cz

4/2009

9

STAVEBNÍ

KONSTRUKCE STRUCTURES

LÁVKY

KOMBINUJÍCÍ PŘEDPJATÝ PÁS S OBLOUKY FOOTBRIDGES COMBINING ARCHES WITH STRESS-RIBBONS JIŘÍ STRÁSKÝ, RADIM NEČAS, LI BOR HR DI NA, PETR ŠTE FAN Nový konstrukční systém, který kombinuje oblouky s předpjatým pásem, je popsán z hlediska architektonického a konstrukčního řešení, statické a dynamické analýzy a postupu výstavby. Konstrukční systém byl vyvinut na základě detailní statické a dynamické analýzy a výsledků zkoušek fyzikálních modelů. Výhody konstrukčního systému jsou demonstrovány na třech konstrukcích postavených v České republice a v Oregonu, USA. A new structural system that combines arches with a stress-ribbon is described in terms of the architectural and structural solution, static and dynamic analyses, and the process of construction. The structural system was developed on the basis of detailed static and dynamic analyses and results of the tests of physical models. The advantages of this structural system are demonstrated on three structures built in the Czech Republic and in Oregon, USA.

10

Předpjatý pás tvoří štíhlá betonová deska tvaru řetězovky, která je vetknutá do kotevních bloků [1]. Předpjatý pás je nesen a předepnut kabely, které dávají konstrukci dostatečnou tuhost a stabilitu. Lávky z předpjatého pásu mohou mít jedno, nebo více polí, jsou lehké a transparentní a lze je stavět nezávisle na terénu. Lze je vytvořit monoliticky, nebo z prefabrikovaných segmentů. Nevýhodou těchto konstrukcí je nutnost přenesení velkých tahových sil do podloží, což mnohdy ovlivňuje jejich použití. Proto byl vyvinut nový konstrukční systém, ve kterém je předpjatý pás podepřen, nebo zavěšen na obloucích. Protože kotevní bloky pásu jsou spojeny se základy oblouku tlačenými vzpěrami, je vodorovná složka tahové síly z předpjatého pásu vyrovnána vodorovnou složkou obloukové síly. Základy jsou pak zatíženy jen svislými silami. Popisované konstrukce byly pečlivě analyzovány a ověřeny na modelech na FAST VUT v Brně a v ÚTAM AV v Praze. První konstrukce podepřené oblouky

byly nedávno postaveny v Brně a u Olomouce, první konstrukce zavěšená na oblouku byla nedávno aplikována při stavbě lávky přes komunikaci McLoughlin v Portlandu, v Oregonu, USA. Ve všech případech byl předpjatý pás sestaven z prefabrikovaných segmentů. KONSTR U KČ N Í SYSTÉ M Vývoj samokotvených konstrukcí je zřejmý z obr. 1. Mezilehlé podpory lávek o více polích mohou být také tvořeny obloukem (obr. 1a). Oblouk slouží jako sedlo, od kterého se může předpjatý pás při předpínání a ochlazení odvinout a které podpírá pás při zvětšení zatížení a při oteplení (obr. 1b). V počátečním stavu se předpjatý pás chová jako lano o dvou polích, které je vetknuté do krajních kotevních bloků. Oblouk je zatížen svoji vlastní tíhou, tíhou segmentů situovaných na oblouku a radiálními silami vyvolanými tahem v nosných kabelech (obr. 1c). Po předepnutí předpjatého pásu se pás a oblouk chovají jako jedna konstrukce.

1

2

3

4


4/2009

STAVEBNÍ

Tvar a počáteční napětí v předpjatém pásu a v oblouku lze zvolit tak, aby vodorovná síla v předpjatém pásu HSR a v oblouku HA měly stejnou velikost. Potom je možné spojit kotevní bloky předpjatého pásu se základy oblouku tlačenými vzpěrami, které vyrovnávají vodorovnou sílu. Moment vyvolaný dvojicí vodorovných sil HSR.h = HA.h je přenášen momentem svislých sil ΔV.LP. Takto je vytvořen samokotvený systém, který namáhá základy jen svislými silami (obr. 1d). Je zřejmé, že předpjatý pás může být také zavěšen na oblouku. Jak ukazuje obr. 2, je možné navrhnout několik řešení. Obr. 2a ukazuje oblouk vetknutý do kotevních bloků předpjatého pásu. Oblouk je zatížen nejen vlastní tíhou oblouku a předpjatého pásu, ale také radiálními silami od předpínacích kabelů. Na obr. 2b je konstrukce, která má podobnou funkci jako konstrukce z obr. 1d. Je zřejmé, že kotevní blok předpjatého pásu lze spojit se základy oblouku skloněnými tlačenými vzpěrami přenášejícími tah z pásu do patek oblouku. Obr. 2c představuje konstrukci, u které je předpjatý pás v nezavěšené části ohybově ztužen. ZKOUŠKY MODELŮ Popisované konstrukce mohou najít široké uplatnění. Proto bylo jejich chování ověřeno nejen rozsáhlými parametrickými výpočty provedenými programovým systémem ANSYS, ale také fyzikálními modely. Statický model byl sestaven pro navrhovanou konstrukci lávky přes řeku Radbuzu. Konstrukce byla tvořena obloukem z ocelových trubek a mostovkou sestavenou z prefabrikovaných segmentů. Rozpětí oblouku bylo 77 m, délka předpjatého pásu 99 m. Model byl vytvořen v měřítku 1 : 10. Rozměry kon-

strukce i zatížení byly navrženy v souladu s modelovou podobností. Předpjatý pás byl sestaven ze segmentů tloušťky 18 mm, v místě vetknutí do kotevních bloků byl navržen monolitický náběh. Oblouk byl vytvořen ze dvou trubek průměru 60 mm, koncové vzpěry komorového průřezu byly svařeny ze dvou [ průřezů (obr. 3 a 4). Prefabrikované segmenty z microbetonu charakterické pevnosti 50 MPa byly podepřeny a předepnuty dvěma monostrandy situovanými pod segmenty. Jejich poloha byla dána dvěma úhelníky zabetonovanými v segmentech. Zatížení, určené v souladu s modelovou podobností, bylo tvořeno ocelovými tyčemi zavěšenými na ocelové příčníky a na oblouk. Umístění a počet tyčí se měnily podle polohy studovaného zatížení. Postup stavby modelu odpovídal stavbě modelované konstrukce. Po montáži oblouku a koncových vzpěr byly nataženy a napnuty monostrandy. Potom byly osazeny segmenty a následně byly vybetonovány spáry mezi segmenty a koncové náběhy. Když beton spar dosáhl požadované pevnosti, monostrandy byly dopnuty na projektovanou hodnotu. Při montáži bylo v souladu s modelovou podobností aplikováno požadované zatížení. Před montáží byly na segmenty a oblouky osazeny tenzometry, které sloužily k monitorování stavu napjatosti jak během stavby, tak i při zatěžování konstrukce. Napětí v monostrandech bylo měřeno dynamometry umístěnými pod kotvami kabelů. Model byl zkoušen pro pět poloh nahodilého zatížení, na závěr byla určena mezní únosnost konstrukce. Bylo zřejmé, že mezní únosnost konstrukce není dána únosností předpjatého pásu, protože po otevření spar mezi segmenty je zatížení přenášeno jen monostrandy.


Protože únosnost konstrukce byla dána vzpěrnou pevností oblouku, konstrukce byla zatížena na polovině délky (obr. 5). Konstrukce byla zkoušena pro zvýšené zatížení stálé (1,3 G) a postupně se zvyšující nahodilé zatížení vyvolané hydraulickým lisem vzepřeným proti zatěžovacímu rámu. Konstrukce byla porušena vybočením oblouku při zatížení 1,87krát větším, než bylo požadované mezní zatížení Qu = 1,3 G + 2,2 P. Předpjatý pás byl poškozen pouze lokálně a trhliny se po odlehčení znovu zavřely. Mezní únosnost byla také ověřena nelineární analýzou konstrukce, při které bylo zatížení postupně zvyšováno. Konstrukce ztratila stabilitu při zatížení, při kterém nebylo možné najít rovnováhu na deformované konstrukci. Při řešení konstrukce vyrobené se sinusovým průběhem imperfekce s amplitudou 10 mm ve čtvrtinách rozpětí oblouku bylo dosaženo maximální shody. Výsledky měření potvrdily správnost analytického modelu. Dynamické chování navrhované konstrukce bylo také ověřeno na aeroelastickém modelu Prof. Pirnerem v Ústavu teoretické a aplikované mechaniky Akademie věd Praha. Zkouška ve větrném tunelu prokázala, že kritická rychlost větru působící na model je 11,07 m/s; tomu odpovídající rychlost větru působící na skutečnou konstrukci je 90,03 m/s. L ÁV K A

P R O P Ě Š Í P Ř E S RY C H LO S T N Í

R 3 5 U O LO M O U C E Konstrukce z předpjatého pásu podepřeného obloukem byla poprvé postavena na rychlostní komunikaci R35 u Olomouce (obr. 6). Lávku tvoří předpjatý pás o dvou polích, který je podepřen štíhlým obloukem o rozpětí 64 m (obr. 7). Předpjatý pás délky 76,5 m je sestaven z prefabrikovaných segmentů délky 3 m neseKOM U N I K AC I

Obr. 1 Předpjatý pás podepřený obloukem Fig. 1 Stress ribbon supported by arch Obr. 2 Předpjatý pás zavěšený na oblouku Fig. 2 Stress ribbon suspended on arch Obr. 3 Statický model – příčný řez Fig. 3 Static model – cross section Obr. 4 Statický model Fig. 4 Static model 5 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2009

Obr. 5 Statický model – mezní zatížení Fig. 5 Static model – ultimate load

11

STAVEBNÍ


6

8 9

7

ných a předepnutých dvěma vnějšími kabely (obr. 8 a 9). Prefabrikované segmenty a koncové vzpěry jsou z vysokopevnostního betonu charakteristické pevnosti 80 MPa. Na monolitický oblouk byl použit beton charakteristické pevnosti 70 MPa. Vnější kabely jsou tvořeny svazky z 31 monostrandů ∅15,5 mm zainjektovaných v trubkách z nerezavějící oceli. Jsou zakotveny v koncových kotevních blocích, které současně tvoří krajní opěry. Kabely jsou ohýbány v sedlech tvořených obloukem a krátkými stěnami. U opěr jsou kabely podepřeny krátkými sedly tvořenými konzolami vetknutými do opěr. Ve středu mostu jsou předpjatý pás a oblouk vzájemně spojeny. Patky oblouku jsou založeny na vrtaných pilotách, krajní opěry na mikropilotách. Místí anomálie v podloží byla 12

během stavby příčinou selhání kotvení mikropilot u jedné opěry. Proto byla jejich funkce nahrazena dodatečně vybetonovaným balastem. Most byl postaven v několika krocích. Po provedení zemních prací a pilot byly smontovány koncové vzpěry a vybetonovány krajní opěry. Oblouk byl vybetonován do bednění podporovaného lehkou skruží. Když beton dosáhl dostatečnou pevnost, byly smontovány a napnuty vnější kabely. Potom byly na kabely osazeny prefabrikované segmenty (obr. 9). Po úpravě napětí v kabelech byly vybetonovány spáry mezi segmenty a po dosažení 80% pevnosti betonu spar byly kabely dopnuty na projektovanou hodnotu. Protože kabely jsou zakřivené, vyvolané radiální síly zatížily a následně předepnuly předpjatý pás. Konstrukční řešení bylo navrženo

na základě zkušeností z dříve popsaných zkoušek a na základě velmi detailní statické a dynamické analýzy. Velká pozornost byla věnována posouzení stability velmi štíhlého oblouku. Nelineární analýza uvažující možnou imperfekci výroby prokázala, že konstrukce má dostatečný stupeň bezpečnosti. První ohybová frekvence f(1) = 1,53 Hz je blízko frekvenci lidských kroků f(w) = 2 Hz. Proto byla v souladu s návrhem Eurokódu z roku 1995 [2] provedena analýza vybuzeného kmitání. Maximální zrychlení amax = 0,145 m/s2 je menší než přípustné zrychlení alim = 0,5 f(1)0,5 = 0,49 m/s2. Ačkoliv konstrukce je mimořádně štíhlá, uživatelé lávky nemají nepříjemný pocit vyvolaný kmitáním od pohybu lidí a větru. Funkce mostu byla ověřena statickou a dynamickou zkouškou. Most byl dokončen v roce 2008.


4/2009

STAVEBNÍ


Obr. 6 Lávka u Olomouce Fig. 6 Footbridge near Olomouc Obr. 7 Lávka u Olomouce, a) podélný řez, b) částečný podélný řez u opěry, c) částečný podélný řez u sedla oblouku Fig. 7 Footbridge near Olomouc, a) elevation, b) partial elevation at abutment, c) partial elevation at saddle Obr. 8 Lávka u Olomouce – příčné řezy, a) uprostřed rozpětí, b) ve čtvrtině rozpětí Fig. 8 Footbridge near Olomouc – cross sections, a) at midspan, at a quarter of span Obr. 9 Lávka u Olomouce, prefabrikovaný segment uložený na vnějších kabelech Fig. 9 Footbridge near Olomouc, segments supported by external cables Obr. 10 Lávka u Olomouce Fig. 10 Footbridge near Olomouc

10

L Á V K A P Ř E S Ř E K U S V R AT K U V B R N Ě Podobná lávka byla postavena přes řeku Svratku v Brně (obr. 11), [3]. Lávka spojuje nové administrativní centrum (Spielberk Office Centre) s historickým centrem. Je situována v těsné blízkosti nově budovaného hotelu. Poblíž mostu je starý železniční obloukový most s pilíři v řece. Bylo zřejmé, že nový most by měl být také obloukový, avšak bez pilířů v korytě řeky. S ohledem na geotechnické podmínky nebylo možno navrhnout tradiční obloukovou konstrukci zatěžující základy velkou vodorovnou silou. Proto byla navržena samokotvená oblouková konstrukce, u které byla vodorovná síla zachycena tahovou únosností přímo pocházeného předpjatého pásu (obr. 12). Hladké křivky, které jsou charakteristické pro konstrukce z předpjatého pásu, umož-

ňují hladké napojení lávky na terén. Protože břehy řeky jsou tvořeny kamennými zdmi, jsou krajní opěry situovány za těmito zdmi. Opěry jsou podepřeny dvojicemi vrtaných pilot. Zadní piloty jsou namáhané tahem, přední tlakem. Moment této dvojice sil vyrovnává moment od vodorovných sil, které namáhají předpjatý pás a oblouk. Rozpětí oblouku L = 42,9 m, jeho vzepětí f = 2,65 m, poměr vzepětí k rozpětí f/L = 1/16,19. Oblouk má proměnnou šířku a tloušťku. Směrem od opěr ke středu mostu se rozvětvuje ve dvě samostatné části. 43,5 m dlouhý předpjatý pás je sestaven z prefabrikovaných segmentů délky 1,5 m. Uprostřed rozpětí je předpjatý pás podepřen na sedlech tvořených nízkými stěnami vybetonovanými na oblouku (obr. 13, 14 a 15). Předpjatý pás je nesen a předepnut


4/2009

čtyřmi vnitřními kabely tvořenými svazky z 12 monostrandů ∅15,5 mm zainjektovaných v PE trubkách. Segmenty se zakřiveným podhledem mají v příčném směru proměnnou tloušťku. Jak předpjatý pás, tak i oblouk jsou provedeny z vysokopevnostního betonu charakteristické pevnosti 80 MPa. Oblouk je sestaven ze dvou obloukových segmentů, které byly při stavbě zavěšeny na montážní kabely zakotvené v opěrách [3]. Před betonáží střední spáry byl vliv deformace pilot eliminován úpravou geometrie kabelů. Jakmile beton spáry získal dostatečnou pevnost, byly montážní kabely nahrazeny vnějšími kabely spojujícími opěry. Následně byly vybetonovány nízké stěny tvořící sedla. Poté byly segmenty umístěny na střední stěny (obr. 15) a na vnější kabely. 13

STAVEBNÍ


11

Potom byly protaženy a napnuty vnitřní kabely a následně odstraněny vnější kabely. Tím konstrukce získala požadovanou geometrii. Poté byly vybetonovány spáry mezi segmenty a vnitřní kabely byly dopnuty. Předpjatý pás tak získal požadované předpětí. Také tato konstrukce byla navržena na základě velmi detailní statické a dynamické analýzy. Velká pozornost byla věnována posouzení stability velmi štíh-

lého oblouku. Nelineární analýza uvažující možnou imperfekci výroby prokázala, že konstrukce má dostatečný stupeň bezpečnosti. První ohybová frekvence f(1) = 1,912 Hz je blízko frekvenci lidských kroků f(w) = 2 Hz. Proto byla v souladu s návrhem Eurokódu z roku 1995 [2] provedena analýza vybuzeného kmitání. Maximální zrychlení amax = 0,162 m/s2 je menší než přípustné zrychlení

alim = 0,5 f(1)0,5 = 0,691 m/s2. Ačkoliv je konstrukce mimořádně štíhlá, je velmi tuhá, a uživatelé lávky nemají nepříjemný pocit vyvolaný kmitáním konstrukce od pohybu lidí a větru. Funkce mostu byla ověřena statickou zatěžovací zkouškou. Stavba mostu byla zahájena v únoru a byla předána do provozu v září 2007. Na konferenci „footbridge 2008“ v portugalském Portu získala lávka první cenu jak za estetické, tak i technické řešení.

12

13 14

15

14


4/2009

STAVEBNÍ

L ÁV K A M C L O U G H L I N B O U L E VA R D , PORTLAND, OREGON, USA Lávka McLoughlin Boulevard (obr. 16) je součástí rekreační stezky spojující jednotlivé části metropolitní oblasti Portlandu v Oregonu. Mostovka z předpjatého pásu je zavěšena na dvou skloněných obloucích a je zakotvena v kotevních blocích, které současně tvoří krajní opěry. Protože kotevní bloky jsou spojeny s patkami oblouků tlačenými vzpěrami, tvoří konstrukce samokotvený systém namáhající základy jen svislými silami (obr. 17). Protože mostovka je zavěšena na obloucích prostřednictvím radiálně uspořádaných závěsů, mají oblouky kruhový výslednicový tvar. Štíhlé oblouky průměru 457 mm jsou zavětrovány dvěma stěnovými výztuhami. Předpjatý pás je sestaven z prefabrikovaných segmentů a spřažené desky (obr. 18a). V krajních polích jsou segmenty zesíleny krajními nosníky vyztuženými ocelovými I nosníky (obr. 18c). Tah v mostovce od zatížení stálého je přenášen nosnými kabely, tah od nahodilého zatížení a objemových změn je přenášen předpětím od předpínacích kabelů. Jak nosné, tak i předpínací kabely jsou umístěny ve spřažené desce. Nosné kabely, které byly napnuty při montáži segmentů, jsou tvořeny dvěma svazky z 12 lan průměru 15,5 mm. Proti korozi jsou lana chráněna předpjatou mostovkovou deskou. PředpíObr. 11 Lávka přes Svratku Fig. 11 Footbridge across the Svratka River

nací kabely jsou tvořeny šesti kabely z 10 lan průměru 15,5 mm, které jsou zainjektovány v kabelových kanálcích. Závěsy z hladkých tyčí průměru 25,4 mm jsou kotveny v krátkých ocelových konzolách T průřezu připevněných ve spárách k segmentům (obr. 19). Vodorovná složka síly ze závěsů je zachycena předpínacími tyčemi průměru 32 mm vedenými v okrajových trubkách spojujících krátké konzoly. Mezera mezi segmenty a krajní trubkou je překryta mřížovinou. Ochranné zábradlí výšky 2,4 m, které je také tvořeno mřížovinou, je zavěšeno na závěsy. Na závěsy jsou také připevněny příčné konzoly nesoucí madlo zábradlí. Prostor se tak otevřel a skličující pocit z amerických lávek uzavřených v ochranném pletivu byl odstraněn. Také tato konstrukce byla navržena na základě velmi detailní statické a dynamické analýzy. Velká pozornost byla věnována posouzení stability velmi štíhlého oblouku a dynamické analýze. Nelineární analýza uvažující možnou imperfekci výroby prokázala, že definitivní konstrukce tvořená obloukem a předpjatým pásem má velký stupeň bezpečnosti. Při stavbě, kdy veškeré zatížení přenáší jen oblouk, byl stupeň bezpečnosti velmi malý. Proto byla montovaná konstrukce ztužena střední podpěrou, která zatěžovala oblouk kontrolovanou silou.


Dynamická analýza prokázala, že konstrukce má uspokojivou odezvu na seismické zatížení. Protože první ohybová frekvence f(1) = 1,021 Hz je menší než frekvence lidských kroků f(w) = 2 Hz, byla provedena dynamická analýza vybuzeného kmitání [2]. Maximální zrychlení amax = 0,104 m/s2 je menší než přípustné zrychlení alim = 0,5 f(1)0,5 = 0,505 m/s2. Konstrukce je velmi tuhá a uživatelé lávky nemají nepříjemný pocit vyvolaný kmitáním konstrukce od pohybu lidí a větru. Oblouky byly dodány na stavbu ve dvou polovinách a byly smontovány ve dvou na sebe navazujících nočních směnách. Oblouky byly uloženy na montážní podpěry situované ve středním pruhu komunikace a u patek oblouků. Po spojení oblouků a zabetonování patek oblouků byly koncové opěry vzájemně spojeny nosnými kabely a střední podepření oblouků bylo nahrazeno zatížením oblouků malou silou. Konstrukce tak začala působit jako samokotvená oblouková konstrukce. Segmenty byly montovány po pěti symetricky od středu mostu (obr. 20). V průběhu montáže byla postupně kontrolována a upravována síla v nosných kabelech. Segmenty krajních polí byly zavěšeny na ocelové I profily podepřené na oblouku a u opěr. Po smontování všech segmentů byly vybetonovány spáry mezi segmenty, spřažena mostovková deska a parapetní nosníky krajních polí. Potom byla konstruk-

16

Obr. 12 Lávka přes Svratku, podélný řez Fig. 12 Footbridge across the Svratka River, elevation Obr. 13 Lávka přes Svratku, příčný řez uprostřed rozpětí Fig. 13 Footbridge across the Svratka River, cross section at midspan Obr. 14 Lávka přes Svratku, konstrukční řešení Fig. 14 Footbridge across the Svratka River, structural solution Obr. 15 Lávka přes Svratku, segmenty uložené na sedle Fig. 15 Footbridge across the Svratka River, segments supported by saddles Obr. 16 Lávka McLoughlin Boulevard Fig. 16 McLoughlin Boulevard footbridge BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2009

15

STAVEBNÍ


17

19

18

20

ce předepnuta. Stavba lávky byla zahájena v březnu 2005 a ukončena v září 2006. Lávka, která se stala bránou do města, získala od National Steel Bridge Alliance, USA, v roce 2007 Steel Bridge Award. ZÚČASTNĚNÍ Výzkumné práce spojené s vývojem nového typu konstrukcí jsou prací Ústavu betonových a zděných konstrukcí FAST VUT v Brně. Statický model navrhl a odzkoušel Tomáš Kulhavý. Lávku pro pěší přes rychlostní komunikaci R35 u Olomouce vyprojektovala firma Stráský, Hustý a partneři, Brno. Zodpovědným projektantem byl Libor Hrdina, lávku postavila firma Bögl a Krysl, Plzeň. Lávku přes řeku Svratku v Brně vyprojektovala firma Stráský, Hustý a partneři, Brno ve spolupráci s firmou Acht Architects, Praha, Rotterdam. Zodpovědným projektantem byl Petr Štefan, lávku postavila firma Skanska DS, Brno. Lávka McLoughlin Boulevard, Portland, Oregon, USA, byla vyprojektována firmou OBEC Consulting Engineers, Eugene, Oregon, ve spolupráci s Jiri Strasky, Consulting Engineer, Greenbrae, California. Zodpovědný projektant byl Gary Rayor. Lávka byla postavena firmou Mowat Construction Company, Vancouver, Washington. Statická a dynamická analýza popisovaných konstrukcí je prací Radima Nečase a Richarda Nováka. 16

Popisované konstrukce byly vyvinuty v rámci programu výzkumu a vývoje „Impuls“ FI – IM5/128 „Progresivní konstrukce z vysokohodnotného betonu“ Ministerstva průmyslu a obchodu a za finančního přispění MŠMT ČR, v rámci výzkumného záměru MSM 0021630519 „Progresivní spolehlivé a trvanlivé nosné stavební konstrukce“. Prof. Ing. Jiří Stráský, DSc. 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 Ing. Radim Nečas tel.: 541 147 855, fax: 549 250 218 e-mail: [email protected] oba: FAST VUT v Brně, ÚBZK Veveří 95, 662 37 Brno www.fce.vutbr.cz Ing. Libor Hrdina e-mail: [email protected] Ing. Petr Štefan e-mail: [email protected] oba: Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Bohunická 50, 619 00 Brno tel.: 547 101 811, fax: 547 101 881 www.shp.eu

Obr. 17 Lávka McLoughlin Boulevard, podélný řez Fig. 17 McLoughlin Boulevard footbridge, elevation Obr. 18 Lávka McLoughlin Boulevard – příčné řezy, a) hlavní pole, b) most, c) krajní pole Fig. 18 McLoughlin Boulevard footbridge – cross sections, a) main span, b) bridge, c) side span Obr. 19 Lávka McLoughlin Boulevard, zavěšení mostovky na oblouku Fig. 19 McLoughlin Boulevard footbridge, suspension of the deck on the arch Obr. 20 Lávka McLoughlin Boulevard, montáž segmentů Fig. 20 McLoughlin Boulevard footbridge, erection of segments

Literatura: [1] Strasky J.: Stress Ribbon and CableSupported Pedestrian Bridges, Thomas Telford, London, UK, 2005 [2] Eurocode 2: Design of Concrete Structures – Part: Concrete Bridges, ENV 1992-2:1995. CEN European Committee for Standardization, Brussels 1995 [3] Tichý J., Markovič P., Votava R., Štefan P., Mendel A.: Prefabrikovaná lávka přes řeku Svratku v Brně. Beton TKS 4/2008


4/2009

STAVEBNÍ


MOST

PŘES MALŠI V ROUDNÉM THE BRIDGE OVER THE MALŠE RIVER IN ROUDNÉ RADEK FALÁŘ, MILAN KODET, LUKÁŠ VRÁBLÍK Most, který převádí silnici III/15532 přes řeku Malši v obci Roudné, je budován jako náhrada za původní konstrukci z roku 1892, která nevyhovovala současným požadavkům zatížitelnosti a šířkovým uspořádáním. This paper presents the new bridge over the Malše River in the village of Roudné in the South Bohemia region. The network arch bridge with single span of 34 m is currently being constructed. Ř E Š E N Í S TAV BY Stavba se nachází v katastrálním území obcí Roudné a Vidov v okrese České Budějovice. Přemostění je situováno na okraji obce a v blízkosti obytné zástavby. Překračovanou překážkou je řeka Malše a cesta pro pěší. Původní směrové řešení stávající trasy silnice III/15532 České Budějovice-Vidov muselo být zachováno, neboť v obci Roudné nebylo nalezeno vhodnější místo k překročení řeky Malše. Komunikace je v daném úseku navržena v kategorii S7,5/50, po obou stranách silnice budou chodníky šířky 1,25 až 1,5 m a výškově je trasa vedena přibližně o 0,6 m výše oproti stávající niveletě s ohledem na hladinu stoleté vody. Zachování trasy komunikace procházející intravilánem obce Roudné s hustou okolní zástavbou si před započetím demolice stávajícího mostu vyžádalo přípravná opatření v podobě zřízení objízdné komunikace s provizorním mostem přes řeku.

PŮVODNÍ MOST Silniční most přes Malši byl v Roudném (obr. 1) postaven v roce 1892. Konstrukci tvořila dvojice ocelových nýtovaných příhradových oblouků s lomeným horním pásem a dolní mostovkou. Příhradové oblouky byly příčně ztuženy příhradovými polorámy. Konstrukční výška uprostřed rozpětí byla 4,8 m, přičemž výška oblouku nad úrovní mostovky byla 3,75 m. Dolní mostovku tvořila železobetonová deska tloušťky cca 200 mm uložená na ocelových plnostěnných nýtovaných příčnících výšky cca 450 mm a na ocelových válcovaných podélnících. Na mostě byly po obou stranách zvýšené chodníky 0,75 m a živičná vozovka šířky 5 m. Mostní opěry výšky 4 až 5 m byly z masivního betonu s nárožím z kvádrového kamenného zdiva. Po zhodnocení požadavku na zvýšení zatížitelnosti a s přihlédnutím ke stavebně technickému stavu stávajícího mostu bylo doporučeno jeho odstranění včetně stávajících opěr a nahrazení novou konstrukcí. OBJÍZDNÁ TRASA Demolice stávajícího mostu byla podmíněna převedením silniční dopravy na objízdnou komunikaci, která překračovala řeku Malši rovnoběžně s trasou silnice III/15532 ve vzdálenosti přibližně 30 m směrem proti proudu řeky. Pro překročení vodního toku bylo nutné navrhnout mostní provizorium. Pro přemostění byl použit ocelový příhradový typový most MS-60 rozpětí 27 m (obr. 2). Byl založen standardně na opěrách vyskládaných z železobetonových silničních panelů.

1


NOVÝ MOST V průběhu zpracování dokumentace pro stavební povolení a zadání stavby byl zvolen obloukový most se síťově uspořádanými závěsy a dolní mostovkou z předpjatého betonu s nízkou stavební výškou. Tento konstrukční systém byl v souladu s požadavkem obce Roudné na zachování obloukové mostní konstrukce, která jí po léta dominovala. Na základě provedeného inženýrskogeologického průzkumu bylo doporučeno hlubinné založení opěr na velkoprůměrových pilotách. Podmínkou realizace pilotového založení bylo odstranění všech nevrtatelných částí původních základů. Vyhloubená jáma byla zpětně zasypána s následným hutněním až do úrovně předpokládané pilotovací plošiny. Opěry nového mostu jsou masivní železobetonové. Vnější líc opěr je opatřen kamenným obkladem. Jako materiál obkladu byla vybrána kozárovická žula modrošedé barvy. Hlavní nosnou konstrukci mostu tvoří dva ocelové oblouky o rozpětí 34 m se síťově uspořádanými závěsy. Šikmé závěsy se mimoběžně protínají. Ocelové oblouky mají tvar paraboly druhého stupně s teoretickým vzepětím 6,05 m (obr. 3). V příčném směru jsou oblouky osově vzdáleny 8,65 m. Chodníky šířky 1,25 m jsou součástí betonové Obr. 1 Původní most ev. č. 15532-1 Fig. 1 The original bridge Obr. 2 Provizorní most přes Malši Fig. 2 Temporary bridge over the Malše river

2

4/2009

17

STAVEBNÍ


3 4 Obr. 3 Podélný řez Fig. 3 Longitudinal section Obr. 4 Příčný řez Fig. 4 Typical cross-section Obr. 5 Výstavba mostu Fig. 5 New bridge under Construction Obr. 6 Demontáž skruže Fig. 6 Falsework removal Obr. 7 Pohled na čelo mostu Fig. 7 View of the forefront of the bridge Obr. 8 Podhled mostu Fig. 8 The view of the bridge soffit

5

6

7

8

18

mostovky a jsou umístěny na konzolách vně ocelových oblouků. Chodníkové konzoly jsou na krajích ukončeny lícními prefabrikáty a opatřeny ocelovým zábradlím. Oblouky jsou navrženy svařovaného otevřeného průřezu tvaru U v reverzní poloze o rozměrech 350 x 350 x 35 mm. Oba oblouky jsou vzájemně stabilizovány třemi svařovanými rámovými příčlemi umístěnými nad průjezdným průřezem. Nad ložisky jsou navrženy koncové ocelobetonové příčníky. K zakotvení šikmých závěsů do mostovky je navrženo ocelové táhlo z dvojice svařovaných L průřezů propojující oba koncové příčníky. V provozním stavu pak funkci táhla přebírá železobetonová předpjatá mostovka. Výplň mezi obloukem a táhlem tvoří celkem třicet čtyři síťově uspořádaných závěsů (v jednom oblouku). Závěsy jsou navrženy z tyčí ∅ 50 mm z leštěné korozivzdorné oceli pevnostní třídy S240 (1.4571). Šikmé závěsy jsou připojeny ke styčníkovým plechům v horní a dolní části oblouku čepovými spoji. Styčníkový plech vycházející nad povrch


4/2009

Dálniční most na D 8, Opárno

betonové mostovky je proveden z plechu z korozivzdorné oceli pevnostní třídy S240 (1.4571). Monolitická železobetonová desková mostovka, která je zavěšená na závěsech, je v podélném směru předpjatá čtyřmi devatenáctilanovými kabely vedenými v ose oblouků a devíti pětilanovými kabely rozmístěnými rovnoměrně mezi oblouky. Tvar mostovky je přizpůsoben komunikaci, která se na mostě nachází ve vrcholovém oblouku se vzepětím cca 140 mm. V příčném směru má mostovka proměnnou tloušťku, maximálně 620 mm v místě oblouků a 450 mm uprostřed rozpětí mezi oblouky. Horní plocha mostovky je ve střechovitém příčném sklonu 2,5 %. Podhled desky je v příčném směru vodorovný. Deska mostovky je z betonu C35/45-XF2, betonovaná do bednění, které bylo podepřeno na skruži. Z AT Í Ž E N Í A S T AT I C K É Ř E Š E N Í Nahodilé zatížení mostního oblouku bylo stanoveno dle ČSN 73 6203 Zatížení mostů pro zatěžovací třídu A. Statická analýza byla provedena ve výpočetním programu NEXIS, přičemž bylo vytvořeno několik výpočetních modelů pro podélný a příčný směr. V podélném směru byla konstrukce vyšetřována jako jeden mostní oblouk. Pro tento účel byl vytvořen prutový 2D model. Vzpěrná délka oblouku pro vybočení z roviny byla stanovena stabilitním výpočtem na 3D modelu konstrukce pro nejnepříznivější kombinaci zatížení. Posouzení bylo provedeno podle ČSN 73 6205 Navrhování ocelových mostů a ČSN 73 1401 Navrhování ocelových konstrukcí. Závěsy byly navrženy v souladu s ČN P ENV 1993-1-4 Navrhování ocelových konstrukcí – doplňující pravidla pro korozivzdorné oceli. I betonová mostovka byla vyšetřována na dvou výpočetních modelech. Základní 2D prutový model pro analýzu účinků dotvarování a smršťování a 3D deskostěnový model pro analýzu příčného směru desky a pro návrh výztuže koncového příčníku se zabetonovaným ocelovým nosníkem. Posouzení bylo provedeno podle ČSN 73 6206 Navrhování betonových a železobetonových mostních konstrukcí a ČSN 73 6207 Navrhování mostních konstrukcí z předpjatého betonu.

Roman Šimáček, stavbyvedoucí Metrostav a.s., divize 5, Praha: „Pro technicky náročnou výrobu obloukového mostu jsme pro pilíře, konstrukci oblouku a mostovku obdrželi od PERI řešení přesně na míru, hospodárné a spolehlivé.“ Stavebnice VARIOKIT ekonomicky výhodná: pronajímatelné systémové prvky optimálně přizpůsobené zatížení flexibilní: naprosté přizpůsobení díky mnoha možnostem připojení univerzální: pouhé 3 základní stavební díly pro různé druhy využití

Z ÁV Ě R V současné době probíhají na mostě dokončovací práce. Projekt mostu je financován Jihočeským krajem za podpory fondů Evropské unie.

Stavebnice bednění a lešení pro výstavbu mostů a tunelů

Zúčastnění na stavbě Jihočeský kraj Investor Generální projektant Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. sdružení firem Eurovia CS, a. s. (dříve SSŽ), Zhotovitel stavby závod České Budějovice a SMP CZ, a. s., Praha

Ing. Radek Falář e-mail: [email protected] tel: 221 412 819

bednění lešení služby

Ing. Milan Kodet Ing. Lukáš Vráblík, Ph.D.


CZ PERI/9.119

všichni: Mott MacDonald, spol. s r. o. Národní 15, 110 00 Praha 1

www.peri.cz

4/2009

19

STAVEBNÍ


VIADUKT 5215 VIADUCT

STAVBY DÁLNICE D4705 5215 O F H I G H W AY D4705

1

P AV E L S V O B O D A , I L J A H U S T Ý , MARTIN FORMÁNEK, A N T O N Í N B R N U Š Á K , I V A N B AT A L V rámci pokračování dálnice D47 mezi Bělotínem a Hladkými Životicemi byl navržen a v současné době je realizován most přes Husí potok v km 123,127, se stavebním označením 5215. Konstrukci mostu tvoří dvoutrám s náběhy z částečně předpjatého betonu zhotovovaný postupně monoliticky na výsuvné skruži. Spojitá nosná konstrukce délky 856,8 m bez dilatačních spár představuje ne zcela běžné technické dílo v oblasti monolitických postupně betonovaných konstrukcí. Within the continuation of the construction of the freeway D47 at the km 123.127 between towns Belotin and Hladke Zivotice it was designed and it is being built a bridge across the Husi Creek; the bridge is marked 5215. The bridge deck is formed by a haunched double tee girder from partially prestressed concrete that is progressively cast 20

in a movable scaffolding. A continuous structure of the length of 856.8 m without expansion joints represents not a quite common technical work in the area of the step by step cast structures. Objekt mostu se stavebním označením 5215 na pokračování stavby dálnice D47 mezi Bělotínem a Hladkými Životicemi tvoří dvojice souběžných, vzájemně nezávislých mostních konstrukcí z monolitického předpjatého betonu o jednadvaceti spojitých polích s rozpětím 40,8 m. Viadukt převádí dálnici přes údolí Husího potoka, kde překračované překážky tvoří vodní tok, železniční trať Suchdol nad Odrou–Fulnek a vesnice Hladké Životice včetně místních komunikací. V místě viaduktu je trasa dálnice vedena v pravotočivém směrovém oblouku s konstantním příčným sklonem 2,5 % a proměnným podélným sklonem 0,73 až 0,57 %. V předchozích projektových stupních byla navržena jednotrámová konstrukce s podélným náběhem. S ohledem na možnosti

výsuvné skruže se spodním hlavním nosníkem bylo nutné přepracovat původní řešení na dvoutrámovou konstrukci se spodním náběhem. Toto konstrukční řešení je nutné pro zachování průjezdného profilu elektrifikované železniční tratě. KONSTRUKCE MOSTU Založení mostu je hlubinné na velkoprůměrových pilotách ∅ 1 200 mm a délky 17 m. Podloží tvoří neogenní středně až vysoce plastické jíly. Založení a spodní stavba jsou dimenzovány jak na provozní účinky, tak na jednotlivé montážní stavy při postupné výstavbě. Dříky pilířů mají konstantní elipsovitý tvar s dvojicí půlkruhového vybrání (2 x 1,5 m). Nejvyšší pilíře dosahují výšky 15 m. Každý trám je prostřednictvím hrncového ložiska Cedron podporován štíhlým sloupem vetknutým do samostatné základové patky. Krajní opěry jsou tvořeny základovou deskou s vetknutými úložnými dříky, tvarově podobnými mezilehlým pilířům. Po napnutí kabelů podélného předpě-


4/2009

STAVEBNÍ

tí a dodatečném zhotovení koncového příčníku je provedena závěrná zídka včetně částečně zavěšených křídel.

Nosnou konstrukci tvoří dvoutrámový průřez výšky 1,7 m v poli a 2,6 m nad podpěrami s podélným náběhem

2


tvaru paraboly druhého stupně. Tloušťka mostovkové desky je v příčném řezu proměnná, minimální na okrajích mostov-

3 Obr. 1 Pohled na pravý most Fig. 1 View of the right bridge Obr. 2 Příčný řez mostu Fig. 2 Cross section of the bridge Obr. 3 Průběh ohybových momentů při výstavbě Fig. 3 Course of bending moments during construction Obr. 4 Příčná výztuž mostovky v oblasti podpor Fig. 4 Transverse reinforcement of the deck close supports


4/2009

21

STAVEBNÍ


6

7 Obr. 5 Pilíře mostu Fig. 5 Bridge piers Obr. 6 Příčný řez skruží při betonáži, resp. výsunu Fig. 6 Cross section of the scaffolding during casting and launching

5

ky 250 mm, resp. 300 mm na straně odvodňujícího žlabu a ve středním pásu mezi trámy 300 mm. Tloušťka mostovky se směrem k trámům zesiluje oboustrannými přímkovými náběhy až na hodnotu 450 mm ve vetknutí do trámů. Celková šířka mostovkové desky pravého mostu je konstantní 14 m. Šířka levého mostu je mezi podpěrami P10 až P14 rozšířena o 1 m. Osová vzdálenost trámů je u obou nosných konstrukcí konstantní 8 m. Příčné ztužení dvojic trámů je provedeno krajními nadopěrovými příčníky a mezi opěrami pouze monoliticky připojenou horní mostovkovou deskou. Nosná konstrukce z betonu C35/45-XF1 je předepnuta podélnými kabely soudržného předpětí. Předpětí je tvořeno systémem Dywidag, ∅ Ls 15,7 – 1 860 MPa. Na jednu mostní konstrukci připadá dvanáct zvedaných kabelů po devatenácti lanech a dva přímé kabely po patnácti lanech, napínaných v každé etapě. Použití přímého kabelu je nutné jak pro redukci kladných ohybových momentů v polovině rozpětí po odskružení nosné konstrukce a přesunu skruže ke zhotovení dalšího 22

betonážního celku, tak při celkové kombinaci pro optimalizaci normálového napětí ve spodních vláknech v oblasti podpěr. Pro informaci jsou na obr. 3 vykresleny průběhy momentů, které vznikají v konstrukci při stavbě třetího pole před zavěšením skruže (3) a po vybetonování pole (4). Konstrukce náběhu a minimalizace spotřeby výztuže vedla ke specifickému řešení příčné výztuže mostovky (obr. 4). Příčná výztuž trámu je tvořena čtyřstřižnými třmínky, jejichž výška přesně odpovídá výšce konkrétního řezu. Aby byla snížena spotřeba příčné výztuže mostovky, je část výztuže horního povrchu využita i pro vykrytí kladných ohybových momentů v ose desky. U konce mostu je ortogonální výztuž doplněna diagonální výztuží, přenášející tahové síly od pružné deformace trámu vlivem předpětí do mostovkové desky. Na základě důkladného statického výpočtu bylo možné optimalizovat spotřebu betonářské a předpínací výztuže. Optimalizace prokázala vhodnost navrženého řešení pro dané rozpětí mostní konstrukce (tab. 1).

Obr. 7 Postup výstavby Fig. 7 Progress of the construction Obr. 8 Detail skruže Fig. 8 View of the scaffolding

Dilatace nosné konstrukce mezi krajními opěrami přenášejí osmilamelové dilatační závěry Maurer Söhne D640. Na vnitřní straně mostu je navrženo ocelové zábradelní svodidlo JSMNH4/H2 kotvené do celomonolitické římsy. Na vnější straně je uspořádání vycházející z dispozice bezřímsového svršku, tzn. volně ložené betonové svodidlo, betonový obrubník a odvodňovací žlab. V Ý S TAV B A M O S T U Nosná konstrukce je betonována postupně po polích od opěry OP1 k OP22 pro pravý most, resp. od OP22 k OP1 u levého mostu. Výsuvnou skruž se spodním nosníkem tvoří čtyři podélníky z ocelových Tab. 1 Spotřeba betonu a výztuže v nosné konstrukci mostu Tab. 1 Consumption of concrete and reinforcement in the bridge structure Materiál betonářská výztuž [kg/m3] předpínací výztuž [kg/m2] beton NK [m3/m2]


Spotřeba 106,7 21,85 0,693 4/2009

STAVEBNÍ


8

příhradových nosníků. Bednění je uloženo na příčnících položených přes tyto nosníky. Skruž je podepřena na přesuvných montážních podpěrách založených na patkách sloupů definitivních mezilehlých podpěr. Všechna pole kromě posledního budou betonována s konzolou přesahující přední podpěru betonovaného pole o 8,16 m. V betonážní poloze je na konec konzoly zavěšen zadní konec hlavních nosníků posuvné skruže, přední konec je podepřen na výkyvných ložiscích v ose přední montážní podpěry. Změny polohy pevného bodu konstrukce během výstavby je dosaženo pomocí dočasné blokace ložisek a jejich postupného uvolňování až na trvale pevný bod na dvojici pilířů uprostřed viaduktu. Kabely jsou stykovány v pracovní spáře 8,16 m za osou pilíře v místě nulových ohybových momentů od vlastní tíhy. Přímo spojkované je 57 % podélné výztuže, zbývající část kabelů je uložena na výsuvné skruži a po zhotovení další etapy je uložena a napnuta. Při tomto postupu odpadá nutnost použití plovoucích spojek. V poslední etapě

jsou napnuty všechny navržené podélné kabely z čela nosné konstrukce nad opěrou. Po přesunu skruže je zhotoven monolitický koncový příčník. Vyčnívající výztuž z nosné konstrukce kolidující s bedněním výsuvné skruže je spojkována pomocí šroubovacích spojek. Vliv postupné výstavby a s tím související změny statického systému a připnutí výsuvné skruže na konzole k nosné konstrukci byl uvažován při vlastním dimenzování průřezů a dále při výpočtech nadvýšení konstrukce. Vzhledem k dilatační délce mostu bylo nutné provádět polohopisné a výškopisné přednastavení souřadnic pro betonáž jednotlivých etap v souladu s výsledky podrobné časové analýzy konstrukce. Z ÁV Ě R Počet mostních polí a náročný terén přímo vybízí k použití technologie výstavby po polích s krátkým cyklem výstavby jednotlivých etap. Postupná výstavba monoliticky na spodní výsuvné skruži s čtrnáctidenním pracovním cyklem pro střední pole se ukázala jako bezproblémová a díky


4/2009

technologii výstavby je reálné plnit požadavky na termíny výstavby. V současné době je dokončen pravý most a probíhá výstavba levého mostu od opěry OP22. Projekt viaduktu vypracovaný SHP, s. r. o., je navržen s ohledem na vysokou estetickou hodnotu výsledného díla, optimální spotřebu materiálu a minimální dopady na životní prostředí při výstavbě. Výstavbu viaduktu zajišťuje SMP CZ, a. s. Ing. Pavel Svoboda, Ph.D. e-mail: [email protected] Ing. Ilja Hustý Ing. Martin Formánek všichni: Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Bohunická 50, 619 00 Brno tel.: 547 101 858, fax: 547 101 881, www.shp.eu Ing. Antonín Brnušák e-mail: [email protected] Ing. Ivan Batal oba: SMP CZ, a. s. Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6 tel.: 222 185 220, fax: 222 328 507, www.smp.cz

23

STAVEBNÍ


REKONSTRUKCE MOSTU 21042 V OBCI OLOVÍ

PŘES ŘEKU

SVATAVU

NA SILNICI

RECONSTRUCTION OF THE BRIDGE OVER THE SVATAVA RIVER O N T H E R O A D 21042 I N O LO V Í

1

JAN PROCHÁZKA, LUDĚK OBERHOFNER, RADEK TOMAN Předmětem článku je popis rekonstrukce mostu přes řeku Svatavu v obci Oloví a přilehlé části komunikace přes inundaci řeky. Důvodem pro rekonstrukci byl nevyhovující stavební stav mostu včetně navazujících opěrných zdí. The subject of the article is a description of the reconstruction of the bridge over the Svatava river in Oloví and adjacent parts of a road in a flooded area. The main objective for the bridge reconstruction was the poor state of the bridge including adjoining retaining walls.

2

HISTORIE MOSTU Vetknutý železobetonový parabolický obloukový most byl postaven v roce 1912 (obr. 1). Délka přemostění je 24 m, vzepětí oblouku ve vrcholu je 2,8 m. Plná mostovková klenba má šířku 6 m, její tloušťka je 0,4 m ve vrcholu a 0,8 m v patce. Na okrajích je klenba vyztužena podélným žebrem tvořícím zároveň poprsní zídku. Prostor nad klenbou je před opěrami vylehčen na každé straně dvěma klenbami světlosti 1,5 m. Most byl navržen dle systému Prof. Melana, profesora stavební mechaniky a mostního stavitelství na technických školách v Brně, Praze, Vídni ad. Melanův systém výstavby betonové-

ho oblouku (světově uznávaný a velmi rozšířený zejména v USA, pozn. redakce) spočíval ve výstavbě nejprve výztužných příhradových obloukových nosníků (zde šesti) opřených o bárky a nesoucích tíhu čerstvého betonu prostřednictvím bednění mezi bárkami. Pásy příhradového oblouku jsou ze dvojic úhelníků 85 x 85 x 10 mm. Most byl navržen jako silniční most 2. třídy na zatížení dle rakouského mostního řádu z roku 1904. Z nosného oblouku jsou po bocích vyloženy chodníkové konzoly členitého tvaru. Klenba přechází do mohutných patek, na kterých jsou založena masivní rovnoběžná křídla předsunutá bočně o 400 mm před klenbu. 3

24


4/2009

STAVEBNÍ

K O N C E P C E N ÁV R H U Šířka oboustranných chodníků původního mostu byla 1,25 m, šířka vozovky mezi zvýšenými obrubami pouze 4,5 m. Tato šířka nevyhovovala pro obousměrný provoz. Ve skutečnosti provoz probíhal obousměrně, protože obrubníky byly přeasfaltované, a tak docházelo k pojíždění chodníkových konzol. Původní zábradlí a chodníkové konzoly byly degradované (obr. 2). Projektant navrhl rozšíření vozovky na mostě mezi obrubníky ze 4,5 na 5,5 m (nejužší možná dvoupruhová obousměrná komunikace), při zachování oboustranných chodníků šířky 1,25 m, včetně odpovídající úpravy předmostí na pravém břehu. Záměrem bylo upravit most tak, aby zůstal zachován jeho historický vzhled. Pro urychlení výstavby a zvýšení kvality prací byla navržena prefabrikace tvarově složitých částí.

TECHNICKÉ ŘEŠENÍ Originální řešení rekonstrukce mostu využívá bočně odsazená masivní křídla, do kterých se opírá o 400 mm oboustranně rozšířená klenba mostu (obr. 3). Protože bylo potřeba rozšířit vozovku na každou stranu o 500 mm, byla zbý-


vající část rozšíření 100 mm dosažena zvětšením vyložení chodníkové konzoly z původních 700 na 800 mm (obr. 4). Pohledový boční líc klenby byl vytvořen z tvarově náročných železobetonových prefabrikátů tloušťky 200 mm, s kompletní členitou chodníkovou konzolou

4a 4b

Obr. 1 Dobová pohlednice s rozestavěným mostem v Oloví Fig. 1 An elderly picture postcard showing almost completed bridge in Oloví Obr. 2 Fotografie původního mostu před rekonstrukcí Fig. 2 A photo of the original bridge before reconstruction Obr. 3 Schéma rekonstrukce nosné konstrukce Fig. 3 Scheme of superstructure reconstruction Obr. 4 a) Podélný řez, b) příčný řez Fig. 4 a) Longitudinal section, b) cross section Obr. 5 Vázání výztuže do formy na lícní prefabrikáty Fig. 5 Assembling of rebar cage in the face panel’s form Obr. 6 Lícní prefabrikát připravený k osazení na místo Fig. 6 The completed face panel ready to assembly 5


6

4/2009

25

STAVEBNÍ


7

8

na po délce na čtyři díly symetrické podle svislé osy klenby. Nad křídly je další prefabrikát pouze v chodníkové části. Celkem tedy boční líc mostu tvoří dvanáct prefabrikátů šesti různých typů. Tvar klenby byl podrobně zaměřen. I když shoda tvaru křivek klenby dle os symetrie je s ohledem na dobu výstavby obdivuhodná, přesto projektant přistoupil ke zvětšení prefabrikátu pod teoretický tvar klenby o 40 mm, aby došlo s jistotou k vykrytí celé klenby. Teoretická mezera mezi prefabrikáty je 100 mm ve vrcholu, 10 mm ve spáře ve čtvrtině klenby a 50 mm mezi křídlem a prefabrikátem. Obě krajní mezery byly zabedněny a zabetonovány, spára ve čvrtině klenby šířky 10 mm byla pečlivě vyplněna kotevní zálivkou. Vybednit bylo nutno také mezeru šířky 200 mm mezi původními odlehčovacími klenbičkami a otvory v prefabrikátu. Na původní klenbě byly odhaleny a opískovány spodní pasy příhradových nosníků. Bylo zjištěno, že koroze byla menší,

Mezi křídly na obou stranách mostu je dobetonována zesilující stěna, která zpevňuje zadní stěnu krajní klenbičky, ve které byly zjištěny výrazné vodorovné trhliny, a vzájemně propojuje křídla. Na monolitickou desku mostovky (obr. 9) byla nanesena stěrková izolace na cementové bázi. Na délku mostu jsou osazeny kamenné obrubníky uložené do drenážního plastbetonu. Ochrana izolace je z litého asfaltu v tloušťce 30 mm. Povrch vozovky tvoří vrstva ABS silná 50 mm. Povrch chodníku tvoří litý asfalt tloušťky 30 mm ve funkci ochranné vrstvy izolace i pochozí vrstvy chodníku. Z ÁV Ě R E M Navrženým řešením rekonstrukce došlo ke zvýšení užitných vlastností mostu při zachování jeho původního historického rázu (obr. 10). Zatížitelnost mostu se touto úpravou a využitím skutečných vlastností materiálů oproti původnímu stavu výrazně zvýšila. Rozšířením vozov-

Obr. 7 Forma na panel zábradlí připravená k betonáži Fig. 7 The handrail panel’s form ready to concreting Obr. 8 Hotový panel zábradlí Fig. 8 The completed handrail panel Obr. 9 Začátek betonáže vyztužené mostovky Fig. 9 Start of superstructure concreting Obr. 10 Zrekonstruovaný most a),b)c) Fig. 10 The completed bridge a) b) c)

9

a římsou. Ve spodní části prefabrikátu je ozub na celou šířku rozšíření 400 mm. Prefabrikáty s vyloženou konzolou byly betonovány na dvakrát. Nejprve stěna na plocho a potom konzola na svislo (obr. 5 a 6). V montážním stavu byly prefabrikáty zavěšeny pomocí speciálního přípravku na stávající klenbu. Mezi starou klenbou a prefabrikátem vznikl prostor šířky 200 mm, který po vyztužení a provázání s kotevní výztuží prefabrikátů a s výztuží dobetonávky celé klenby byl ve dvou etapách zabetonován. Dobetonávka klenby jde min. 100 mm nad starou klenbu (ve vrcholu klenby v úžlabí u obrubníku). Prefabrikovaná část klenby byla rozděle26

než se očekávalo, ale přesto byly v patě oblouku nejvíce oslabené pásnice doplněny příložkami. Pásnice byly opatřeny antikorozní vrstvou a byly zakryty sanační maltou. Obtížné bylo vyplnění 10 mm široké a 85 mm hluboké mezery mezi sousedními přírubami L profilů dolního pasu. S ohledem na zachování původního tvaru klenby a zábradlí bylo nutno zachovat i původní sklon na mostě a velikost zakružovacího oblouku komunikace. Symetrický podélný sklon na mostě je 3 % a poloměr vrcholového oblouku 110 m. Na mostě je osazena kopie původního zábradlí v prefabrikované verzi (kombinace betonových rámů a ocelové výplně), sestávající ze třiceti kusů v devíti typech (obr. 7 a 8).

ky na mostě došlo k zvýšení plynulosti a bezpečnosti provozu. U mostu byla péčí obce obnovena i původní historická socha sv. Jana Nepomuckého. Účastníci výstavby KSÚS Karlovarského kraje, p. o. Zpracovatel projektu Pontika, s. r. o. TIMA, spol. s r. o. Zhotovitel Podzhotovitel Intermont prefabrikátů nosné Karlovy Vary, spol. s r. o. konstrukce Podzhotovitel Lias Vintířov, k. s. prefabrikátů zábradlí Podzhotovitel sanací Metalšpric - servis, s. r. o. a izolací Investor


4/2009

STAVEBNÍ


10a 10b

10c

Ing. Jan Procházka Ing. Luděk Oberhofner oba: Pontika, s. r. o. Sportovní 4, 360 09 Karlovy Vary tel.: 353 228 240, 353 229 499 e-mail: [email protected], www.pontika.cz Ing. Radek Toman TIMA, spol. s r. o.


4/2009

27

STAVEBNÍ


MOSTY

NA MIMOÚROVŇOVÉM PROPOJENÍ SILNICE II/468 A PRŮMYSLOVÉ ZÓNY V TŘINCI-BALINÁCH BRIDGES ON THE GRADE-SEPARATED CONNECTION OF THE R O A D I I /468 A N D T H E I N D U S T R Y A R E A I N T Ř I N E C - B A L I N Y M A R E K F O G L A R , P AV E L F I S C H E R Článek popisuje mosty nové brány do Třince v oblasti průmyslové zóny Baliny. Dva 73,5 m dlouhé síťové oblouky a přilehlé rampy jsou spojeny v jeden statický a dilatační celek. Popis konstrukce je dokreslen obrázky z výstavby. This paper presents bridges of the new gate to the town Třinec at the industry area Baliny. The connection of two 73,5m long network arches and adjacent ramps into one dilatation and static system is presented and illustrated by photos from the construction. Článek popisuje mosty na mimoúrovňovém propojení silnice II/468 a průmyslové zóny v Třinci-Balinách, které má za úkol odstranit úrovňové křížení dvoukolejné trati ČD a celkem tří železničních vleček při odbočení ze silnice II/468 do průmys-

SO 702

PROTIHLUKOVA STENA NA SO 102 A SO 103

lové zóny v Třinci-Balinách a dále do areálu Třineckých železáren, a. s. Investor požadoval vytvoření reprezentativní vstupní brány do města Třinec. Specifika stavby si vynutila návrh dvou síťových oblouků o rozpětí 73,5 m s velmi stlačenou konstrukční výškou betonové mostovky, jež spolu s na ně kolmo navazujícími rampami tvoří jeden dilatační a statický celek. Úskalí a okrajové podmínky realizace jsou konfrontovány s realizovanou konstrukcí. POPIS

MOSTNÍCH OBJEKTŮ

SO 201 Most přes železniční trať Pro přemostění rozpětí 73,5 m a převedení čtyřpruhové komunikace při stlačené stavební výšce byl navržen obloukový most s dolní mostovkou. Hlavní nosnou částí jsou dva oblouky, z celosvařovaného uzavřeného ocelového průřezu rozmě-

SO 102

MUK TRINEC

MOST PRES SILNICI II/468

SO 202

SO 103

CESKY TESIN

UPRAVA STAVAJICI SILNICE II/468

SO 702

PROTIHLUKOVA STENA NA SO 102 A SO 103

II/468

SO 203

SO 204

MOST NA RAMPE 3

TRINEC

MOST NA RAMPE 4

SO 206 SO 207

OPERNA ZED NA RAMPE 4

SO 102

SO 201

MOST PRES ZELEZNICNI TRAT

SO 205

OPERNA ZED NA MIMOUROVNOVEM PRIPOJENÍ

MUK TRINEC

TRINECKE ZELEZARNY

PROTIHLUKOVA STENA PODEL ZELEZNICNI TRATI

KERN s r.o.

SO 101

1

28

KERN s r.o.

MIMOUROVNOVE PROPOJENI SIL. II/468 A PRUMYSLOVE ZONY

OPERNA ZED NA RAMPE 3

rů 1150 x 650 mm z oceli S355NL. Mezi oblouky není žádné vodorovné ztužení. Betonová mostovka o celkové šířce 22,5 m vylehčená příčnými žebry je podélně i příčně předpjatá. Jejím hlavním nosným prvkem je předpjaté táhlo šířky 2 m vedené v ose oblouku, které je předpjaté čtyřmi 27lanovými předpinacími kabely, doplněné podélným žebrem šířky 500 mm a výšky 750 mm s jedním 27lanovým předpínacím kabelem a příčná žebra, každé o šířce 550 mm s proměnnou výškou od 550 do 750 mm, se dvěma předpínacími kabely. Mezi příčnými žebry je osová vzdálenost 2 m. Mostovka je navržena z betonu C35/45XF2, tloušťky 225 mm. V osách uložení oblouku jsou navrženy masivní ocelobetonové koncové příčníky. Stavební výška je cca 800 mm. Spojení ocelového oblouku a betonové mostovky zajišťuje třicet šest ocelových závěsů tyčového průřezu ∅ 60 mm z oceli S460N. Geometrie závěsů je navržena v síťovém uspořádání. Z vnější strany oblouků jsou navrženy dva chodníky šířky 0,75 a 1,5 m. Vozovka má střechovitý příčný sklon, stejně jako mostovka. Most je na straně průmyslové zóny ukončen masivní železobetonovou opěrou, na druhé straně dvěma železobetonovými pilíři v těsné blízkosti koridorové tratě. Založení mostu je hlubinné na velkoprůměrových pilotách ∅ 1 200 mm. SO 202 Most přes silnici II/468 Oblouková část mostu SO 202, konstrukčně řešená obdobně jako SO 201, převádí dvoupruhovou komunikaci přes silnici II/468. Průřezy hlavních nosných částí mostu odpovídají menší šířce mostu, uzavřený ocelový průřez oblouku má rozměr 950 x 650 mm a je vyroben z oceli S355NL. Šířka podélného táhla mostovky je cca 1,6 m, střední výška cca 900 mm. Předpětí táhla tvoří tři 27lanové kabely. Příčná žebra jsou podobného uspořádání jako na SO 201, ale bez podélného žebra. Mostovka je navržena z betonu C35/45XF2, tloušťky 225 mm. Průměr závěsů je 52 mm při zachování stejného uspořádá-


4/2009

STAVEBNÍ


Obr. 1 Situace mimoúrovňového propojení silnice II/468 a průmyslové zóny v Třinci-Balinách Fig.1 Situation of the Grade-separated connection of the road II/468 and Industry area in Třinec-Baliny Obr. 2 Vzorové příčné řezy mostních objektů Fig. 2 Typical cross sections Obr. 3 Podélný řez hlavní trasou Fig. 3 Longitudinal section of the arch bridges

ní a materiálu jako v případě SO 201. Dva vnější chodníky šířky 0,75 m jsou určeny pouze pro služební účely. Založení mostu je hlubinné na velkoprůměrových pilotách ∅ 1 200 mm. Součástí objektu SO 202 je desková konstrukce tloušťky min. 0,75 m, tzv. srdcovka, tvořící rozplet vnějších dopravních pruhů SO 201 směrem do ramp. V ní se sbíhá podélné předpětí ramp s průběžnou částí předpětí obloukových mostů, doplněné jejím příčným předpětím. Srdcovka tvoří technicky nejnáročnější část celého soumostí a spojuje všechny mostní objekty v konstrukční a dilatační celek. SO 203 Most na rampě 3 a SO 204 Most na rampě 4 Rampa SO 203 umožňuje odbočení jednoho dopravního pruhu z SO 201 směrem do Třince, zatímco rampa SO 204 přivádí jeden dopravní pruh od Českého Těšína na mostní objekt SO 201. Rampy jsou půdorysně i výškově vedeny tak, aby plynule převedly dopravu z mostu, resp. na most SO 201. Obě rampy jsou řešeny jako spojitá deska stavební výšky cca 800 mm o třech resp. čtyřech polích, z betonu C35/45-XF2, předpjatá sedmi 19lanovými kabely. Obě rampy přecházejí do srdcovky SO 202. Založení pilířů ramp je hlubinné na velkoprůměrových pilotách ∅ 1 200 mm. Na plošně založené opěry ramp navazují opěrné zdi SO 206 a SO 207. ZPŮSOB

V Ý S TAV BY M O S T Ů A J E H O

D O PA DY N A J E J I C H P R O J E K T

Stěžejní část stavby byla realizovaná v roce 2008 a je logickým navázáním na nedávno zprůjezdněný obchvat Českého Těšína, po kterém směřuje většina nákladní dopravy do třinecké průmyslové zóny. Hlavní část stavby je tvořena mostními objekty SO 201, SO 202 a přilehlými mosty na rampách SO 203 a SO 204. Základními předpoklady pro zahájení realizace mostních objektů bylo přelože-

2

73500

18529

73500

3

ní všech inženýrských sítí, které kolidovaly se založením mostů, zhotovení nulového pole, snížení trolejového vedení na železniční trati Český Těšín-Třinec ve zhruba stometrovém úseku u mostu SO 201 a rozsáhlé sanace podloží v místě bývalého rybníka u mostu SO 202. Výstavba obou mostních objektů SO 201 a 202 probíhala s časovým posunem cca tři týdny. Založení mostních objektů bylo na základě inženýrsko-geologického průzkumu navrženo jako hlubinné a provedeno na vrtaných pilotách, ∅ 1 200 mm, délky 10 až 13 m s vetknutím min. 6 m do prachovců, vrtaných z násypového tělesa i rostlého terénu. Na rostlém terénu probíhalo zhotovení pilot s hluchým vrtáním do betonových šablon. Následně byly provedeny železobetonové základy opěr a podpěr. Pro realizaci základů podpěr mostu SO 201 bylo nutné vybudovat štětovnicové jímky z důvodu těsné blízkosti tělesa železniční tratě a stávající komunikace z průmyslové zóny a Třineckých železáren. Na základech čtvercového tvaru byly zhotoveny pilíře osmiúhelníkového průřezu. Na základech zasahujících také pod obě mostní křídla byly zhotoveny železobetonové opěry s vynechanými závěrnými zídkami a horními částmi mostních


4/2009

křídel z důvodu kolize těchto částí opěr s předpínáním nosné konstrukce. Pro následující fáze stavby byla vybudována podpěrná skruž tvořená kombinací různých podpěrných systémů. Na SO 201 byly použity zejména stojky MTP100 s nosníky I500 pro přemostění tří kolejí vlečky Třineckých železáren a dvoukolejné elektrifikované železniční tratě ČD, které se provádělo v nočních dvouhodinových výlukách. Na SO 202 a propojení obou mostů v tzv. „srdcovce“ bylo navrženo rámové lešení PERI-UP s nosníky GT24 a HEB260, stojky MTP100 a Peiner P35 s nosníky I500 a MJD v místě přemostění silnice II/468. Založení podpěrné skruže bylo plošné na panelové rovnanině s výjimkou dvou podpěrných bárek na SO 202, u kterých bylo nutné provést v místech bývalého rybníka s málo únosným podložím základové pasy založené na vrtaných pilotách ∅ 620 mm, délky 6 až 7 m. Na sestavené podpěrné skruži bylo pomocí dřevěných ramenátů z hranolků 100/50 mm a laťovky DOKA postaveno bednění tvaru betonových mostovek. Složitost, naprostá přesnost tvarů a množství jednotlivých částí bednění si vynutily jejich přípravu přímo na stavbě v mobil29

STAVEBNÍ


4

5 6

Obr. 4 Bednění příčných žeber mostovky Fig. 4 Formwork of the lateral ribs of the bridge deck of SO 201 Obr. 5 Uspořádání přepínací výztuže srdcovky Fig. 5 Pre-stressing reinforcement of the interchange part of SO 202 Obr. 6 Sestavování oblouku nosné konstrukce Fig. 6 Assembling the arches of SO 202 Obr. 7 Pohled na SO 201 od trati ČD Fig. 7 View of SO 201 from the railway track Obr. 8 Pohled na SO 202 a SO 203 od trati ČD Fig. 8 View of SO 202 and SO 203 from the railway track Obr. 9 Podhled SO 201 Fig. 9 Soffit of SO 201 Obr. 10 Podhled rozpletu SO 202 Fig. 10 Soffit of the interchange part of SO 202

7

30


4/2009

STAVEBNÍ

9

Z těchto důvodů musela ložiska na pilířích u srdcovky umožnit jejich dočasné zafixování v podélném (v případě jednoho ložiska i příčném) směru (obr. 11 a 12). V definitivním stavu se konstrukce chová jako jeden statický a dilatační celek. Ložiska na pilířích u srdcovky jsou všesměrně posuvná, na soumostí není jediné pevné ložisko (obr. 12). Dilatační střed konstrukce se nachází v místě křížení osy obloukových mostů a os ramp v místě křížení spojnic os příčně pevných ložisek (obr. 13).

RSTAB RFEM Program pro výpočet rovinných i prostorových prutových konstrukcí

Program pro výpočet konstrukcí metodou konečných prvků

www.dlubal.cz

Navrhování podle nových evropských norem

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

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

Dlubal

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

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 NInzerce A C E 96,5x132 4 zrcadlo / 2 0(Beton 0 9 CZ 2009)_01.indd

1

Statika, která Vás bude bavit ...

Dilatační uspořádání mostů Způsobu výstavby musel odpovídat i navržený způsob uspořádání ložisek. Zatímco v první fázi výstavby stály oba obloukové mosty samostatně, v definitivním stavu působí spolu se srdcovkou a rampami jako jeden statický a dilatační celek.

10

Demoverze zdarma ke stažení

ní stolařské dílně (obr. 4). Do vybedněných mostovek byla současně ukládána armatura a osazována ocelová táhla se zárodky závěsů a zárodky oblouků s příčníky. Ke svařeným ocelovým příčníkům byla připojena hrncová ložiska, která byla po přesném ustavení příčníků na opěrách a pilířích podlita. Změny funkce ložisek v jednotlivých fázích výstavby jsou popsány dále. Instalace kabelů podélného a příčného předpětí probíhala podle schémat vypracovaných projektantem. Postup předpínání je popsán dále (obr. 15 a 16). Betonáže nosných konstrukcí obou mostů probíhaly kontinuálně od opěr k podpěrám včetně podélných krajních trámů tvořících obruby a zároveň vymezujících vozovku mostů. Osazování ocelových oblouků nosné konstrukce blokovou montáži bylo zahájeno po příčném předpětí mostovek. Každý oblouk byl sestavován a následně svařován z pěti dílů fixovaných na podpěrných montážních bárkách, umístěných na betonových mostovkách, stále podepřených podpěrnou skruží (obr. 6). Po montáži ocelových oblouků a odstranění montážních bárek byly na pevné skruži, stále stojící pod mostovkami, dobetonovány značně vyložené a subtilní konzoly ukončené lícním prefabrikátem, které tvoří rozšíření mostních chodníků. Následně byla spojena betonová deska s obloukem pomocí závěsů Macalloy. Závěsy, předem opatřené tenzometry, byly ihned po spojení na obou koncích čepem se závěsnými plechy aktivovány a zapojeny do měřící soustavy. Bylo zahájeno pravidelné sledování sil v závěsech společně s měřením geometrického tvaru betonové mostovky. Na izolaci vozovkové části mostovky, provedené natavovacími izolačními pásy na pečetící vrstvu, byla dle vzorového detailu navázána pochůzná polyuretanová izolace chodníků s přetažením na všechny ocelové části příslušenství mostů. Po dokončení celkového předepnutí mostovek bylo přistoupeno k dobetonování závěrných zídek, křídel opěr a osazení dilatací. V zimních měsících roku 2009 byla demontována celá podpěrná skruž a rozpracovány úpravy pod mosty. Na jaře 2009 byly dokončeny izolace, živičné vrstvy, příslušenství, protikorozní ochrana, dlažby a terénní úpravy pod mosty.


31

27.3.2009 10:16:36

STAVEBNÍ

SO 2 0 4

SO 2 0 4


SO 2 0 2

SO 2 0 2 SO 2 0 1

SO 2 0 3

SO 2 0 3

SO 2 0 1

11

12 Obr. 11 Fig. 11 Obr. 12 Fig. 12 Obr. 13 Fig. 13 Obr. 14 Fig. 14 Obr. 15 Fig. 15 Obr. 16 Fig. 16 Obr. 17

13

Fig. 17

Uspořádání ložisek v první fázi výstavby Arrangement of the bearings in the 1st phase of construction Uspořádání ložisek v definitivním stavu Final arrangement of bearings Dilatační chování konstrukce v definitivním stavu Dilatation behaviour of the entire structure Soumostí před betonáží srdcovky SO 202 a ramp SO 203 a SO 204 The bridges before casting the interchange part of SO 202, SO 203 and SO 204 Kabely napnuté v první fázi výstavby The 1st phase of pre-stressing Kabely napnuté v druhé fázi výstavby The 2nd phase of pre-stressing Příklad odchylek sil v závěsech levého oblouku SO 201 od projektových hodnot Deviations of calculated and measured values of axial forces in the hangers of SO 201

14

32


4/2009

STAVEBNÍ

15

Sledování sil v závěsech obloukových mostů během výstavby Vzhledem k okrajovým podmínkám celé stavby a specifikům výstavby obloukových mostů bylo rozhodnuto o sledování sil v závěsech obloukových mostů v jednotlivých fázích výstavby celého soumostí. Celkem bylo osazeno 2 x 2 x 36, tedy 144 tenzometrů, po jednom kusu na každý závěs obou obloukových mostů. Postup osazování a napínání závěsů byl vzhledem k vzájemnému ovlivnění při napínání přesně definován. Měření sil v závěsech bylo podle jednotlivých fází výstavby předepsáno v projektu následovně: • měření po osazení a aktivaci všech závěsů • měření po předepnutí první skupiny kabelů podélného předpětí • měření po spuštění skruže obloukových mostů • měření po předepnutí druhé skupiny kabelů podélného předpětí

16 >`]XSYb

Ö^ÒdgaWZdhtdaSQV :

>ÂSR^Òd]c >]^Òd

" AYcbSx\]ab^`]XSYb

& $ "

!"

!!

!

!

!

'

&

%

$

#

"

!

'

&

%

$

Htda

17

• měření po spuštění skruže srdcovky a ramp • měření po provedení vozovek • měření během zatěžovací zkoušky Měření byla průběžně vyhodnocována, úpravy sil v závěsech byly prováděny až po dokončení vozovek obloukových mostů. Příklad odchylek sil v závěsech levého oblouku SO 201 od projektových hodnot před a po závěrečných úpravách sil je uveden na obr. 17. Je patrná velká shoda mezi projektem a měřeními, které bylo dosahováno ve všech fázích montáže závěsů a výstavby mostů. Síly byly upravovány tak, aby bylo dosaženo optimálního rozložení rezerv ve využití závěsů vzhledem k jejich umístění a namáhání od stálého a pohyblivého zatížení. Z ÁV Ě R Společně se podařilo realizovat technicky velmi náročné dílo, které bude dobře sloužit svému účelu a tvořit reprezentativní vstupní bránu do města Třinec.


#

"

!

'

%

&

$

#

"

!

Vedení předpínací výztuže Návrh vedení přepínací výztuže musel respektovat způsob výstavby mostů a výsledné statické a dilatační chování soustavy mostních objektů. V první fázi výstavby byly předepnuty kabely příčného předpětí obou obloukových mostů a první skupina kabelů podélného předpětí obloukových mostů (obr. 15). V druhé fázi výstavby následovala druhá skupina kabelů podélného předpětí obloukových mostů a příčné předpětí srdcovky. V těsném závěsu následovalo podélné předpětí ramp z jejich konců, kotvené do příčníku v srdcovce. Tímto byla konstrukce spojena v jeden statický celek (obr. 16).


4/2009

Při řešení tohoto projektu byly částečně využity výstupy z řešení Výzkumného záměru Stavební fakulty ČVUT MSM 6840770005 a 103/08/1677 GA ČR.

Zúčastnění Objednatel stavby Projektant Zhotovitel Vedoucí člen sdružení

SSMSK, p. o. Mott MacDonald Praha, s. r. o. Sdružení „Baliny 2007“ ODS-Dopravní stavby Ostrava, a. s.

Ing. Marek Foglar, Ph.D. Mott MacDonald Praha, spol. s r. o. Národní 15, 110 00 Praha 1 tel.: 221 412 800 e-mail: [email protected] Ing. Pavel Fischer ODS-Dopravní stavby Ostrava, a. s. Starobělská 56, 70416 Ostrava-Zábřeh tel.: 595 135 506 e-mail: [email protected]

33

STAVEBNÍ


FRITZ LEONHARDT (1909 – 1999)

11. července uplynulo již sto let od narození velké osobnosti Prof. em. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h.mult. Fritze Leonhardta, stavebního inženýra v plném obsahu tohoto pojmu a bohužel již deset let ode dne, kdy nás 30. prosince 1999 navždy opustil. Ovládal teorii konstrukcí i technologii jejich realizace, přicházel stále s nový-

1

34

mi myšlenkami, experimentálně je ověřoval, aplikoval v praxi a sledoval vždy jejich ekonomický přínos. Vystudoval technickou univerzitu ve Stuttgartu a po jejím absolvování v roce 1931 strávil další dva roky postgraduálního studia v USA, na univerzitě Purdue. V letech 1934 až 1941 působil na mostních stavbách na různých místech v Německu a po obhájení dizertační práce pracoval jako vedoucí inženýr při stavbě velkého mostu přes Rýn v Kolíně – Rodenkirchen, od roku 1939 již jako samostatný konzultant. Jednalo se o visutý most délky 567 m, s poli 94,5 + 378 + 94,5 m a šířkou 26,4 m, s ocelobetonovou spřaženou mostovkou. Nosná konstrukce mostu byla za války zničena, ale následně rekonstruována a tento most byl po dvacet let mostem s největším rozpětím v Evropě (obr. 1) [6, 7]. Vlastní projekční kancelář otevřel v roce 1941 v Mnichově, kde se s Paulem Bonatzem podílel na projektech významných ocelových konstrukcí pozemních staveb. Patřil k nim i návrh kupole o průměru 243 m pro zastřešení nádražní haly,

jejíž model 1 : 50 byl ověřován experimentálně v ústavu Prof. Otto Grafa. Bezprostředně po konci války se zabýval problémy obnovy válkou zničených budov a navrhl využití cihelné drti pro betonáž stěn do speciálního ocelového rámového bednění, s výplní drátěnou mříží, které současně podpíralo konstrukci keramického stropu při betonáži. V roce 1952 byly touto technologií postaveny koleje pro studenty TU ve Stuttgartu o šestnácti podlažích [23c]. Současně se věnoval svému milovanému oboru, mostnímu stavitelství. Podílel se nejdříve na rekonstrukcích několika betonových obloukových mostů přes Moselu a následně mostů přes Rýn, z nichž nejvýznamnějším byl most v Kolíně – Deutz (1948), s nově koncipovanou nosnou konstrukcí a s původními pilíři za války zničeného visutého mostu. Most je 437,35 m dlouhý a 18,45 m široký, s poli 132,15 + 184,45 + 120,75 m. Novou nosnou konstrukci tvoří komorový nosník mimořádné štíhlosti 1/56 L, při výšce průřezů 3,3 m uprostřed, 7,8 m nad pilíři a 3,2 m na koncích mostu (obr. 2) [8]. K tomuto mostu se vrátil ještě jednou, když pro zkapacitnění byl postaven v jeho těsné blízkosti nový most, ve stejných parametrech, ale z předpjatého betonu (1980). Nosná konstrukce, komorový nosník, je z betonu B55 s výjimkou 61,55 m dlouhé střední části, která je z lehkého betonu LB45. Most byl stavěn letmou betonáží a patří dosud k nejštíhlejším betonovým mostům světa (obr. 3) [9]. K ocelové koncepci těchto štíhlých mostů patří ještě most La Cartuja o štíhlosti 1/57 L, s rozpětím hlavního pole 170 m a výškou průřezu uprostřed 3 m, postavený ke světové výstavě v Seville (1992). Ve stejné době, po návratu ze studijní cesty do Francie a po novém setkání s Eugenem Freyssinetem v roce 1948, se začal zabývat předpětím, jako novým konstrukčním prvkem, a ve spolupráci s Willi Baurem, který se věnoval technologii předpínání, navrhli první mosty z předpjatého betonu [10, 11, 23d]. Dalším významným počinem bylo založení projekční kanceláře „Leonhardt und Andrä“ v roce 1954 ve Stuttgartu, která dnes, pod názvem Leonhardt, Andrä und Partner, Beratende Ingenieure VBI, GmbH – Brücken,-Hochbau-In-


4/2009

STAVEBNÍ

dustriebau, působí i na dalších místech v Německu a v zahraničí. Fritz Leonhardt byl však nejen inženýrem, ale současně rozeným pedagogem, jednak svým přímým projevem při přednáškách, jednak zpracováním jejich písemné podoby, které jako vedoucí Katedry betonových konstrukcí na TU ve Stuttgartu, v letech 1957 až 1974, vydal ve formě skript pro své posluchače. Tato skripta byla po úpravě a doplnění, ve spolupráci s Eduardem Mönnigem, následně vydána v šesti dílech, známých pod pojmem „Rote Bücher“ (Červené knihy) [4]. Tyto základní učebnice betonového stavitelství svým významem přesáhly hranice Německa a zejména jejich anglický překlad došel širokého uplatnění. Na katedře svého času působil i René Walther, jako hostující profesor, který se spolupodílel i na vědeckovýzkumné činnosti na univerzitě. Výčet publikací, týkajících se vědecké, pedagogické a inženýrské činnosti Fritze Leonhardta zahrnuje především mostní stavitelství, beton a ocelové konstrukce i jejich kombinaci, ale i speciální objekty pozemního stavitelství, výškové budovy, telekomunikační věže, lanové střešní konstrukce, nejznámější byly pro olympijské stadiony v Mnichově (1972) ad. Světového významu nabyla jeho kniha „Spannbeton für die Praxis“ [7]. Jako komplexní učebnice pro předpjatý beton vyšla od roku 1954 v několika vydáních a byla přeložena do řady jazyků, české vydání vyšlo v roce 1958. Pro mostní inženýry, ale i pro širší technickou veřejnost, si zcela mimořádnou pozornost zasluhuje obsáhlá kniha o estetice a navrhování mostů „Brücken, Ästhetik und Gestaltung“ (Mosty, jejich estetika a navrhování) z roku 1982 [2]. Shrnuje celoživotní poznatky a zkušenosti autora a vyjadřuje jeho životní filozofii v této oblasti lidské činnosti. Celkový vlastní pohled na život, dobu, učitele

a spolupracovníky, oblasti cílené pozornosti a činnosti i s dosaženými výsledky, je obsažen v knize vzpomínek „Baumeister in einer umwälzenden Zeit“ (Stavitel v převratné době) z roku 1984 [3]. Kromě ryze odborné problematiky se v menších monografiích věnoval i vztahu stavitelství a životního prostředí a historickým studiím o mostech a věžích v edici „Blaue Bücher“ (Modré knihy) [5]. Věnoval se ale i společenským problémům na univerzitách, zejména v krizovém období na konci šedesátých let, kdy byl rektorem TU ve Stuttgartu. Z řady vynikajících spolupracovníků je vhodné zmínit alespoň několik jmen. Wolfhart Andrä, první zástupce ve vedení projekční kanceláře a hlavní spoluautor řady teoretických řešení, hrncových ložisek „Neotopflager“, šikmých závěsů apod., Willi Baur, spolutvůrce celého předpínacího systému Leoba, jednotlivých a soustředěných kabelů, a současně spoluautor technologie postupného vysouvání betonových mostů, kterou dále zdokonalil Bernhard Göhler. Willi Zellner, jeden z nejbližších spolupracovníků, se podílel významně na řešení prvních zavěšených mostů a na výstavbě prvních spojitých mostů z předpjatého


betonu pro vysokorychlostní železnice v SRN. Jörg Schlaich, následník ve vedení katedry betonu na TU ve Stuttgartu, je spojen se systémem lehkých lanových i jiných sofistikovaných konstrukcí. Horst Falkner se věnoval problematice plošně rozsáhlých bezdilatačních betonových konstrukcí a později působil jako vedoucí Katedry betonu na TU v Braunschweigu. K této generaci patřili ještě dva vynikající inženýři, betonář Gerhard Seifried a ocelář Reiner Saul, který působil též jako vedoucí představitel firmy. Z dnešní široké generace vynikajících žáků Fritze Leonhardta je nutno jmenovat alespoň Hans-Petera Andrä, který se věnuje pozemnímu stavitelství, a v prvé řadě Holgera Svenssona, jehož jméno je spojeno s řadou mimořádných mostů v celém světě, který též oslavuje letos významné výročí, čtyřicet let u firmy, a to ve funkci jejího výkonného ředitele. Obr. 1 Most v Kolíně nad Rýnem – Rodenkirchen (1941) [2] Obr. 2 Most v Kolíně nad Rýnem – Deutz – ocel (1948) Obr. 3 Nový most v Kolíně nad Rýnem – Deutz – beton (1980)

2

3


4/2009

35

STAVEBNÍ


V Ý Z N A M N É S TAV BY : M O S T Y Z P Ř E D P J AT É H O

BETONU

První významné mosty a technologie předpínání Železniční most přes kanál Neckaru 4

5

6a

v Heilbronnu pro šest kolejí (1951) – byl první aplikací velkých soustředěných předpínacích kabelů „Baur-Leonhardt“ se sedmidrátovými lany v počtu až 400 ks v kabelu (obr. 4). Most má délku 101,69 m s poli 20,8 + 18,15 + 2

x 21,57 + 19,6 m a šikmost 56°, sestává ze dvou nosných konstrukcí o šířkách 15,05 a 18,8 m o šesti resp. sedmi komůrkách, s rovným podhledem a horními náběhy z 1,05 na 1,2 m a konstrukční výškou 1,8 m [10]. Most Rosenstein přes Neckar ve Stuttgartu (1953), byl první aplikací malých předpínacích kabelů „Leoba“ s dráty kruhovými nebo plochými žebrovanými oválnými pruty pro příčné a svislé předpětí (obr. 5). Jedná se o dvoukloubový rám značné štíhlosti, o rozpětí 68,51 m, s výškou průřezu uprostřed 1,36 m a šířkou 24,5 m. Nosnou konstrukci vytvářejí dva komorové nosníky spojené příčníky, regulace rámové síly je umožněna posunem v kloubu, kterým se současně aktivuje zemní tlak [11]. Velké silniční mosty se soustředěnými kabely a předetapy postupného vysouvání Most přes Dunaj Untermarchtal (1953) (obr. 6), má délku 375 m a pět polí 62 + 3 x 70 + 62 m, jejichž výstavba probíhala ve dvou etapách (2 a 3 pole). Nosnou konstrukci tvoří dvoutrám s deskou, soustředěné kabely jsou vedeny podél vnitřní strany stěn, v místě pracovní spáry etap jsou kabely stykovány přesahem smyčkami nad pilířem [11]. Most přes řeku Traun u Traunu (1961), představuje šikmé křížení o délce 355,75 m, má pět polí 56,25 + 75 + 93,25 + 75 + 56,25 m a šířku 29,1 m. Nosná konstrukce sestává ze čtyř úzkých komorových nosníků o výšce 3,9 až 4,1 m, které byly betonovány na jedné úzké skruži, následně byly příčně přesunuty, hmotnost cca 5 000 t, na podpěry a zmonolitněny v jednu nosnou konstrukci (obr. 7). Soustředěné kabely jsou uloženy v komorách a jsou odstupňovány podle rozpětí polí [12]. Most přes řeku Ager u Attersee (1963), délky 280 m o čtyřech polích 72,6 + 2 x 84,9 + 35,8 m, má dva pasy

6b

36


4/2009

STAVEBNÍ


ných desek s vrstvou teflonu. Po zasunutí byly soustředěné kabely, vytvářející dosud centrické předpětí, v upravených žebrech v polích staženy dolů a nad pilíři zdviženy nahoru, aby odpovídaly průběhu ohybových momentů [12]. Obr. 4 Železniční most v Heilbronnu (1951), soustředěné předpínací kabely s kotevními a napínacími bloky [10] Obr. 5 Most Rosenstein ve Stuttgartu (1953), celková dispozice [11] Obr. 6 Most přes Dunaj Untermarchtal (1953), a) příčný řez a detail, b) celkový pohled na most [11] Obr. 7 Most přes řeku Traun (1961), stavební postup a příčný řez [12] Obr. 8 Most přes řeku Caroni (1966), a) vysouvání mostu, b) dokončený most [13]

7

šířky 14,5 m tvořené jednokomorovými nosníky výšky 5,78 m. Tyto nosníky byly betonovány na předmostí jako segmentové prefabrikáty, jednotlivě zasouvány po kluzné dráze na úzké lávce přes mostní otvor, následně byly zmonolitněny, do komor byly uloženy soustředěné kabely a nosníky předepnuty [12]. Most přes řeku Caroni ve Venezuele (1966). Řeka Caroni svým charakterem představovala vážnou překážku pro klasické technologie betonových mostů a finanční situace vylučovala návrh mostu ocelového. Spojení dvou myšlenek, vytvoření celé nosné konstrukce na předmostí a její následné zasunutí s pomocí teflonových kluzných desek s nízkým součinitelem tření, umožnilo nakonec najít jak technické, tak ekonomické řešení. Most má délku 480 m a šest polí, 48 + 4 x 96 + 48 m (obr. 8). Jednokomorový nosník má výšku 5,4 m, šířku v horní úrovní vozovky 10,3 m a dodatečně montované chodníkové konzoly v dolní úrovni. Nosník byl vyráběn po dílech na stálém místě v ose mostu na předmostí, díly se postupně přesouvaly po kluzné dráze na místa, kde byly následně zmonolitněny, centricky předepnuty a v čele doplněny ocelovým nástavcem „výsuvným nosem“. V dalším kroku se nosník vysunul do konečné polohy přes definitivní pilíře, doplněné uprostřed velkých polí provizorními podpěrami. Posun probíhal pomocí hydraulického zařízení po kluzných ložiskách, vytvořených z leštěného nerezového ocelového plechu a kluz-

8a

8b


4/2009

37

STAVEBNÍ


9 Obr. 9 Obr. 10 Obr. 11 Obr. 12 Obr. 13 10

38

Most přes Inn v Kufsteinu (1968), celkový pohled na most ve výstavbě [14] Most u Tauberbischofsheimu během výstavby (1970) [14] Most Brohtal na A14(1977), celkový pohled na most ve výstavbě [15] Most Aichtal mezi Stuttgartem a Tübingen B27, celkový pohled na most ve výstavbě Most přes Mohan u Gemünden (1985), pohled na přemostění řeky

Mosty postupně vysouvané Most přes Inn v Kufsteinu (1968) má dva dálniční pásy, každý o pěti polích 59,4 + 3 x 102,4 + 59,4 m a jeden silniční o sedmi polích. Celková šířka mostu je 42 m (obr. 9). Nosné konstrukce tvoří jednokomorové nosníky výšky 4,6 m, původně se soustředěnými kabely, které byly ukládány mechanizovaně v definitivní poloze. Jedná se o první aplikaci metody postupného výsuvu nosné konstrukce vyráběné na stálém místě, obvykle bezprostředně za opěrou, po etapách, po nichž se nosná konstrukce postupně vysouvá do mostního otvoru. V tomto případě byla vysouvána železobetonová, dosud nepředpjatá konstrukce za použití krátkého výsuvného nosu a provizorních podpěr, dvou ve velkých a jedné v malých polích. V roce 1990 došlo při povodni k podemletí jednoho návodního pilíře, které si vyžádalo sanaci mostu, jejíž součástí byla i upravená koncepce předpětí [14, 23d]. Most u Tauberbischofsheimu (1970) s délkou cca 600 m a poli 55 m (obr. 10), byl již koncipován v klasické podobě této metody, tj. při výsuvu je konstrukce již centricky předpjata jednotlivými přímými kabely v horní a dolní desce. Následně je zavedeno dodatečné předpětí zakřivenými kabely pro definitivní stav mostu.


4/2009

STAVEBNÍ


11

U tohoto mostu to byly soustředěné kabely u vnitřní stěny komory kotvené jednotlivě v kotvách. V tomto případě byla ještě použita kombinace výsuvného nosu a provizorních podpěr, které se u dalších mostů používaly pouze výjimečně, při překonávání jednotlivých velkých polí [14]. Most Brohtal na A14 (1977) o délce cca 600 m, s poli 35,5 až 70 m, při výšce průřezu 4,2 m vyhovoval dobře technicko-ekonomickým kriteriím pro rozpětí do 50 m, a proto dvě hlavní pole s rozpětím 70 m byla při výsuvu doplněna dvěma provizorními podpěrami za vyloučení středního pilíře, který byl aktivován až při dopínání kabelů po vysunutí (obr. 11) [15]. Most Aichtal mezi Stuttgartem a Tübingen na B27 (1984) o délce 1 161 m, byl nejdelším silničním mostem vysouvaným z jedné výrobny (obr. 12) [2, 24]. ŽELEZNIČNÍ

MOSTY NA NOVÝCH

R Y C H L O S T N Í C H T R AT Í C H

Při zahájení výstavby nových rychlostních tratí počátkem osmdesátých let byly připuštěny pouze prosté nosníky. Teprve po prokázání všech potřebných kvalitativních parametrů a technických opatření byly

12

připuštěny konstrukce spojité a konstrukčně složitější. V dále uvedených významných mostech se opět uplatnila technologie postupného výsuvu, buď zcela nebo jako podstatná část výsledného objektu. Most přes Mohan u Gemünden (1985) je dvoukolejný a má délku

793,5 m (obr. 13). Řeku přemosťuje letmo betonovaný dvoukloubový rám s poli 82 + 135 + 82 m a stojkami tvaru V. Pobřežní rampy jsou spojité nosníky konstantní výšky 4,5 m s vnitřními poli 55 m a krajními 52,5 až 58 m, v návaznosti na rámový most. Všechny

13


4/2009

39

STAVEBNÍ


Obr. 14 Most přes Mohan u Veitshöchheim (1987), a) schéma letmé betonáže oblouku a výsuvu [17], b) pohled na dokončený most

14a 14b

nosné konstrukce jsou jednokomorové, výška navazující letmé betonáže uprostřed hlavního pole je stejná jako výška vysouvaných nosníků – 4,5 m. V stojky jsou deskové o plném průřezu, patní kloub je betonový s úpravou umožňující následnou rektifikaci. Podle požadavku železniční správy na dodržení časového limitu pro případnou výměnu nosné konstrukce musela být severní rampa o šesti polích rozdělena ve dvě části po třech polích, které má i kratší jižní. Rozdělení mostu na kratší úseky se děje až po vysunutí konstrukce a vyžaduje speciální úpravu dočasné styčné spáry obou konstrukcí [16]. Most přes Mohan u Veitshöchheim (1987) je dvoukolejný o celkové délce 1 280 m (obr. 14), s jednokomoro-

40

vou nosnou konstrukcí, která je rozdělena do čtyř částí, spojitých nosníků s poli 40 až 61,7 m. Jejich délky jsou 237 m (pět polí), 369,5 m (pět hlavních a sedm podružných polí nad obloukem), 374,5 m (sedm polí) a 299 m (pět a jedno podružné pole u opěry). Nosná konstrukce v části nad řekou je podepřena lomeným vetknutým obloukem o rozpětí 162 m, se stěnami v místě lomů. Oblouk byl stavěn letmo s vyvěšením přes pylon osazený na pilíři v místě patky oblouku a podporuje vlastní nosnou konstrukci mostu, která byla stavěna technologií postupného výsuvu ze severní strany. Jedná se nejdelší případ této technologie, komorový nosník výšky 4,5 m měl délku 1 260 m a hmotnost 42 500 t, což si při sklonu

0,2 % a součiniteli tření 4 % vyžádalo celkovou tlačnou sílu 17 850 kN a speciální opatření pro její aplikaci. Nosník je opět rozdělen následně do pěti sekcí o délkách 237 + 369,5 + 214 + 160,5 + 281,6 m a doplněn deskou u jižní opěry v délce 17,4 m [17]. Most Enztal mezi Mannheimem a Stuttgartem (1989) je dvoukolejný jednokomorový most o délce 1 044 m, s osmnácti poli o délce 58 m a výšce průřezu 4,75 m. Byl vysouvaný vcelku a následně rozdělený do tří částí po šesti polích a délkách 348 m [18]. Pokračování v čísle 5/09 Ing. Karel Dahinter, CSc. e-mail: [email protected]


4/2009

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

OCEL

KONSTRUKCÍ

–

BEZPEČNÉ ŘEŠENÍ ŽELEZOBETONOVÝCH

ZKOUŠK A

ÚNOSNOSTI PO PROPÍCHNUTÍ OBL ASTI PODPOR MONOLITICK ÝCH KONSTRUKCÍ V MÍSTĚ ST YKU VODOROVNÉ KONSTRUKCE A SLOUPU* V případě destrukce místa spojení desky a sloupu rozhoduje o stabilitě konstrukce ocelový rošt v dolní části vodorovné konstrukce nacházející se nad sloupem. Pokud tato výztuž chybí, je vyloučené, aby konstrukce vydržela v případě havárie. Je-li však konstrukce v tomto místě vyztužena, je možné zajistit, aby nedošlo k její destrukci v případě, že tato výztuž bude schopna přenést zatížení stropní konstrukce, i když dojde k destrukci v oblasti spojení desky a sloupu. Z ekonomických důvodů nebo z důvodu stanovení určitých požadavků na pevnost se často rozhoduje o použití oceli B500 k vyztužení konstrukcí. Tato ocel je podle normy PN-B03264:2002 ocelí se středně vysokou tažností, což znamená, že její charakteristické prodloužení při maximální síle v tahu nemůže být menší než 2,5 % (εuk > 2,5 %) a podíl charakteristické pevnosti oceli v tahu ftk a charakteristické hodnoty meze kluzu fyk není menší než 1,05 (ftk/ fyk > 1,05). Taková ocel patří dle evropské normy Eurocode 2 do třídy A – ocel s nízkou tažností. V současné době tuzemští výrobci nabízejí ocel typu A-IIIN, která splňuje požadavky třídy C (velmi vysoká tažnost) – je to ocel značky EPSTAL druh B500SP, která má εuk > 8 % a její hodnota podílu ftk/ fyk = 1,15÷1,35. Tento druh oceli lze pořídit za cenu srovnatelnou s cenou nejčastěji používané oceli B500 válcované za studena s nízkou tažností. Vysoká tažnost oceli je důležitá tam, kde je nutné zachovat bezpečnost konstrukce v případě lokálního poškození, nebo zpomalit vývoj poškození cestou značné deformace. Cílem uvedených zkoušek bylo prokázání této závislosti. Zkoušky byly provedeny na dvou vzorcích monolitických konstrukcí znázorňujících místo styku desky a sloupu, u nichž byla v dolní části vodorovné konstrukce nad sloupem provedena výztuž ve tvaru ocelového roštu. Tento rošt byl vyroben z ocelových prutů válcovaných za horka značky EPSTAL s velmi vysokou tažností a z oceli válcované za studena s nízkou tažností. Aby byla výztuž schopna přenést velké zatížení vznikající ve chvíli, kdy dojde k porušení betonu, bylo nezbytné ji prodloužit tak, aby vyčnívala vně vzorku, a upevnit ji v určité pozici. Vzorek byl zatížen působením síly na patku sloupu. Byl předpokládán následující postup zkoušky – po propíchnutí desky se zatížení bude zvyšovat až do momentu dosažení maximální únosnosti ocelového roštu nacházejícího se nad sloupem. Po dosažení této hodnoty dojde k uvolnění šroubů kotvících vzorek ve stanovené poloze, a následnému zvyšování zatížení až do momentu úplné destrukce – za účelem určení únosnosti konstrukce Oba vzorky se chovaly obdobně do chvíle, než došlo k propíchnutí desky – byl pozorován vznik trhlin nad sloupem a v blízkosti šroubů kotví-

cích vzorek ve stanovené poloze. Po propíchnutí došlo k automatickému poklesu hodnoty zatížení. Následně byla zvýšena hodnota síly působící na sloup. V důsledku toho došlo k přesunutí a posunu sloupu ve směru nad desku a k poškození betonu v souvislosti se zvedáním se dolní a horní výztuže nacházející se v desce nad sloupem. U vzorku vyztuženého v dolní části desky ocelí válcovanou za studena byla zaznamenána hodnota zatížení po propíchnutí 386,01 kN – po dosažení této hodnoty došlo k poklesu zatížení a při jeho opětovném zvyšování do hodnoty 350,22 kN se ozvalo slyšitelné prasknutí a současně došlo k opětovnému poklesu údajů na siloměru. V důsledku dalšího zatížení vzorku se ozvaly další dvě prasknutí (při hodnotě 303,98 kN) – v tomto okamžiku byly uvolněny šrouby kotvící vzorek v dané poloze. Dva pruty dolní výztuže zkřížené nad sloupem se přetrhly při zatížení 88 kN. U vzorku vyztuženého ocelí značky EPSTAL došlo k propíchnutí při hodnotě zatížení 444,58 kN. Při tomto zatížení došlo k velmi značnému posuvu a proto, aby mohlo dojít samovolnému narovnání sloupu, bylo odstřihnuto několik prutů horní výztuže. První ocelový prut dolní výztuže byl přetržen při zatížení 406,02 kN a druhý při zatížení 425,59 kN. Jelikož došlo k výraznému vychýlení sloupu a hrozilo nebezpečí poškození armování, nebylo možné uvolnit šrouby kotvící vzorek ve stanovené poloze a provést následné zatížení. Rekapitulace – po propíchnutí bylo místo styku schopno přenést zatížení: • Fmax, s = 386,01 kN při použití oceli válcované za studena s tažností třídy A • Fmax, s = 444,58 kN při použití oceli značky EPSTAL s velmi vysokou tažností třídy C Při použití tohoto zatížení na dodatečné zatížení stropní desky se sítí 6 x 6 m byla výztuž v oblasti podpor po propíchnutí schopna přenést zatížení: • q = 5,7 kN/m2 u oceli s nízkou tažností třídy A • q = 7,3 kN/m2 u oceli s velmi vysokou tažností třídy C Na základě provedené zkoušky bylo zjištěno chování konstrukce v místě styku desky a sloupu po poškození, čili v okamžiku, kdy by pokračující katastrofě měla zabránit dolní výztuž nad sloupem ve tvaru roštu, řádně ukotvená mezi podpěrami. Při velkém přesunutí, k němuž došlo při havárii, bylo nutné, aby dolní výztuž byla schopna mezní deformace, která v běžných podmínkách nemá použití s ohledem na omezení týkající se maximální deformace a redistribuce vnitřních sil. Z tohoto důvodu byly zjištěny lepší výsledky u vzorku, u něhož byla dolní část vodorovné konstrukce vyztužena oceli EPSTAL s velmi vysokou tažností.


4/2009

* Zkoušky byly provedené na základě objednávky od firmy CPJS – Centrum Promocji Jakości Stali (Centrum podpory kvality oceli) na katedře stavebních konstrukcí Politechniki Śląskiej (Slezské vysoké školy technické) pod vedením Prof. Dr. Ing. Włodzimierza Starosolskiego.

ul. Koszykowa 54 00-675 Warszawa POLAND tel.: +48 22 630 83 75 fax: +48 22 625 50 49 e-mail: [email protected] www. cpjs.pl

41

STAVEBNÍ


MOST

MEZI STALETÍMI A BRIDGE BETWEEN THE CENTURIES

1

JANA MARGOLDOVÁ V srpnu 2005 byl ve švédském Stockholmu otevřen nový dvoukolejný železniční most Arsta Bridge postavený z monolitického červeného betonu. A new railway bridge built from monolitical red concrete was inaugurated in Stockholm in August 2005. Nový stockholmský 833 m dlouhý most Arsta Bridge byl slavnostně otevřen v srpnu 2005 švédským králem Karlem Gustavem XVI. Byl to historický okamžik v procesu rozšiřování a modernizace švédské železniční sítě. Organický zvlněný tvar mostu je citlivým odrazem vysokých hodnot městského prostředí Stockholmu a červená barva odstínu „falunská červeň“ používaná na nátěry staveb od 16. století spojuje moderní inženýrské dílo se švédskou historií (obr. 1). Původní železniční most v tomto místě byl dokončen roku 1929 podle návrhu architekta Cyrilluse Johanssona a inženýřů Ernsta Nilssona a Salomona Kasarnowskeho. Stockholm leží na mnoha ostrovech v místě, kde se sladké vody jezera Malaren vlévají do Baltského moře. Z rezidenčních oblastí na jihu a jihozápadu dojíždí do vnitřního města za prací denně mnoho lidí. Většina z nich dává přednost cestě vlakem před použitím auta, protože vjezd do města je zpoplatněn mýtem a je těžké zde najít místo k parkování. Stockholm používá dopravní systém z šedesátých let minulého století bez výraznějších změn, nemá dobudovaný vnitřní ani vnější okruh (dokončení je plá-

2

42

nováno na rok 2025) a doprava musí překonávat četné zátoky jezera a moře přes nepříliš vysoký počet mostů, takže dopravní zácpy na přístupových dálnicích a silnicích jsou časté a pravidelné. I přijíždějící vlaky byly omezeny kapacitou několika železničních mostů. Středem města nedaleko královského paláce projíždějí po mostech i těžké nákladní vlaky a metro (obr. 2). Po dlouhých diskuzích v druhé polovině dvacátého století bylo rozhodnuto postavit vedle původního mostu Arsta další souběžný. V roce 1994 byla vypsána mezinárodní soutěž, ve které zvítězil návrh vypracovaný atelierem Foster + partners ve spolupráci s konstrukční kanceláří Ove Arup. Mosty Arsta spojují hlavní ostrov Sodermalm přes ostrůvek Arsta s pevninskou částí města zvanou Arstaviken. Nová tmavočervená konstrukce se měkce vlní v dlouhém oblouku a převádí přes vodu dvě železniční koleje, po obou stranách chodník pro cyklisty a pro pěší (obr. 3) a mezi kolejemi neveřejný obslužný chodník. Plynulá, oblá geometrie mostu se odráží v klidné hladině zátoky a zapojuje konstrukci harmonicky do okolního přírodního prostředí. Monolitická železobetonová předpjatá konstrukce je 833 m dlouhá, 26 m vysoká a 19,5 m široká (nový most je dvakrát širší než starý). Deset pilířů eliptického průřezu (osy 7 a 2,5 m) výšky 9 až 25 m nese spojitý nosník o rozpětích polí 48 + 9 x 78 + 65 m. Průřez nosníku má tvar širokého U s eliptickým tvarem podhledové plochy (obr. 4). Horní okraj boční stěny je ve výšce 3,5 m nad nejnižším místem podhledu v průřezech ve středech polí a 5,2 m v průřezech nad pilíři. Tloušťka dna nosníku je 2,2 m ve středech polí a až 4 m v průřezech nad pilíři. Dilatační uzávěry jsou umístěny nad opěrami. Na obou opěrách a na dvou krajních pilířích z obou břehů jsou osazena kluzná ložiska, na šesti středních pilířích jsou ložiska pevná. Bloků, na nichž jsou ložiska uložená, si běžný pozorovatel sotva všimne – mají stejnou barvu a povrchovou strukturu jako konstrukce mostu. Při návrhu věnoval architekt pozornost snížení znečištění hlukem. Obě koleje jsou osazeny zařízeními sledujícími úroveň hluku při průjezdu vlaku. Vnitřní boční stěny nosníku a bariéra mezi kolejemi jsou obloženy ocelovými matracemi s výplní z minerální vlny, které tvoří účinné pohlcovače zvuku. Pro omezení vibrací jsou v kolejovém loži pod pražci umístěny zvláštní podložky. Při chůzi po mostě vnímáte přejezd vlaku spíše pohledem než sluchem;


4/2009

STAVEBNÍ

žádné obvyklé rachocení, jako u starších železničních mostů. Protože beton musel vyhovět řadě technických, technologických i estetických požadavků, tvalo šest měsíců než technologové vyvinuli betonovou směs pro nosnou konstrukci. Vzhledem k velkým dopravním vzdálenostem na stavbě musel být beton čerpatelný se stálou tekutostí a zpracovatelností. Všechny dávky na celou konstrukci musely vykazovat konstantní hodnoty z hlediska mechanických vlastností. Při návrhu směsi byla věnována pozornost vyloučení vzniku smršťovacích trhlin. A velmi důležitou byla stálost vybraného barevného odstínu ve všech záměsích, tzn. velmi dobré promíchání pigmentů ve směsi. Beton byl ukládán po 130 m dlouhých záběrech do připraveného bednění kotveného do již hotové konstrukce a podepřeného navíc dvěma dočasnými pilíři. Bednění pilířů i nosné konstrukce bylo stavěno starým způsobem z dřevěných prken, aby povrch betonu získal známou strukturu jejich rovnoběžných otisků, která v kombinaci s tradiční švédskou „falunskou červení“ přispívá k celkové integraci nové inženýrské stavby do okolního prostředí. Aby se co nejvíce zabránilo změnám výsledného odstínu barvy, byl vnitřní povrch bednění po sestavení vždy natřen červeným cementovým mlékem. Betonáž probíhala nepřetržitě, každých 24 h bylo uloženo až 300 m3 směsi. Pro beton barvený ve hmotě namísto barevného nátěru konstrukce rozhodla její snažší údržba a vyšší trvanlivost materiálu. Použité pigmenty jsou stálé, odolné severskému počasí, dobře se rozmísí v betonové směsi a nezatěžují přírodní prostředí. Betonový povrch byl impregnován. Nový betonový železniční most může být skutečně považován za výtvarné dílo. Každý den přejede po mostech Arsta přes pět set vlaků, které bez problémů přepraví na padesát miliónů cestujících za rok. Tab. 1 Objemy hlavních použitých materiálů Tab. 1 Volumes of main used materials Materiál barevný beton K60 pigment běžný beton K60 běžná betonářská výztuž Ks60 předpínací výztuž (VSL)


Zúčastnění Investor Architektonický návrh Návrh konstrukce Barevné pigmenty Dodavatel Realizace

Swedish National Rail Administration (Bankverket) City of Stockholm Foster + Partners, Norman Foster, Jean-Philippe Cartz, Tim Quick, Ken Shuttleworth, Lee Taylor Ove Arup LANXESS Deutschland GmbH SKANSKA 2000 až 2005

Jana Margoldová obrázky: 1 a 4 archiv společnosti LANXESS GmbH, 2 a 3 archiv autorky

3

4

Objem 23 000 m3 350 t 6 000 m3 5 200 t 1 100 t

Literatura: [1] Materiály ateliéru Foster + Partners, Londýn [2] Materiály společnosti LANXESS Deutschland GmbH, Inorganic Pigments, www.lanxess.com Obr. 1 Starý a nový Arsta Bridge Fig. 1 Old and new Arsta Bridge Obr. 2 Sdružený silniční a železniční most ve středu Stockholmu, v pozadí uprostřed královský palác Fig. 2 A combined road and railway bridge in the centre of the City of Stockholm, the Royal palace at the middle background Obr. 3 Široký boční chodník pro pěší a cyklisty, říjen 2008 Fig. 3 A wide sideways footpath, October 2008 Obr. 4 Nový příspěvek k dalšímu zlepšení městského prostředí Stockholmu Fig. 4 A new contribution to improvement of Stockholm urban environment BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2009

43

M AT E R I Á LY M AT E R I A L S

A TECHNOLOGIE AND TECHNOLOGY

VLIV

PŘIDÁNÍ ANORGANICKÝCH PIGMENTŮ NA TRVANLIVOST BETONU THE EFFECT OF THE ADDITION OF INORGANIC PIGMENTATION ON THE DURABILITY OF THE CONCRETE FR ANC ISCO CARVALHO DE ARRUDA COELHO Předmětem studie je analýza vlivu přidání anorganických pigmentů na trvanlivost betonu. Při výzkumu byly zkoušeny vzorky betonu vyrobené z bílého a šedého cementu s přidáním červeného, černého a žlutého pigmentu. Betonová směs byla vyráběna v plastické nebo tekuté konzistenci. Pro určení vlivu přidaných pigmentů na vlastnosti betonu byly provedeny zkoušky kapilární absorpce, hloubky karbonatace, pevnosti až do porušení a obrusnosti. Výsledky zkoušek ukázaly, že přidání syntetických pigmentů oxidů železa neovlivnilo trvanlivost betonu a v některých případech došlo dokonce k jejímu zvýšení. The present study has as objective the analysis of the influence of the incorporation of inorganic pigmentation on the durability of the concrete. To the execution of the research two types of cement Portland (a white one and a gray one) and red, black and yellow pigments were used, in all cases, in the production of concretes of plastic or fluid consistency. For the determination of the effects of the addition of pigmentation on the properties of the cement some tests were conducted to determine the capillary absorption, the carbonatation depth, comprehensive strength and abrasion. The conducted tests demonstrate that the incorporation of iron oxide synthetic pigments did not cause any harm concerning the durability of the concrete and in some situations it brought improvement of the performance of the concrete facing aggressive agents. Díváme-li se na beton z konstrukčního hlediska, je to materiál, který reprezentuje pro použití v konstrukci velmi dobré vlastnosti. Je to dáno jeho mechanickými vlastnostmi, zejména jeho tlakovou odolností. Vedle toho je jeho tvárnost, se kterou přijímá nejen tvar bednění nebo formy, ale přejímá v negativním obraze i vzhled jejího povrchu. Beton zůstává 44

plastický až tekutý, dokud směs nedosáhne určitých definovaných fyzikálních podmínek, kdy začíná tuhnout a tvrdnout. K těm dobrým vlastnostem můžeme přidat ještě vlastnosti estetické, navrhnemeli správně tvar, proporce, texturu povrchu, jeho barvu ad. Právě možnost jeho barvení přidáním pigmentů přímo do hmoty materiálu přispěla k tomu, že beton je používán nejen jako konstrukční materiál, ale vzrůstá jeho obliba jako architektonického materiálu. Prostřednictvím vhodně navrženého projektu, užitím produktů jež vhodně zvyšují kvalitu základního materiálu a pracovníků s patřičnou zkušeností, je možné získat při užití barevných betonů opravdu mimořádné výsledky. Volnost během projektu, možnost použít kteroukoliv z téměř neomezeného množství konečných úprav povrchů, přiměřené ceny konstrukcí, konstrukční integrita a nízké náklady na údržbu vysvětlují vzrůstající popularitu betonu v diversifikované oblasti stavebnictví. M E T O D O LO G I E Užití pigmentů, vzhledem k jejich snaze vázat na sebe vodu, vyvolává otázky týkající se vlastností betonů, do kterých byly přidány. Pro objasnění vlivu přidávání anorganických pigmentů na vlastnosti betonu byly připraveny zkoušky: • nasákavosti • hloubky karbonatace • pevnosti až do porušení • obrusnosti Zkušební vzorky byly vyrobeny ze dvou typů cementu: • Portland CPII – Z-32 RS • bílý cement CBP 40 Do betonové směsi byly přidány anorganické pigmenty červený, žlutý a černý vždy ve stejném množství. Pro všechny směsi byl zachován stejný vodní součinitel. Celkem bylo připraveno sedm různých směsí. Do betonu vyrobeného z bílého cementu byl přidán žlutý a červený pigment, do betonů připravených z šedého cementu byly přidány všechny tři barev-

né pigmenty, vždy ve stejném množství. Referenční vzorky bez přidání pigmentů byly připraveny z bílého a šedého betonu. Betonové zkušební vzorky byly po 360 dnů vystaveny následujícím podmínkám: • vnější prostředí – zkušební vzorky všech navržených typů betonu byly ponechány přes celé zkušební období v nechráněném vnějším prostředí, • cyklické střídání vlhkého a suchého prostředí – zkušební vzorky všech navržených typů betonu byly ponechány 14 h v suchém prostředí při teplotě 30 °C, 8 h v teplotě místnosti a 2 h ponořené ve vodě, • urychlení stárnutí – zkušební vzorky všech navržených typů betonu byly podrobeny opakovaně působení UVA paprsků, během jednoho cyklu byly vzorky 10 h vystaveny působení UVA paprsků a po té na 14 h ponořeny do vody. Po 28 dnech bylo ze všech zkoušených skupin odebráno po jednom vzorku a byla na nich změřena kapilární absorpce, hloubka karbonatace a obrusnost betonu. Na ostatních vzorcích pokračovaly dlouhodobé zkoušky podle rozpisu. M AT E R I Á LY Pro zkoušky byly použity následující materiály: • Pro všechny typy vzorků bylo použito stejné kamenivo. Jako jemné kamenivo byl použit těžený písek z řeky Acaraú (Sobral, Ce) žlutavé barvy, s modulem zrnitosti 2,89. Hrubé vápencové kamenivo modrošedé barvy mělo maximální charakteristický průměr 19 mm. • Voda použitá pro přípravu všech záměsí byla odebírána z místní vodovodní sítě (Sobral, Ce). • Základní charakteristiky použitých anorganických pigmentů oxidů železa jsou uvedeny v tab. 1. Dávkování Dávkování jednotlivých složek betonové směsi bylo zkušebně ověřeno. Výchozím bodem byly běžně užívané dávky a jejich


4/2009

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 Tab. 1 Technická specifikace použitých pigmentů Tab. 1 Technical specifications of the pigments, source Vlastnosti pigmentů Reference Barva Typ žlutá 9010 červená 8010 černá 5010

Fe2O3 [%]

Rozpustnost soli [%]

Absorpce vody [G/100 g]

ASTM D50

ASTM D1208

ASTM D281

85 až 89 92 až 96 92 až 96

0,1 až 1 0,1 až 0,5 0,1 až 1

55 až 65 45 až 55 35 až 45

Nadsítné pro velikost oka 325 [%] ASTM D185 0,01 až 0,1 0,1 až 0,5 0,05 až 0,5

pH ASTM D1208 3 až 4 3 až 6 4 až 6

Zdánlivá hustota Specifická hustota [g/cm3] [g/cm3] ASTM ASTM B527 D153 0,3 až 0,6 3,6 až 4 0,9 až 1,2 4,3 až 4,7 1 až 1,4 4,1 až 4,7

Tab. 2 Označení betonových vzorků Tab. 2 Labels on the concrete specimens Typ betonu bílý cement bez pigmentu bílý cement se žlutým pigmentem bílý cement s červeným pigmentem šedý cement bez pigmentu šedý cement se žlutým pigmentem šedý cement s červeným pigmentem šedý cement s černým pigmentem

Kód BSP BPA BPV CSP CPA CPV CPP

Obr. 1 Zkušební vzorky uložené v plastových pytlích Fig. 1 Specimens in the plastic bag

poměry pro průmyslově vyráběný konstrukční beton. Byly sledovány následující hodnoty: obsah cementu, použití stejného kameniva, tj. typ, množství a skladba křivky zrnitosti, do všech směsí, množství pigmentu v suchém stavu (v % váhy cementu) a jednotný vodní součinitel. Při určování množství pigmentu pro betonovou směs se vycházelo z obvykle používaných množství, tj. 2 a 5 % váhy cementu. Bylo rozhodnuto obarvit směsi přidáním 3 % pigmentů nezávisle na použitém cementu. Výroba betonů Všechny směsi byly míchány v míchačce o kapacitě 320 l s ukloněnou osou otáčení. Materiály byly odvažovány s tolerancí ± 50 g. Pigmenty byly přidávány v suchém práškovém stavu a jejich množství bylo stanoveno % dávky cementu. Přidávaní vody do míchačky bylo bedlivě sledováno, protože změna jejího množství způsobuje vedle různé zpracovatelnosti směsi a odolnosti výsledného betonu i výrazné odchylky v barevnosti betonu. Zkušební vzorky byly označeny dle tab. 2. Výroba zkušebních vzorků Výroba zkušebních vzorků probíhala dle norem ABNT, NBR 5738. Během výroby z různých typů betonu byla zkoušena jejich konzistence pomocí slump testu

1

(NBR NM 67/98). Po vybetonování byly prvky ve formách vloženy do plastových pytlů (obr. 1) a neprodyšně uzavřeny, aby se uvnitř udržela dostatečná vlhkost. Po 24 h byly prvky vyňaty, odformovány, pečlivě označeny a uloženy na 28 dnů do chráněných tanků vyzrát. Po té byly dle předem připraveného rozpisu vystaveny po jeden rok různým podmínkám. Použité zkušební metody Zkouška kapilární absorpce určuje množství absorbované vody prostřednictvím jejího vzlínaní kapilárami. Získané výsledky umožňují určit možnosti přístupu agresivních látek do nitra betonu, takže se jedná o důležitý parametr pro studium trvanlivosti betonu. Zkoušky byly prováděny postupem doporučeným v NBR 9779. Hloubka karbonatace – karbonatace betonu má významné dopady. Z hlediska trvanlivosti způsobuje redukci pH vody v pórech cementu, čímž se snižuje ochrana oceli sevřené v betonu a ocel je vystavena působení koroze. Zkoušky k určení hloubky karbonatace byly prováděny dle doporučení RILEM. Odolnost proti obrušování – při mnoha různých okolnostech je povrch betonu vystaven mechanickému opotřebení, např. obrušováním. Vlastnosti povrchů


4/2009

betonu jsou významně ovlivněny úpravami povrchů betonu. Odolnost a povrchová tvrdost jsou faktory, které významně ovlivňují odolnost proti opotřebení. VÝSLEDKY Nasákavost Srovnání hodnot nasákavosti pro jednotlivé typy zkušebních prvků je vyneseno do grafu na obr. 2. Hloubka karbonatace V tab. 3 jsou uvedeny výsledky zkoušek hloubky karbonatace. V prvním sloupci jsou uvedeny hodnoty po 28 dnech. V dalších sloupcích jsou uvedené výsledky zkoušek po ukončení dvou různých typů expozice vzorků. Obrusnost betonu V tab. 4 jsou uvedeny hodnoty úbytku materiálů jednotlivých vzorků vystavených zkouškám obrusnosti. Na obr. 3 je na vzorcích vystavených zkouškám obrusnosti vidět vliv barvy odhaleného vnitřního kameniva na výslednou barvu povrchu betonu s pojivem obsahujícím barevné pigmenty. Výsledky ukazují, že barva kameniva je velmi důležitá pro dosažení požadované konečné barvy betonu. 45



Obr. 2 Nasákavost betonových vzorků vystavených působení různého prostředí Fig. 2 Capillary absorption of the concrete submitted to different states of environmental expositions Obr. 3 Betonové vzorky vystavené zkoušce mechanické odolnosti povrchu, význam barvy kameniva pro výslednou barevnost betonu Fig. 3 Concrete submitted to wear off by abrasion, highlighting the presence of the aggregate

EObSÒPa]`^bW]\PgQO^WZZO`Wbg !

/Pa]`^bW]\ÒbS

!

0A>

0>/

0>D

1A>

1>/

1>D

1>>

Bg^S]TQ]\Q`SbS

7\WbWQWOZ

ESbbW\UR`gW\U1gQZSa

=cbR]]èSObVS`W\U

2 3

Tab. 3 Hloubka karbonatace Tab. 3 Carbonatation depth Typ betonu BSP BPA BPV CSP CPA CPV CPP

Hloubka karbonatace [mm] konečná po 360 dnech počáteční – střídavé máčení uložení ve po 28 dnech / vysoušení vnějším prostředí 0 4 4 0 6 7 0 5 5 0 4 5 0 5 6 0 4 5 0 5 6 Tab. 4 Úbytek hmoty vzorku po zkouškách obrusnosti betonu Tab. 4 Loss of the mass of the concrete due to wear off by abrasion

Typ betonu BSP BPA BPV CSP CPA CPV CPP

46

Úbytek hmoty [%] konečný (360 dnech) počáteční – střídavé máčení uložení ve po 28 dnech / vysoušení vnějším prostředí 4,9 5 5,1 4,8 4,7 4,9 5 5 4,9 5,6 6 6,1 5,1 5,4 5,8 5,7 5,8 5,8 6 6,1 6,2

DISKUZE

VÝSLEDKŮ

Nasákavost Přidáním pigmentů do betonové směsi nedojde k žádné výrazné změně nasákavosti materiálu. U betonu s přidaným žlutým pigmentem byl potvrzen vzrůst kapilární absorpce. Pozorovaná změna je vysvětlována morfologií zrn žlutého pigmentu. Jejich příznivý tvar přispívá k snadnější tvorbě sítě vzájemně propojených jemných kapilár v betonu. Dlouhodobé vystavení vzorků působení vnějšího prostředí nebo opakované cykly jejich mačení/vysušování (v obou případech se jedná o opakované namáhání působením změn teplotních a vlhkostních podmínek v materiálu) podporují změny ve vnitřní struktuře materiálu, tzn. vznik mikrotrhlinek, jejich růst a spojování, což přispívá k vyšší penetraci vody sítí jemných kapilár do struktury betonu. Karbonatace Rozbor výsledků zkoušek betonových vzorků vyrobených z bílého a šedého cementu s přídavkem různých pigmentů ukázal, že typ cementu nemá vliv na výsledné naměřené hodnoty hloubky karbonatace. Beton s přídavkem žlutého pigmentu

vykazuje vyšší vrstvu zasaženou karbonatací, rozdíl oproti ostatním betonům je však na hranici významnosti. Hodnoty vzorků s přídavkem červeného nebo černého pigmentu jsou zřetelně bližší hodnotám získaným u vzorků bez pigmentů. Zkoušky ukázaly, že na vzorcích vystavených působení vnějšího prostředí byla naměřena vyšší zkarbonatovaná vrstva, což je způsobeno častějším a intenzivnějším kontaktem cementové matrice s CO2. Obrusnost Rozbor výsledků zkoušek odolnosti vzorků vůči abrazi demostruje vliv mechanické odolnosti betonu proti obrušování. Betonové vzorky připravené z cementu CPB 40 s přídavky pigmentů vykázaly vyšší mechanickou odolnost vůči opotřebení než vzorky připravené z cementu CP-II-32 RS. Byl pozorován vliv žlutého pigmentu na zvýšení odolnosti betonu. Žlutý beton vykazoval po zkoušce nižší opotřebení. Přídavek červeného nebo černého pigmentu neměl na vlastnosti betonových vzorků vliv. Zkouška odolnosti proti opotřebení upozornila na důležitost volby vhodné barvy kameniva pro výsledný vzhled povrchu barevného betonu. Protože pro zkušební vzorky bylo vybráno kamenivo vhodné barvy, bylo snazší dosáhnou požadovaného výsledného zabarvení betonu. Z ÁV Ě R Z analýzy výsledků popsaného experimentálního výzkumu je možno učinit nasledující závěry: Na základě získaných hodnot sledovaných parametrů je možné tvrdit, že přidání anorganických pigmentů kysličníků železa do betonu nezpůsobí změny jeho fyzikálně-mechanických vlastností. Poněkud pro beton nebezpečná je snaha pigmentových zrn vázat na sebe vodu obsa-


4/2009

ženou ve směsi betonu, což může vyvolávat zájem zvyšovat množství záměsové vody, a tím i vodní součinitel. Navyšování vodního součinitele musí být velmi opatrné a ověřené kontrolním měřením konzistence směsi. Co se týká trvanlivosti, na vzorcích s přidanými pigmenty nebyly pozorovány významnější změny. Je důležité zdůraznit, že je nezbytné přesné dodržování norem v množství přidávaných pigmentů stejně jako při ostatních technologických postupech během přípravy betonové směsi, jejího ukládání a ošetřování čerstvého betonu.

Společnost SMP CZ - tradice a kvalita

Prof. Dr. Francisco Carvalho de Arruda Coelho CEC of the Vale do Acaraú State University Costa Barros Street, 2373 Apartment 801 Fortaleza-CE, Brazílie e-mail: [email protected]

Literatura: [1] ACI Committee 201, “Durabilidad del hormigón”, Instituto Mexicano del Cemento y del Concreto, Editorial LIMUSA, 1979, p. 87 [2] ACI Committee 311, “Manual de inspección del hormigón”, ACI, 1985, p. 468 [3] ASTM D 2244, “Standard test method for calculation of colour differences from instrumentally measured colour coordinates”, 1989 [4] ASTM C 979, “Standard test method for pigments for integrally coloured concrete”, 1982 [5] BS 1014, “Pigments for portland cement and portland cement products”, British Standard Institution, 1975 [6] Cabrera J., Lynsdale C.: “Coloured concrete. A state of the art review”, Concrete, the Journal of the Concrete Society, Vol. 23, no 17, 1989, pp. 29–34 [7] Cánovas M. F.: “Hormigón”, Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos, Madrid, 1996, p. 627 [8] CEB, “Durabilidad de estructuras de hormigón, Guía de diseño CEB”, GEHO-CEB, 1993, p. 164 [9] Coelho F. C. A.: “Variación Del color y textura superficial de hormigones vistos, com adición de pigmentos inorgánicos, sometidos a distintos estados de exposición ambiental. Tesis doctoral. ETSICCA/UPM, 2001, p. 236 [10] EH-91, “Instrucción para el proyecto y la ejecución de obras de hormigón en masa o armado”, MOPT, 1991 [11] Neville A.: “Properties of concrete”, Longman Scientific & Technical, 1995 [12] Normas UNE – 83.309-90 – “Determinacion de la profundidad de penetración de agua bajo presión”. AENOR, 1990 [13] Normas UNE – 83.306-85 – “Rotura por tracción indireta”, AENOR, 1985 [14] Normas UNE – 83.313-90 – “Medida de la consistencia del hormigón fresco”, AENOR, 1990 [15] Normas UNE – 83.304-84 – “Rotura por compresión”, AENOR, 1984 [16] RILEM Recommendation – CPC-11.2 – “ Absortion of water by capillarity, RILEM, 1997


www.smp.cz

4/2009

47



TĚŽKÉ

PODSKRUŽENÍ PRO VELKÉ ZATÍŽENÍ HEAVY CENTERING FOR LARGE LOADING JAN SE DL ÁČ E K

Zvýšené tempo budování technické infrastruktury vyvolává v naší zemi značnou

2

48

&

#

Ö\]a\]abdÐSIY
Už skoro rok je v České republice používán nový systém těžkého podepření ST-A4, novinka, která pomohla vyřešit nejeden technický problém. Používá se k podpírání mostů, pro provizorní plošiny nebo může být součástí pojízdné podpory tunelové formy. For more than a year, the Czech Republic has been using a new system of heavy support ST-A4, a novelty which has helped to solve many a technical problem. It is exploited for supporting bridges, temporary ramps, or it can become a component of a travelling support of a tunnel form.

!

#&

'! $$#

#

"" #

'

#

$&"

#"

!!

'# $

$#

%

%#

&

&#

'

'#

#

$"

#

DÝÈYOdÐSVI[K

1

poptávku po speciálních dočasných konstrukcích umožňujících zvládnutí technologicky složitých úkolů kladených na stavební společnosti. Na mnohých stavbách se dnes můžeme setkat s novými zajímavými technologiemi, které stavební průmysl v Evropě i ve světě nabízí. Rychlý vývoj probíhá i v oblasti bednicí techniky. V minulém roce se na stavbách vedle již známých systémů bednění i lešení začal používat velmi únosný systém pro dočasné podepření stavebních konstrukcí, potřebný zejména při budování betonových mostů ale i pro jiné komplikovanější betonové stavby. Systém těžkého podepření ST-A4, vyvinutý španělskou pobočkou společnosti PERI, pomáhá přenášet dočasné zatížení z velké výšky do podloží. Zatížení vyvolané nejčastěji stavbou betonových nebo ocelových mostních konstrukcí je přenášeno pomocí subtilních ocelových věží složených z jednotlivých prostorových rámů. Jednotlivé věže jsou schopny přenášet zatížení 1 000 kN na výšku 12 m (obr. 1 a 2). Přesné nastavení jakékoliv výšky bednění (při použití hydraulické hlavy min. 1 m) na věžích uvedeného systému umožňují dva typy základních dílů výšky 0,75 a 1 m, stavěcí vřetena s možností maximálního vytažení 250 mm, která se osazují na spodní a horní konec sestavených věží, a hydraulická hlava (obr. 3). Spodní vřetena slouží k prvotní hrubé nivelaci, zatímco horní pro přesné doladění výšky sestavené věže. Jednotlivé dílce jsou spojovány pouze čepy, což do značné míry urychluje montáž a demontáž věží, a jednoduchost spoje zvyšuje bezpečnost práce montérů. Cílem návrhu nového systému bylo právě co nejvíce urychlit a usnadnit montáž i demontáž věží. Toho je bez problémů

dosaženo použitím hydrauliky. Povolování a vytáčení hydraulické hlavy, která pomáhá při přesném ustavování věží, ale hlavně při spouštění celého bednění po betonáži, je ovládáno přenosným hydraulickým agregátem, se kterým je možné obsluhovat až pět věží najednou. Jednotlivé věže mohou být spouštěny nezávisle na sobě, nebo všechny najednou, což významně snižuje pracnost nejen při nastavování přesné výšky konstrukce, ale i při odbedňování hotové mostovky. Rovnoměrné přenesení zatížení přesně do osy věže zaručuje kulový čep, který je součástí hydraulické hlavice. Systém nevyžaduje celoplošné podskružení, ale většinou se navrhuje jako podepření tuhou bárkou postavenou kolmo na osu mostu s rozestupy věží v modulu po 0,75 m. Nahoře i dole jsou věže s osovým půdorysným rozměrem 750 x 750 mm stejně jako u systému HD 200 spojeny ocelovými nosníky, tentokrát však kvůli většímu zatížení vyztuženými profily HEB 400. Horizontální síly jsou přenášeny diagonálními táhly (obr. 5) uchycenými pomocí upínacích válců do nosníků a dále ocelovými závorami a táhly až do základových pasů. Pokud kotvení věží není možné, např. jsou-li základy tvořeny panely, stabilizuje se celá bárka jiným vhodným způsobem – stabilizátory, lany apod. Pro větší bezpečnost práce při obsluze hydraulického systému a ukládání roznášecích nosníků ve velké výšce je možné použít pracovní lešení s nosnou konstrukcí po celé výšce věže nebo vytvořit pracovní plošiny pouze v úrovni hydraulických hlav na systémových konzolách, které jsou ještě na zemi upevněny přímo na ležící věž, popř. její nejvyšší díl.


4/2009

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 Z ÁV Ě R Úspory materiálu i času, snadná a rychlá montáž a maximální bezpečnost práce jsou pro použití systému ST-A4 hlavními argumenty. Ing. Jan Sedláček PERI, spol. s r. o. Průmyslová 392, 252 42 Jesenice u Prahy tel.: 222 359 311, fax: 222 359 315 e-mail: [email protected], www.peri.cz

Obr. 1 Graf únosnosti jedné věže ST-A4 Fig. 1 Diagram of the load-bearing capacity of a tower ST-A4 Obr. 2 Schéma věže ST-A4 Fig. 2 Chart of the tower ST-A4

4b

4a Obr. 3 Pro výškové nastavení a snadné odbednění slouží stavěcí vřetena a hydraulická hlava Fig. 3 Adjusting shafts and a hydraulic head serve for height adjustment and easy demoulding Obr. 4 a) Podpory ST-A4 přenesou i velké rozpony, b) v porovnání s prostorovou skruží působí bárky ST-A4 velmi subtilně Fig. 4 a) ST-A4 supports can carry even large spans; b) ST-A4 trestles look very subtle in comparison with a spatial centering Obr. 5 Vodorovné síly se přenášejí do základů pomocí diagonálních táhel DW 15 Fig. 5 Horizontal forces are transmitted into the foundations by means of diagonal tendons DW 15 3


4/2009

49



MIMOSTAVENISKOVÁ DOPRAVA ČERSTVÉHO BETÓNU A V P LY V T E P LOT Y P R O ST R E D I A READY-MIX CONCRETE TRANSPORT AND INFLUENCE OF AMBIENT TEMPERATURE P E T E R B R I AT K A , L U K Á Š Š T E F Á N I K , PETER MAKÝŠ

Vieme, že betonáže pri vysokých teplotách sú problematické. No vieme i to, ako voliť dopravu betónu, aby takými neboli?

Cieľom príspevku je zdôrazniť závažnosť problematiky primárnej dopravy čerstvého betónu, obzvlášť v letnom období, kedy sa nezriedka potýkame s nevyhovujúcou spracovateľnosťou dodaného transportbetónu. Práca podáva stručný úvod do teórie betónu, hydratácie cementu a do merania času tuhnutia materiálov na báze cementu. V experimentálnej časti sú prezentované výsledky laboratórnych skúšok tuhnutia cementového tmelu. V tretej časti sa pozornosť upriamuje na využitie poznatkov o dobe začiatku tuhnutia betónu v stavebnej praxi na Slovensku. The main goal of this paper is to highlight importance of readymix concrete transport issue especially in hot weather when we often deal with inappropriate workability of ready-mix concrete. This paper offers a short introduction into concrete and cement hydration theory and also into measurement of setting time of cement-based materials. In an experimental part, there are being presented results of laboratory tests on time of cement paste setting. In the third part, the attention is paid to usage of test results on time of setting in real and common Slovak construction practice.

VYMEDZENIE

Doprava je dôležitou súčasťou spracovania čerstvého betónu (ČB). Betón je potrebné ochraňovať pred účinkami vysokej teploty (nad 25 °C a obzvlášť nad 30 °C), pretože jeho expozícia takýmto podmienkam vyvoláva radikálne zvýšenie tempa hydratácie. Podľa STN EN 206-1 nesmie teplota betónu pri dodaní prekročiť +30 °C, ak sa nezvolia vhodné opatrenia. Jedná sa hlavne o optimálne zloženie ČB pre dané podmienky. Dôležitý je výber vhodného druhu cementu, prísad, prímesí a vodného súčiniteľa. Riešením môže byť aj chladenie ČB napríklad pridaním určitého množstva zámesovej vody vo forme ľadu alebo chladenie tekutým dusíkom. Opačný prístup k problému je definovanie maximálnej dopravnej vzdialenosti podľa zloženia betónu, teploty prostredia, času začiatku tuhnutia ČB a prepravnej rýchlosti na jednotlivých komunikáciách tak, aby na stavenisku zostával dostatok času na jeho zabudovanie (uloženie a zhutnenie). Do začiatku tuhnutia musí byť betón uložený do debnenia

1

2

3

4

50

P R O B L E M AT I K Y Z P O H Ľ A D U T E C H N O L Ó G I E

SPR ACOVAN IA B ETÓN U


4/2009

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 a musí byť ukončené jeho zhutňovanie. Týmto sa dostávame ku závažnej požiadavke podľa STN P ENV 13670-1 hovoriacej, že betón pri zhutňovaní ponornými vibrátormi (najrozšírenejší spôsob) musí byť zhutňovaný až do hĺbky 50 až 100 mm predchádzajúcej vrstvy. Tzn. že nielen čerstvo uložený betón, ale aj betón uložený v poslednej vrstve ešte nesmie začínať tuhnúť. Maximálny prípustný čas na dopravu betónu sa tým pádom skracuje aj o dobu medzi zhutnením poslednej vrstvy a začiatkom zhutňovania najvrchnejšej vrstvy betónu. Dôležitým parametrom z hľadiska spracovania betónu je čas začiatku tuhnutia cementového tmelu. Pod pojmom čas začiatku tuhnutia sa rozumie doba, ktorá uplynie od prvého kontaktu cementu s vodou až do nadobudnutia pevnosti cementového tmelu v tlaku 0,5 MPa. Čas začiatku tuhnutia vyjadruje aj začiatok výraznej straty plasticity cementového tmelu v dôsledku formovania hydratačných produktov a väzieb medzi nimi navzájom (obr. 1) i na rozhraní cementový tmel a kamenivo. Čas začiatku tuhnutia sa stanovuje pre každý druh aj triedu cementu zvlášť (podľa STN EN 196-3) a to s presnosťou na jednu minútu. Pre praktické hodnotenie sa udáva zaručená doba začiatku tuhnutia ako násobok 15 min. Dobu začiatku tuhnutia ovplyvňuje v prvom rade zloženie cementu, jemnosť jeho mletia, vodný súčiniteľ (obr. 2 a 3) a samozrejme teplota prostredia (obr. 4), ktorá (jednoducho povedané) určuje tempo hydratačných procesov. Pre zisťovanie doby začiatku tuhnutia existuje viacero skúšobných postupov. Normové, priamo alebo nepriamo, vychádzajú z merania odporu proti prenikaniu určitého skúšobného telieska do cementového tmelu [5, 6, 7, 8]. Iný prístup ponúkajú sofistikovanejšie metódy založené na zisťovaní napríklad stupňa hyd-

ratácie [11] (kalorimetrickou metódou merania uvoľneného hydratačného tepla) alebo na meraní akustickej emisie u betónov (uzavretých cementových systémov) s nízkym vodným súčiniteľom [14]. Vplyv rôznych parametrov čerstvého betónu, napr. druh cementu, jemnosť jeho mletia, vodný súčiniteľ, prítomnosť prísad ako aj teplota prostredia, zásadne ovplyvňujú čas začiatku tuhnutia betónu. Dobu začiatku tuhnutia betónu teda možno upravovať receptúrou zloženia betónu alebo jeho teplotou. Ak ale nemáme, ako zhotovitelia, na úpravu receptúry dosah, musíme sa vysporiadať s mimostaveniskovou dopravou čerstvého betónu v určitých podmienkach lokality, a to v určitom čase tak, aby boli splnené požiadavky STN P ENV 13670-1 a STN EN 206-1. Pre praktické riešenie problematiky mimostaveniskovej dopravy čerstvého betónu boli vykonané skúšky zisťovania začiatkov tuhnutia na cementových tmeloch. Na základe týchto výsledkov sa pristúpilo k praktickému riešeniu problematiky z technologického hľadiska. E X P E R I M E N TÁ L N A Č A S Ť V experimentálnej časti sa vychádzalo zo skutočnosti, že receptúra čerstvého betónu je daná a nemenná rovnako ako aj teplota vonkajšieho prostredia. Úlohou bolo zistiť čas začiatku tuhnutia cementového tmelu (s rôznymi vodnými súčiniteľmi) pri rôznej teplote prostredia, ktorému je exponovaný a v ktorom začína tuhnúť. Z úvah bolo vylúčené používanie plastifikačných, spomaľovacích a vlastne akýchkoľvek prísad, keďže ich sortiment, účinnosti a kumulované funkčné mechanizmy nezapadajú do zámeru tejto práce – zdôrazniť význam riadenia a optimalizácie dopravy čerstvého betónu.

Obr. 1 Fyzikálna interpretácia stupňa vývinu hydratácie [11] Fig. 1 Physical interpretation of degree of hydration development [11] Obr. 2 Závislosť tuhnutia cementu od vodného súčiniteľa zistená Vicatovou skúškou [12] Fig. 2 Dependence of cement setting on water-cement ratio investigated by Vicat test [12] Obr. 3 Zväčšenie vzdialenosti zŕn cementu D2 > D1 pri zvýšení dávky vody Fig. 3 Extension of spacing of cement particles D2 > D1 within increasing water content

5

Obr. 4 Vplyv teploty na rýchlosť hydratácie [13] Fig. 4 Influence of temperature on rate of hydration [13] Obr. 5 Korelácia intenzity akustickej emisie čerstvého betónu a začiatku tuhnutia [15] Fig. 5 Correlation of intensity of fresh concrete acoustic emission and time of initial setting [15] Obr. 6 Závislosť intenzity akustickej emisie čerstvého betónu od vodného súčiniteľa [15] Fig. 6 Dependence of fresh concrete acoustic emission on water-cement ratio [15] 6 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2009

51



7

8

Tab. 1 Vlastnosti CEM I 42,5R Tab. 1 Properties of CEM I 42,5R Parameter Začiatok tuhnutia [min] Pevnosť v tlaku po 2 dňoch [MPa] Merný povrch [m2/kg]

Požiadavka STN EN 197-1 ≥ 60 ≥ 20 –

Tab. 2 Použité receptúry cementového tmelu Tab. 2 Used cement paste proportins Sada A B

Zložka Cement Voda Cement Voda

Dávka [kg/m3] 1619,54 485,86 1393,81 557,52

Vodný súčiniteľ 0,30 0,40

Hodnoty u výrobcu 208 ± 24 30,3 ± 1,8 405 ± 16

Skúšky boli vykonané podľa STN EN 1015-9 na vzorkách cementového tmelu. Zjednodušenie zloženia vzoriek zanedbaním plniva (kameniva) bolo zvolené preto, aby výsledky reprezentovali priebeh tuhnutia cementu ako zložky zodpovednej za reologické vlastnosti betónu. V skúškach bol použitý portlandský cement CEM I 42,5 R (tab. 1). I keď je jasné, že rýchlotuhnúci cement nie je vhodný pre betonáže v letnom období, zvolený bol, lebo je nesporne najpoužívanejším cementom na Slovensku a nezriedka sa používa aj počas betonáží pri vysokých teplotách. Skúšobné vzorky (sada A a B) boli vyrobené podľa receptúr uvedených v tab. 2 a to pre všetky skúšky. Začiatok tuhnutia cementového tmelu pri rôznych teplotách (20; 25 a 30 °C) sa zisťoval na opakovane vyrábaných skúšobných vzorkách. Vzorky boli miešané podľa postupu uvedeného v STN EN 196-3. Navlhčená miešacia nádoba sa naplnila celou dávkou Obr. 7 Kondiciovanie pri teplote 20 °C Fig. 7 Curing and treatment at 20 °C Obr. 8 Kondiciovanie pri teplote 25 °C a 30 °C Fig. 8 Curing and treatment at 25 °C and 30 °C Obr. 9 Priebeh tuhnutia skúšobných vzoriek (priemerné hodnoty troch telies) Fig. 9 Setting curves of test samples (average values of three specimens) Obr. 10 Časy začiatku tuhnutia vzoriek podľa teploty prostredia Fig. 10 Time of initial setting in terms of ambient temperature Obr. 11 Priemerná júlová teplota vzduchu v období 1951 až 1980 na území Slovenska [4] Fig. 11 Average July air temperature within 1951-1980 [4]

9

52


4/2009

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 vody a následne cementom. Ihneď sa spustilo pomalé miešanie. Po uplynutí 90 s sa miešačka na 30 s zastavila a cementový tmel sa zoškrabal z lopatiek a stien nádoby. Následne sa tmel nechal miešať pri nízkych otáčkach ďalších 90 s. Po ukončení miešania sa cementovým tmelom naplnili valcové formy z HDPE (∅ 105 mm, výška 100 mm). Formy sa napĺňali v desiatich vrstvách za priebežného jemného zhutňovania poklepom o podložku. Takto pripravené vzorky sa uložili na kondiciovanie pri teplote, v ktorej sa zisťoval začiatok tuhnutia. Relatívna vlhkosť kondiciovania bola odlišná v skúškach pri teplote 20 °C ± 1 °C, kedy skúšobné telesá tuhli v PE obaloch s RH cca 95 % (obr. 7). V skúškach pri teplotách 25 °C ± 1 °C a 30 °C ± 1 °C (obr. 8) boli vzorky uložené vo vodnom kúpeli a teda RH 100 %. Meranou veličinou bola sila zatláčania penetračného kolíka do cementového tmelu vyjadrená zmenou hmotnosti vzorky pri penetrácii. Táto sila reprezentuje odpor R, ktorý kladie tuhnúci tmel proti vnikaniu kolíka. Ako časom tmel tuhne, odpor sa zvyšuje a za začiatok tuhnutia sa považuje čas, kedy sa dosiahne hodnoty 0,5 MPa. Jednotlivé merania boli vykonávané v intervaloch 15 min. a výsledné časy začiatku tuhnutia boli lineárne interpolované. Výsledkom experimentálnej časti práce je sumárny graf priebehu tuhnutia jednotlivých vzoriek s rôznymi vodnými súčiniteľmi pri rôznych teplotách prostredia (obr. 9). Z neho je jasne vidno závislosť začiatku tuhnutia od vodného súčiniteľa a teploty, pri akej cementový tmel tuhne. Výsledky viac-menej zodpovedajú všeobecne očakávanému priebehu tuhnutia. Inverznou funkciou k priebehu tuhnutia je spracovateľnosť, ktorá, ako je vidno, ešte aj cca 15 až 30 min. pred dosiahnutím limitnej hodnoty rapídne klesá, čo poukazuje na závažnosť problematiky dopravy čerstvého betónu na stavenisko v takom čase, aby mohol byť bezpečne zabudovaný. Sumárny prehľad časov začiatku tuhnutia jednotlivých vzoriek ponúka tab. 3 a obr. 10, z ktorých je evidentné, že význam sledovania začiatku tuhnutia betónu podľa konkrétnej teploty narastá s vodným súčiniteľom betónu. Na druhej stra-

ne však treba podotknúť, že so zvýšením vodného súčiniteľa sa začiatok tuhnutia významne oddiali a rozhodujúca je v tom prípade už len relatívna zmena času tuhnutia. PR AKTIC K Á APLI K ÁC IA Prvým krokom k možnosti aplikácie laboratórnych výsledkov do praxe je dôkladný prieskum všetkých relevantných podmienok v záujmovej oblasti ich využitia. Nakoľko je táto práca zameraná na primárnu dopravu čerstvého betónu v Slovenskej republike, prieskum bol obmedzený len na toto územie, no metodika je aplikovateľná na ktorúkoľvek inú krajinu alebo územie. Je nesporné, že čím menšie územie sa spracováva, tým presnejšie výsledky a návrhové modely možno zostrojovať. Jedna časť prieskumu bola zameraná na zmapovanie polohy Tab. 3 Prehľad zistených časov tuhnutia Tab. 3 Review of measured setting times Sada A B

Vodný súčiniteľ 0,30 0,40

Čas tuhnutia pri teplotách [min] 20 °C 25 °C 30 °C 94 87 79 184 147 134

10

11 9

6


4/2009

53



oficiálnych a oprávnených výrobcov transportbetónu na Slovensku. Dôsledné zmapovanie výrobcov transportbetónu bolo elementárnym predpokladom pre zmysluplné využitie údajov získaných v druhej časti prieskumu. V nej sa pozornosť venovala teplotným pomerom na Slovensku a dlhodobým meteorologickým pozorovaniam. Táto časť bola pôvodne zameraná na analýzu troch každoročne najteplejších mesiacov za obdobie rokov 1951 až 1980 (obr. 11). Z dôvodu rozsahu spracovávaných údajov cca 2 400 meracích staníc sa ale pristúpilo k zjednodušeniu. Do ďalšieho postupu sa spracovávali iba

12

priemerné maximálne denné teploty z najteplejšieho mesiaca v roku – júla, a to podľa jednotlivých okresov. Zjednodušená aplikácia výsledkov je vytvorenie predbežnej digitálnej mapy skúmaného územia s vyznačením polohy výrobní transportbetónu (betonárok). Každá z betonárok je schopná zásobovať čerstvým betónom určité územie – spádovú oblasť. Idealizovaným modelom spádovej oblasti je územie okolo betonárky vymedzené kružnicou so stredom v mieste betonárky a polomerom rovnajúcim sa súčinu rýchlosti dopravy ČB a času dostupného na transport (obr. 12). Podľa tohto veľmi jednoduchého modelu bolo spracované pokrytie Slovenska betonárkami (obr. 13). Z uvedeného sa javí zásobovanie čerstvým betónom prakticky celého územia ako bezproblémové. Treba si však uvedomiť, že do výpočtu obslužnej vzdialenosti (polomeru kružnice) vstupuje nielen disponibilný čas pre transport (daný teplotou a zložením ČB) ale aj dopravná rýchlosť na jednotlivých typoch komunikácií. Z toho vyplýva zásadná chyba, ak by sme posudzovali možnosť dopravy čerstvého

13

14

Obr. 12 Idealizovaný model spádovej oblasti pre rôzne teploty (zľava – stúpajúce) Fig. 12 Idealized model of subregion for various air temperatures (rising from the left) Obr. 13 Pokrytie Slovenska betonárkami (zelené plochy nie sú v dosahu betonárok) Fig. 13 Slovakia coverage by concrete mixing plants (green areas are not covered) Obr. 14 Reálnejší model spádovej oblasti mesta Trnavy pri teplotách (20 °C – zelená; 25 °C – oranžová; 30 °C – červená) Fig. 14 More real model of Trnava City subarea at temperatures (20 °C – green; 25 °C – orange; 30 °C – red)

54


4/2009

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 betónu z konkrétnej betonárky na konkrétne miesto iba podľa tohto modelu. Podľa toho čo bolo doteraz uvedené, je nevyhnutné zahrnúť do výpočtov dopravných vzdialeností (a teda i spádových oblastí) aj typy komunikácií v okolí betonárky a reálne rýchlosti, akými sa po nich môže transport uskutočňovať. Do úvahy by mali byť vzaté aj dočasné dopravné obmedzenia (rekonštrukcie existujúcej infraštruktúry) a približná denná hodina transportu, nakoľko v určitých časoch sa nedá vyhnúť dopravným zápcham. Takýto, opäť čiastočne zjednodušený, model zachytáva obr. 14. Pri výpočte spádovej oblasti mesta Trnavy boli použité priemerné dopravné rýchlosti domiešavačov na troch rôznych kategóriách ciest vyskytujúcich sa v danom území: • I. kategória – diaľnice: 75 km/h • II. kategória – rýchlostné komunikácie a cesty I. triedy: 60 km/h • III. kategória – mestské a miestne komunikácie vrátane ciest II. a III. triedy: 35 km/h Časy začiatku tuhnutia sme použili podľa tab. 3 – zodpovedajúce betónu s vodným súčiniteľom 0,3. Napriek tomu, že tento vodný súčiniteľ nie je úplne typický, môžeme uvažovať dopravu tzv. vysokohodnotného betónu, ktorý sa začína presadzovať aj na Slovensku. Priemerná maximálna denná teplota v danej lokalite pre mesiac júl je 25,97 °C [4]. Z toho dôvodu je referenčným časom začiatku tuhnutia betónu doba 87 min. Vypracované boli aj dva ďalšie scenáre pre teploty 20 a 30 °C (obr. 14). Tu je potrebné zdôrazniť, že čas začiatku tuhnutia tS,i nemožno stotožňovať s disponibilným časom na transport betónu t T. Maximálny prípustný čas na transport sa vypočíta ako zostatok po odčítaní všetkých operačných časov od času tuhnutia betónu. tT = tS,i – VMix – tFill – tSite,T – tPump – tFinish – tReserve [min] (1) kde tT je maximálny disponibilný čas na transport [min], tS,i čas začiatku tuhnutia [min] ≈ f(T;v/c), tMix čas miešania [min] ≈ f(VMixer;ηMixer), tFill čas plnenia domiešavača [min] ≈ f(VR.M.Truck), tSite,T čas presunu po stavenisku [min] ≈ f(sSite;vSite), tPump čas čerpania betónu [min] ≈ f(PPump; f(ACon/VCon)), tFinish čas spracovania betónu [min] ≈ f(PL;T; f(ACon/VCon)), tReserve rezervný čas na nepredvídateľné udalosti [min], T teplota [°C], v/c vodný súčiniteľ, VMixer objem miešačky [m3], ηMixer účinnosť miešačky pri určitom naplnení, VR.M.Truck objem domiešavača, sSite dopravná vzdialenosť na stavenisku, vSite rýchlosť pohybu po stavenisku, PPump výkon čerpadla ČB, ACon plocha horného povrchu betónovanej konštrukcie [m2], VCon objem betónovanej konštrukcie [m3] a PL produktivita práce. Z ÁV E R O význame dôkladnej organizácie transportu čerstvého betónu sa presviedčame v každonennej stavebnej praxi. Uvedený prístup a koncept metodického postupu by po rozsiahlejšom výskume a vytvorení softwarovej aplikácie mohol slúžiť pri riadení mimostaveniskovej dopravy ČB. Po zadaní vstupných údajov týkajúcich sa zloženia ČB, teploty vzduchu ako aj miesta výroby a miesta dopravy by výrobca ČB vedel s prípustnou mierou neistoty prehlásiť, či je tento betón pri daných podmienkach schopný dopraviť na stavenisko a ak nie, aké opatrenia je nútený priBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

jať a ako sa premietnu do výslednej ceny ČB. Druhé významné uplatnenie modelu sa javí v oblasti prípravy rozsiahlych stavieb, akými sú napr. diaľnice, iné formy cestnej infraštruktúry alebo jednoducho veľké stavby s dominantným zastúpením betónových konštrukcií. Už v projektovej fáze by bolo jasné, či sú okolité betonárne schopné zásobovať stavbu (alebo jej etapu resp. časť) čerstvým betónom.

Ing. Peter Briatka Technický a skúšobný ústav stavebný Bratislava e-mail: [email protected] Bc. Lukáš Štefánik Doc. Ing. Peter Makýš, PhD. oba: Stavebná fakulta STU Bratislava Slovenská republika

Literatúra: [1] Bajza A., Rouseková I.: Technológia betónu, Jaga, Bratislava, 2006 [2] Juríček I.: Technológia pozemných stavieb – hrubá stavba, Jaga, Bratislava 2001 [3] Bentz D. P.: Cement hydration: building bridges and dams at the microstructure level, Materials and structures, RILEM, 2007, pp. 397–404 [4] Šťastný P., Sternová Z.: Modelovanie klimatických podmienok v ročnom cykle, upresnenie priemerných mesačných výpočtových teplôt, vplyv stavebných materiálov a konštrukcií na kvalitu života, úloha výskumu a vývoja štátneho programu S 00065-PPŠP-2/2003, VVÚPS-NOVA, Bratislava, 2004 [5] STN EN 196-3: Metódy skúšania cementu Časť 3: Stanovenie času tuhnutia a objemovej stálosti [6] STN EN 1015-9 : Metódy skúšania mált na murovanie, Časť 9: Stanovenie času spracovateľnosti čerstvej malty a jeho spresnenie [7] ASTM C 191: Time of Setting of Hydraulic Cement by Vicat Needle [8] ASTM C 403M: Test method for time of setting of concrete mixtures by penetration resistance [9] STN P ENV 13670-1: Zhotovovanie betónových konštrukcií, Časť 1: Spoločné ustanovenia [10] STN EN 206-1/Z1/O1 Betón, Časť 1: Špecifikácia, vlastnosti, výroba a zhoda. Zmena 1, Oprava 1 [11] Schindler A. K.: Prediction of concrete setting, Dept. of CE, Auburn University, USA, 2003 [12] Bentz D. P.: Cement hydration: building bridges and dams at the microstructure level, Materials and structures, RILEM, 2007, pp. 397–404 [13] Schindler A. K.: Effect of temperature on hydration of cementitious materials, Technical paper, ACI Materials Journal / January-February, ACI, USA, 2004 [14] Kim B., Weiss W. J.: Using acoustic emission to quantify damage in restrained fiber-reinforced cement mortars, Cement and Concrete Research, Volume 33, USA, 2003, pp. 207–214 [15] Weiss W. J.: Internal Curing – Lightweight Aggregate, Workshop Reducing Early-Age Cracking in Concrete Today, held at Purdue University, West Lafayette, 2008

4/2009

55



DODATEČNÉ PŘEDPÍNÁNÍ MOSTŮ SO 204 A SO 20 9.2 NA SOKP 514 P O ST - T E N S I O N I N G O F T H E B R I D G E S S O 204 A N D S O 209.2 AT P R AG U E R I N G , S E C T I O N 514 P AV E L V A N Ě K Most SO 204, součást mostní estakády přes údolí Berounky a Radotína, patří k nejvýznamnějším stavbám nejen na budovaném úseku 514 Silničního okruhu kolem Prahy (SOKP). Se svou celkovou délkou 2 km a spolu s navazujícími mostními objekty je nejdelším mostem v České republice. SO 204 se skládá ze čtyř dilatačních celků označovaných 1.1 až 1.4., pro které byly použity tři různé metody výstavby. Bridge SO 204 across the Berounka river valley ranks among the major constructions not only within this Section 514 of the new built Prague Ring Extension, with its total length of 2 km it is the longest bridge in the Czech Republic. The bridge is formed by four expansion sections called

1 3

56

1.1. to 1.4., for which three different deck erection techniques were applied. These bridges are a part of the viaduct across Berounka river valley and Radotin. Nosná konstrukce částí 1.1 až 1.3, tvořená komorovým průřezem s typickými rozpony 46 a 49 m, je zhotovována na pevné a posuvné skruži s horním nosníkem. Tato posuvná skruž je vybavena závěsným zařízením s pojezdem v úrovni nosníku, pomocí kterého je možné provádět ukládku prefabrikovaných kabelů elegantně odvíjením z cívek (obr. 1). Kabely složené z devatenácti lan a délky až 100 m jsou prefabrikovány ve výrobně a následně dopravovány na staveniště. Dodavatel předpětí tuto technologii instalace zavedl prvotně pro účel ukládky na úsecích, kde se předpokládalo nasa-

zení posuvné skruže. Vzhledem k nesporným výhodám byla metoda následně využita pro ukládku předpínacích kabelů i v místech s pevnou skruží v kombinaci s mobilními jeřáby (obr. 2), čímž bylo dosaženo urychlení postupu prací na této části. Stavba hlavní části mostu, dilatace 1.4 délky 560 m, byla prováděna za použití technologie letmé betonáže. Nosná konstrukce má celkem šest polí s rozpětími 72 + 84 + 101 + 2 x 114 + 72 m, jedná se tedy celkem o 2 x 5 vahadel. Dodavatel předpětí ve spolupráci se svým technickým centrem ve Švýcarsku předložil v přípravné fázi projektu alternativní návrh této konstrukce, který přinesl materiálové úspory, celkové zjednodušení a také urychlení postupu výstavby. Návrh následně našel podporu u projektanta i u hlavního

2 Obr. 1 Instalace předpínacích kabelů z cívek na posuvné skruži Fig. 1 Installation of the tendons from coils on the MSS Obr. 2 Ukládání kabelů pomocí autojářebu Fig. 2 Placing of the tendons using a mobile crane Obr. 3 Údolí Berounky z perspektivy objektu SO 209.2 Fig. 3 The Berounka river valley view from the bridge SO 209.2 Obr. 4 Předpínání v pracovní spáře Fig. 4 Stressing in the construction joint

4


4/2009

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

Vaše spojení s vývojem nových technologií TECHNOLOGIE • manipulace s těžkými břemeny • výsuv mostních konstrukcí • letmá betonáž • mostní segmenty • bezesparé předpínané podlahy • šplhavé a posuvné bednění DODATEČNÉ PŘEDPÍNÁNÍ • konstrukcí budov • mostních konstrukcí • sil, nádrží, zásobníků • mostní závěsy GEOTECHNIKA • opěrné stěny • trvalé zemní kotvy • mikropiloty a zemní hřebíky

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

PRODUKTY • závitové tyčové systémy • mostní ložiska

dodavatele a byl z velké části zapracován do realizační dokumentace stavby (RDS). Vzhledem k vysokým nárokům na rychlost výstavby byly zhotovitelem stavby nasazeny postupně až čtyři páry betonážních vozíků, a proto i kapacity a flexibilita dodavatele předpětí jsou zásadní pro plynulý postup výstavby a dosažení sedmidenního cyklu na jeden pár lamel. Při nasazení všech čtyř párů betonážních vozíků se provádí ukládka kanálků, prostrkávání lan a napínání čtyřikrát týdně na různých pracovištích a v případě spojení dvou sousedních vahadel je prováděno rovněž prostrkávání a napínání stěnových kabelů (kotvených v oblasti pilířů). Instalace předpínacího systému na této letmo betonované části má určitá specifika a zvláštní nároky. Po ukládce a zabetonování kanálků prověřuje dodavatel, s ohledem na minimalizaci rizika komplikací při prostrkávání předpínacích lan, průchodnost všech kanálků po betonáži každé lamely. Tato činnost sama o sobě případnou vadu neodstraní, nicméně na ni upozorní, což umožňuje řešit nastalou situaci ještě před tím, než by se prostrkávání a násled-

né napínání kabelu ocitlo na kritické cestě. Při dokončení napnutí každé lamely se ihned porovná naměřené protažení s teoretickými hodnotami a o hodnotách je informován projektant, aby se následně mohlo zahájit vysouvání betonážního vozíku na další lamelu. Po vybetonování všech lamel daného vahadla dochází ke zmonolitnění se sousedním vahadlem. Jelikož zmonolitnění vahadel je z hlediska harmonogramu na kritické cestě, provádí se prostrkávání všech stěnových kabelů před betonáží uzavírací spáry, ihned po vzájemném rozepření vahadel. V tomto velmi krátkém intervalu dvou dnů je nutné prostrkat celkem osm kabelů délky 125 m (22,4 t) při zakřiveném průběhu kabelu. Betonáž uzavírací spáry probíhá tak, že se nejdříve betonuje spodní deska a stěny komůrky a až po vnesení 50 % předpínací síly do dvou (z celkem osmi) stěnových kabelů dojde k dobetonování horní desky. Také objekt SO 209.2 (obr. 3) měl svá specifika, zejména pokud jde o postup provádění. Most byl zhotovován od jednoho ze středních polí, byly použity napínací kapsy pro možnost prostrkání předpí-


4/2009

nacích lan s časovým odstupem s ohledem na nutnost koordinace prací ve vazbě na odklonění dopravy na Strakonické silnici, kterou tento nadjezd překračuje. Předpínací práce na SO 204 byly započaty v únoru 2008, ukončení prací se předpokládá s koncem roku 2009. Na všech výše zmíněných objektech byl použit předpínací systém VSL EC s pevnými spojkami typu K, celkem bude instalováno téměř 1 500 t předpínacích lan. Společnosti zúčastněné na projektu SO 204

Projekt

dilatace 1.1 až 1.3 dilatace 1.4

Zhotovitel Projekt SO 209.2 Zhotovitel Dodavatel předpětí na SO 204 1.1, 1.3, 1.4 a SO 209.2

Pontex, s. r. o. Novák & Partner, s. r. o. Bögl a Krýsl, k. s. Valbek spol. s.r.o. Strabag, a. s. VSL SYSTÉMY (CZ), s. r. o.

Ing. Pavel Vaněk VSL SYSTÉMY (CZ), s. r. o. V Násypu 339/5, 152 00 Praha 5 tel.: 251 091 684, fax: 251 091 699, e-mail: [email protected], www.vsl.cz

57

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

INJEKTÁŽ VÝBĚR A

TRHLIN A DUTIN V BETONU – ČÁST 2: POUŽITÍ INJEKTÁŽNÍCH MATERIÁLŮ INJECTION OF CRACKS AND VOIDS IN CONCRETE PA RT 2: S E L E C T I O N A N D A P P L I C AT I O N O F T H E I N J E C T I O N MATERIALS H O LG E R G R A E V E Ve stavební praxi patří lokální injektáž trhlin a dutin k běžným činnostem spojeným s betonem. Úspěšné použití injektážních systémů vyžaduje, abychom se hlouběji zabývali vlastnostmi stavebních hmot a injektážními technologiemi. Zatímco tyto oblasti byly objasněny v první části článku, hlavním tématem druhé části je výběr a použití různých injektážních materiálů. Local injection of cracks and voids falls within common jobs connected with concrete in the building practice. Successful exploitation of injection systems requires from civil engineers deeper study of construction materials and injection technologies. While these areas were examined in the first part of this article, the main topic of the second part is the choice and use of various injection materials. V Ý B Ě R I N J E K T Á Ž N Í C H M AT E R I Á L Ů Jako injektážní materiály se používají polymerně tvrdnoucí a hydraulicky tvrdnoucí injektážní hmoty. Výběr injektážního materiálu se řídí v zásadě jeho mechanickými vlastnostmi v teplotním rozsahu použití. Zatímco minerální injektážní hmoty se základním pojivem cementem se chovají podobně jako beton, polymerní materiály mají mechanické chování závislé na teplotě (duromery, elastomery). Schopnosti přetvoření jsou díky teplotnímu rozsahu zesklovatění značně odlišné. Různé injektážní materiály reagují během procesu tvrdnutí na vodu různě. Vlhkost betonu je proto důležitou omezující podmínkou. Rozlišujeme následující stavy vlhkosti: • suchý • vlhký • vodopropustný, přičemž stupeň propustnosti se rozděluje podle protékání vadného místa v závislosti na tlaku. Jako „suché“ se označují trhliny a dutiny, u kterých nelze zjistit vliv vody. 58

Jako „vlhké“ se popisují takové trhliny a dutiny, které vykazují změnu barevného odstínu v oblasti trhliny/dutiny způsobenou vlhkostí bez viditelného výronu vody („vodopropustné bez tlaku“). Vytéká-li voda po kapkách, ukazuje to na pohyb vody bez tlaku. Výtok vody v nepřerušovaném proudu stejně jako tryskající vodu lze vyhodnotit jako protékání pod tlakem („vodopropustné pod tlakem“). Především se posuzuje vzhled povrchu konstrukce (poruchy). Ve výjimečných případech může být proveden odběr vzorků vrtného jádra. Z praktického hlediska je pro injektáž velmi důležitá směsná viskozita výplňového materiálu. Podstatně určuje hranice jeho použití. S polymerními injektážními materiály (reakčními pryskyřicemi) lze provádět injektáž trhlin od šířky 0,1 mm. Vzhledem k dobré kapilární vzlínavosti jsou umělé pryskyřice schopny proniknout až do kořene trhliny a srovnatelných rozvětvení. Minerální suspenze jsou omezeny na injektáž širších trhlin v závislosti na struktuře částic pojiva. Navíc nemohou být trhliny naplněny minerálními suspenzemi plně až k jejich kořenům. Proto nelze tímto způsobem zajistit utěsnění trhlin. Elastomerové pryskyřice Nejširší spektrum utěsňující injektáže zaujímají elastické injektážní materiály na bázi polyuretanu. Elastomerovými pryskyřicemi (PUR) lze utěsnit trhliny nebo dutiny nezávisle na jejich vlhkostním stavu, jestliže se jedná o nízkoviskózní, elastické a pórovité produkty bez obsahu rozpouštědel. Pro utěsňující injektáž v případě proměnlivých šířek trhlin lze použít elastické produkty s viskozitou cca 100 mPa.s. Pryskyřice s vyššími viskozitami vyžadují při stejných šířkách trhlin použití vyššího, v některých případech neakceptovatelného, injektážního tlaku. Se zvlášť nízkoviskózními systémy lze utěsnit trhliny od šířky cca 0,1 mm. U všech polymerních injektážních materiálů viskozita po smíchání složek rychle narůs-

tá. Nárůst viskozity vyplývající z reakce materiálu omezuje dobu zpracovatelnosti, která končí při překročení směsné viskozity 1 000 mPa.s. Technologicky lze dobu zpracovatelnosti vyplývající z reakce obejít použitím dvousložkové injektážní pumpy. K dočasnému zastavení průsaků vody v případě injektáže proti tlakové vodě se smějí použít rychle pěnící pryskyřice stejné materiálové báze (SPUR). Tyto pryskyřice tvoří při kontaktu s vodou ve velmi krátké době a za velkého nárůstu objemu pěnu s jemnými a otevřenými póry. Z důvodu otevřené pórovité struktury jsou tyto pěnivé pryskyřice vodotěsné pouze po omezenou dobu. Následně musí být vždy provedena trvale účinná těsnící injektáž nepropustnou elastomerovou pryskyřicí s uzavřenou strukturou pórů. Použití pěnící pryskyřice by mělo být omezeno na nezbytně nutné případy a i poté by se měla aplikovat pouze přerušovaně. Elastomerové pěny velmi rychle reagují, potřebují několik sekund až minut k tomu, aby se smísily a reagovaly s reakčním partnerem – vodou. Tato skutečnost vyžaduje provádění injektáže po intervalech, aby bylo možno pozorovat účinek stlačeného množství pryskyřice. Při správném použití elastomerové pěny se vyplní pouze nezbytně nutné oblasti, výstup pěny je na povrchu viditelný jen částečně. Pro optimální hlavní injektáž s trvale utěsňující elastomerovou pryskyřicí postačí snížení tlaku vody. Pěna se tudíž musí injektovat s rozmyslem a odpovídajícím způsobem. Obecně jsou stavební konstrukce v oblasti podzemní vody zatíženy přírodní vodou, která napadá beton nebo ocel pouze v mimořádných případech. Regionálně jsou stavební objekty vystaveny zatížení slanou vodou. Koroze z něj vyplývající je pro železobetonové stavební objekty s příslušnou expozicí z hlediska stability mimořádně důležitá. Během údržbářských prací na ČOV (obr. 15) byla zjištěna masivní tvorba trhlin v podkladní betonové desce. Vyvsta-


4/2009


15

la potřeba jejich opravy, aby se zabránilo exfiltracím a infiltracím vody. Tloušťka podkladní betonové desky vyžadovala poměrně velké vzdálenosti pakrů (obr. 16). Od hloubky trhlin cca 600 mm je třeba přizpůsobit obvyklé uspořádání pakrů stávajícím podmínkám. V případě poměrně širokých a hlubokých trhlin tohoto objektu se podařilo úplné vyplnění nízkoviskózní a vysoce reaktivní pryskyřicí i za obtížných podmínek. Všechny trhliny na ČOV byly bezpečně utěsněny elastomerovou pryskyřicí. V tomto případě byla věnována mimořádná pozornost rovněž chemické odolnosti těsnící pryskyřice proti komunální odpadní vodě. Aplikační profil elastomerové pryskyřice k utěsňující injektáži vodopropustných trhlin od šířky 0,1 mm lze formulovat pro injektáž propustných stavebních objektů takto: • viskozita < 100 mPa.s • doba zpracovatelnosti > 20 min při použití jednosložkových injektážních pump • rychlá reakce při kontaktu s vodou během injektáže • elasticita v teplotním rozsahu použití (příp. použití katalyzátoru) • kombinovatelnost s elastomerovou pěnou v případě silného výronu vody • prohlášení o shodě dle ČSN EN 1504-5 [1] • doklad o nezávadnosti pro zpracování a kontakt s pitnou vodou či podzemní vodou dle směrnice REACh [2] Dutiny lze injektovat při jakémkoliv stavu vlhkosti elastomerovou pryskyřicí, jestliže nebude omezena stabilita způsobená dutinami v betonu. Použití elas-

16 Obr. 15 Vodopropustné dělicí trhliny v podkladním betonu na ČOV (foto KST) Fig. 15 Water-permeable dividing cracks in the concrete mattress in a wastewater treatment plant (photo by KST)

17

Obr. 16 Trhlina připravená pro injektáž pomocí vrtaných pakrů Fig. 16 Crack ready for injection by means of drilling packers Obr. 17 Injektáž rastru stropu podzemní garáže Fig.17 Injection of the grid of the ceiling of the underground garage

tomerové pěny by mělo být zásadně vyloučeno, aby se transportní cesty pro trvale utěsňující pryskyřici udržely maximálně volné. Obr. 17 dokumentuje strop podzemní garáže. Strop byl promáčen pronikající vodou. Promáčení nebylo možno přiřadit žádnému viditelnému obrazci trhlin, takže příčinou byly pravděpodobně dutiny v betonu. Proto bylo rozhodnuto odstranit závadu lokální rastrovou injektáží. Zvolená nízkoviskózní elastomerová pryskyřice s dlouhou dobou zpracovatelnosti nyní trvale těsní původní průsaky. Duromerové pryskyřice Jestliže lze v suchých stavebních dílcích rozpoznat vadná místa a před možným zatížením vodou jsou injektována, použijí se duromerové, pevné reakční pryskyřice na epoxidové bázi (EP). Pro injektáž do vlhkých nebo vodou vyplněných trhlin nebo dutin jsou vhodné výhradně speciální duromerové pryskyřice snášející vlhkost, které jsou vyrobeny na epoxi-


4/2009

dové nebo polyuretanové bázi. Duromerové pryskyřice pro injektáž neobsahují rozpouštědla, jsou nízkoviskózní a pevné v tlaku a tahu. Výběr duromerové pryskyřice probíhá podle viskozity, vývoje pevnosti a snášenlivosti s vlhkostí. Nárůst viskozity vyplývající z reakce omezuje i u duromerových pryskyřic dobu zpracovatelnosti. Pro duromerové pryskyřice je rozhodující nárůst teploty reaktivní injektážní směsi. Mezní viskozity cca 1 000 mPa.s se dosahuje krátce po překročení teploty pryskyřice 40 °C. Tím lze omezit dobu zpracovatelnosti na čas do překročení mezní teploty materiálu 40 °C. Reaktivní duromerová pryskyřice rychle nabývá na pevnosti. Opakovaná injektáž prostorů vyplněných duromerovou pryskyřicí není po úplném vytvrzení pryskyřice už možná. Nelze totiž zaručit silový spoj mezi vrstvami duromerové pryskyřice různého stáří. Aplikační profil duromerové pryskyřice k utěsňující injektáži suchých trhlin od šířky 0,1 mm lze shrnout takto: 59


18

19 Obr. 18 Trhliny v podkladní betonové desce podzemních garáží Fig. 18 Cracks in the concrete mattress of the underground garages Obr. 19 Injektáž trhlin pomocí lepených pakrů Fig. 19 Injection of cracks using adhesion packers Obr. 20 Kontrola výsledku vyplnění pomocí vrtného jádra Fig. 20 Examination of the outcome of filling by means of the drilling core Obr. 21 Proces míchání minerální suspenze Fig. 21 Process of mixing mineral suspension

20

• viskozita < 100 mPa.s • doba zpracovatelnosti > 20 min při použití jednosložkových injektážních pump • snášenlivost s vlhkostí při aplikaci v kontaktu s vodou • prohlášení o shodě dle ČSN EN 1504-5 [1] • doklad o nezávadnosti pro zpracování a kontakt s pitnou vodou či podzemní vodou dle směrnice REACh [2] Injektáž duromerové pryskyřice k vyplnění dutin lze doporučit pouze pro malé objemy dutin, řádově ≤ 100 cm3. Exotermní reakce pryskyřice jakož i termické roztažení mohou způsobit poškození ve struktuře pryskyřice i ve struktuře betonu. Z důvodu značných rozdílů ve veličinách deformace se navíc mění tuhost betonu vyplněného duromerovou pryskyřicí. Podkladní betonová deska podzemních garáží (obr. 18) vykazuje trhliny. Obnovení silového, těsného spojení pomocí duromerové pryskyřice je úspěšně provedeno. Injektáž byla provedena pomocí lepených pakrů ještě předtím, než voda nebo škodlivé látky pronikly do trhlin (obr. 19). 60

Obr. 22 Injektáž cementové suspenze Fig. 22 Injection of cement suspension

Po injektáži byly boky trhliny pevně slepeny a staly se nepropustnými. Kontrola výsledku injektáže zahrnovala odběr vzorku vrtného jádra. Stejně jako na povrchu trhliny lze prokázat i v hloubce, že dělicí trhlina byla zcela vyplněna (obr. 20). Minerální suspenze Minerální suspenze na cementové bázi vyžadují ve srovnání s reakčními pryskyřicemi větší počáteční šířky trhlin, které jsou podstatně větší než šířky trhlin, které jsou u betonu považovány za propustné. Změny šířky trhlin jsou během dlouhé fáze tvrdnutí škodlivé. Dále vyžadují suspenze použití nízkého injektážního tlaku, aby během injektáže nedocházelo k narušování homogenity směsi díky nepříznivým poměrům proudění materiálu. Použití minerálních suspenzí má tudíž řadu nezanedbatelných omezení. Cementová suspenze se vyrábí z jemně mletého cementu, přísad (aditiv) a vody. Koloidní míchačky nebo disolvery jsou důležitými zařízeními k tomu, aby bylo dosaženo vysoké míchací energie, která jemné částice suspenze oddělí od sebe

a homogenně rozdělí v rozmíchané směsi (obr. 21). Proces míchání rozhoduje o vlastnostech injektážní suspenze. Zpravidla je nutná doba míchání v trvání cca 10 min. Silový styk spojení zhotoveného cementovou injektáží je určen parametry plniva. Na základě omezených pevností pojiva v tahu jsou trhliny vyplněné minerálními suspenzemi pouze omezeně zatížitelné tahem. Pevnost v tlaku je méně kritická. Celkově dosahuje podmíněně silové spojení pouze hodnot pevnosti betonu třídy C30/37. Aplikační profil cementové suspenze k utěsňující injektáži vlhkých trhlin od šířky 0,25 mm lze shrnout takto: • viskozita < 50 mPa.s, doba vytékání < 60 s • omezení velikostí částic v závislosti na použití • žádná podstatná změna vlastností produktu způsobená dobou zpracování nebo při kontaktu s vodou během injektáže • dlouhá doba zpracování pro injektáž dutin (až několik hodin) • objemová stálost při procesu vytvrdnutí • prokázání použitelnosti v injektážním systému (technika zpracování a injektáže) Prohlášení o shodě dle ČSN EN 1504-5 [1] je určitě nutné. Z důvodu chyby ve formulovaných požadavcích na kvalitu nelze však toto prohlášení momentálně pro hydraulicky tvrditelné systémy získat. Betonovou konstrukci bohatou na dutiny lze utěsnit a zpevnit cementovou suspenzí při jakékoli vlhkosti. Je třeba dbát na omezenou pevnost vytvrzené minerální suspenze v tahu. U betonových stavebních dílců nasycených vodou lze úspěšně použít cementovou injektáž pouze tehdy, když je možné vytlačení


4/2009


21

22

stávající vody během injektáže za použití nízkého tlaku. Smíchaná cementová suspenze se vytlačuje přes speciální plnicí hrdlo nízkotlakou metodou. Přitom je důležité dopravovat suspenzi pokud možno bez tlaku až dovnitř do stavebního dílce. Zpětné ventily tak, jak se používají pro injektáže pryskyřice, nejsou vhodné. Aby byly splněny podmínky nízkotlaké metody, jsou nutné pakry se zpětným ventilem překonatelné s minimálním tlakem nebo ručně ovládatelné uzávěry pakrů (obr. 22). Hydrostrukturní pryskyřice Hydrostrukturní pryskyřice jsou zajímavé produkty, které se kromě elasticity vyznačují bobtnavostí. Hydrostrukturní pryskyřice však vyžadují na druhé straně ochranu před vyschnutím. Jejich použití v základové půdě nebo ve spárách ve styku s okolní zeminou

쮿 sanace betonu

u podzemních staveb tuto ochranu poskytuje. Je dána objemová stálost ve stále vlhkém, hydrogenně neutrálním prostředí. Technologie gelování poskytuje za určitých podmínek technicky efektivní alternativu utěsňujících injektáží pomocí elastomerových pryskyřic. Silnými stránkami hydrostrukturních pryskyřic jsou kromě velmi dobré plasticity i jejich velmi nízká viskozita a rychlá, regulovatelná reaktivita. Pro možnost injektáže hydrostrukturními pryskyřicemi se předpokládá minimální šířka trhlin < 0,1 mm. Hydrostrukturní pryskyřice na akrylátové bázi mají velmi nízkou viskozitu podobnou vodě kolem cca 5 mPa.s. Díky tomu dosahují podobných penetračních vlastností jako voda. Jejich šíření je omezeno reakcí a s ní spojeným nárůstem viskozity. Protože se může množství iniciátoru reakce měnit, je třeba dbát na efektivní účinek při mini-

málním množství přísad. Velké množství přísad s minimálním urychlovacím účinkem negativně ovlivňuje ekologickou kompatibilitu, korozní účinek a samotnou kvalitu produktu. Aplikační profil hydrostrukturní pryskyřice k utěsňující injektáži lze shrnout takto: • viskozita cca 5 mPa.s • řiditelná reaktivita (< 1 minuta při 1% koncentraci iniciátoru reakce) • žádná podstatná změna vlastností produktu způsobená dobou zpracování ani při kontaktu s vodou během injektáže (dostatečná reaktivita) • dobrá bobtnavost • použitelnost ve dvousložkovém injektážním systému • prohlášení o shodě dle ČSN EN 1504-5 [1] • doklad o nezávadnosti pro zpracování a kontakt s pitnou vodou či podzemní vodou dle směrnice REACh [2].

쮿 injektážní systémy

쮿 průmyslové podlahy

MC-Bauchemie – Protection Technologies

Inovace ve stavební chemii MC-Bauchemie s.r.o. Průmyslová zóna Sever · Skandinávská 990 267 53 Žebrák · Česká republika Anz_MC-PT-CZ_183x87_01.indd 1


Tel +420 311 545 155 Fax +420 311 537 118 www.mc-bauchemie.cz 17.07.09 10:04

4/2009

61


Literatura: [1] ČSN EN 1504-5: Výrobky a systémy pro ochranu a opravy betonových konstrukcí. Definice, požadavky, kontrola kvality a hodnocení shody – Část 5. Injektáž betonu [2] Nařízení (ES) Evropského parlamentu a Rady č. 1907/2006 ze dne 18. prosince 2006 o registraci, hodnocení, povolování a omezení chemických látek (REACh), o vytvoření Evropské agentury chemických látek, o změně směrnice č. 1999/45/ES a o zrušení nařízení (EHS) Rady č. 793/93, nařízení (ES) Komise č. 1488/94, směrnice Rady č. 76/769/EHS a směrnice Komise č. 91/155/EHS, 93/67/EHS, 93/105/ES a 2000/105/ES (nařízení REACh), publikované v úředním věstníku č. L 396/1 ze dne 30.12.2006

23 24

Obr. 23 Injektáž do přilehlé základové půdy se zpětným výtokem pryskyřice z jedné trhliny Fig. 23 Injection into the adjoining foundation soil with a reverse discharge of resin from one crack Obr. 24 Neúspěšná rastrová injektáž u tlakového průsaku vody Fig. 24 Unsuccessful grid injection of pressure seepage of water

Ve vícevrstvých stavebních konstrukcích, např. tunel s primárním torketovaným betonovým ostěním a vnitřní skořepinou nebo beton s přilehlou izolační vrstvou, lze rovněž utěsnit injektáží uzavřené kontaktní plochy mezi jednotlivými vrstvami pomocí hydrostrukturních pryskyřic. Pro injektážní úkoly, kde musí poměrně tenká gelová membrána odolat stávajícímu tlaku vody, je výhodou zvýšený těsnící účinek speciálních hybridních systémů. Místo koherentních, měkce elastických systémů dokáží hybridní hydrostrukturní pryskyřice zesílené polymery nabídnout lepší řešení. Tyto hydrostrukturní pryskyřice s vyšším obsahem pevných látek jsou 62

hybridy, ve kterých je voda jako směsná složka nahrazena polymerovou disperzí, nezávisle tvrdnoucím pojivem. Díky tomu se podstatně zlepšují smrštitelnost, přilnavost a plasticita. Injektáž hydrostrukturních pryskyřic vyžaduje náročné vybavení a vysokou kvalifikaci provádějícího personálu. Použití dvousložkové injektážní pumpy je předpokladem úspěšného zpracování. Obr. 23 ukazuje zpětný výtok injektážní pryskyřice z jedné trhliny značně vzdálené od místa injektáže. Rastrová injektáž umožňuje plošné utěsnění stavebního dílce s poměrně velkými vzdálenostmi pakrů. Jedná se zde však o technologii, která závisí mnohem více na okrajových parametrech konkrétní aplikace než „běžná“ injektáž do stavebních dílců a kterou lze zvládnout pouze díky vyhodnocení vstupních informací, důkladnému naplánování a odpovídajícímu způsobu provádění. Jako alternativa injektáží trhlin a dutin ve struktuře stavebních dílců se osvědčilo plošné utěsnění silničního tunelu prováděné hybridní hydrostrukturní pryskyřicí obohacenou polymery v přilehlé základové půdě. Obr. 24 ukazuje neúspěšný pokus o utěsnění vlhkého místa injektáží do stavebního dílce pomocí vrtaných pakrů. Úspěch se dostavil až po prove-

dení plošné injektáže v přilehlé základové půdě. SHRNUTÍ I přes dokonalé provádění stavebních prací se u betonové stavební konstrukce nelze zcela vyvarovat neplánované tvorbě trhlin – narozdíl od dutin. Na to je nepostižitelnost ve stavebnictví příliš rozmanitá. Trhliny a vadná místa nebudou mít za následek žádné škody, jestliže budou dodatečně sanovány a utěsněny injektážními systémy. K dispozici jsou různé druhy injektážních systémů. Základem je výběr injektážního materiálu, který musí trvale opravit a utěsnit poškozenou strukturu stavebního dílce. Pro plánování a realizaci utěsňující injektáže daného objektu je třeba sladit mezní hodnoty injektážních materiálů a situaci stavebního dílce. Alternativou injektáže do stavebního dílce nebo do meziprostor u vícevrstvých stavebních objektů je injektáž do základové půdy v blízkosti stavebního objektu prováděná u konstrukcí, které jsou v kontaktu s okolní zeminou. Správné plánování injektáže je stejně tak důležité jako odborné zaškolení injektážního personálu. Během realizace sanačních prací je přesné dokumentování všech činností důležitým předpokladem trvalého úspěchu.

První část článku byla otištěna v předchozím čísle časopisu. Dipl. Ing. Holger Graeve MC-Bauchemie Müller GmbH & Co. KG Am Kruppwald 1-8, 46238 Bottrop Německo tel: +492 041 101 10 [email protected]


4/2009

KONFERENCE ZKOUŠENÍ A JAKOST VE STAVEBNICTVÍ ´09 6. – 7. října 2009 VUT V BRNĚ, FAKULTA STAVEBNÍ, AULA A203, VEVEŘÍ 95, BRNO

HLAVNÍ TEMATICKÉ BLOKY • Zkoušení betonových a zděných konstrukcí • Zkoušení kovových a dřevěných konstrukcí • Zkoušení v geotechnice • Zkoušení dalších stavebních hmot, dílců a konstrukcí • Normalizace a certifikace ve stavebnictví, řízení jakosti a kvality • Přístrojová technika

Další informace: e-mail: [email protected] tel.: +420 541 147 823 e-mail: [email protected] tel.: +420 541 147 817

www.zkouseniajakost.cz

www.fce.vutbr.cz

005 5

=5 knxurydÐáÊÏÓÓÓudkdÏ whoÜÝĂÍËÓËËÍÌÊÏÊÓÐ id{ÝĂÍËÓËËÍÌÊÌËÊË lqirÿqhndsÜfrp

zzzÜqhndsÜfrp BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2009

63


CEMENTOBETÓNOVÉ VOZOVKY NA LETÍSK – NAMÁHANIE, PORUCHY

POHYBOVÝCH PLOCHÁCH A ICH OPRAVY CONCRETE AIRPORT PAVEMENTS – STRESS, DETERIORATION AND THEIR REPAIRS ĽU DM I L A BARTOŠOVÁ, M I R O S L AV F O G E L Vozovky na pohybových plochách letiska sú vystavené stále sa zvyšujúcemu zaťaženiu, ako dopravnému, tak aj teplotnému namáhaniu. Napätia vznikajúce od týchto namáhaní a metódy ich výpočtu sú podkladom pre hodnotenie vozoviek, platí to pre už existujúce vozovky, ako aj pre navrhované. Najvýznamnejšie poruchy vznikajúce na cementobetónových vozovkách z viacerých dôvodov a ich postupná oprava pre zaistenie bezpečnosti leteckej premávky sú prezentované na záver článku. Concrete airport pavements are subjec-

1

ted to increasing transport and heating loading and stresses which they induce are the main causes of repeated deterioration of pavements. Load stresses and curling stresses (related to a difference in temperature) can be calculated using models for new and existing structures. The repair of pavement surface distresses, the maintenance and rehabilitation treatments are very important for safety of air transport.

až tridsať rokov, sa objavujú poruchy, ktoré vznikajú v dôsledku opakovaného dopravného zaťaženia, pôsobením času a teplotných rozdielov. Medzi významné vplyvy, ktoré sa podieľajú na vzniku porúch, sa dostávajú do popredia výkyvy teplôt a zmeny klimatických podmienok, ktoré výrazne ovplyvňujú stav napätia vo vozovke a pohyby dosiek. NAMÁHANIE

CEMENTOBETÓNOVÝCH

LETISKOVÝCH VOZOVIEK

Na letiskách sa vo všeobecnosti pozerá na architektúru zastavovacieho priestoru, aká je vybavovacia budova, riadiaca veža, len málo cestujúcich si uvedomuje, aká je dôležitá kvalita pohybových plôch, tzn. kvalita povrchu a únosnosť letiskových vozoviek na vzletových a pristávacích dráhach, na pojazdových dráhach a vybavovacích plochách. Navrhované letiskové vozovky musia zabezpečiť premávku pre všetky lietadlá, ktoré majú letisko využívať. Cementobetónové vozovky sú práve tie, ktoré zabezpečia premávku aj pre veľké dopravné lietadlá. Na cementobetónových vozovkách, ktoré sú v prevádzke dvadsať 2

Pohybové plochy letísk sa rozdeľujú z hľadiska zaťaženia na päť základných častí. Na najzaťaženejších plochách sa realizujú vozovky z cementového betónu. Pri cementobetónových vozovkách sa stretávame s viacerými namáhaniami, ktoré postupne znižujú pevnosť betónu. Významné sú najmä napätia od dopravného zaťaženia (kritické lietadlá – stojace alebo pohybujúce sa) a napätia od teplotného namáhania (vnútorná teplota – v období tuhnutia a tvrdnutia betónu a vonkajšia teplota – teplotný spád v období prevádzky zodpovedajúce klimatickým podmienkam). Obr. 1 Výpočtový model tuhej vozovky pre metódu Westergaarda Fig. 1 The design model of rigid pavement for Westergaard method Obr. 2 Výpočtový model tuhej vozovky pre program NEXIS Fig. 2 The design model of rigid pavement for finite element for method NEXIS Obr. 3 Priebeh napätí v ťahu pri ohybe σx pri polohe zaťaženia v strede dosky pre uvedenú kombináciu zaťaženia, izolínie v reze, a) kombinácia A, b) kombinácia B Fig. 3 The distribution of tensile-bending stresses due to a central load, profile with isolines, a) combination A, b) combination B Obr. 4 Priebeh napätí v ťahu pri ohybe σy pri polohe zaťaženia na pozdĺžnej hrane dosky pre uvedenú kombináciu zaťaženia, izolínie v reze, a) kombinácia A, b) kombinácia B Fig. 4 The distribution of tensile-bending stresses for edge loading, profile with isolines, a) combination A, b) combination B

64


4/2009


3a

3b

4a

4b


4/2009

65


Napätia v betónových doskách od dopravného zaťaženia a od teploty Veľkosť a priebeh napätí sa stanovuje metódami a postupmi, ktoré sa vyvíjali s vývojom poznatkov o materiáloch, technológiach, dopravnom zaťažení, klimatických a hydrogeologických podmienkach, ako aj pohľadom na spolupôsobenie vrstiev a modelovanie podložia. Výpočet napätí v doskách z cementového betónu sa môže robiť viacerými postupmi a metódami, napr. vzorce Westergaarda, vplyvové plochy ohybových momentov podľa Picketta a Raya,

výpočtový program Laymed a v súčasnej dobe najmä metóda konečných prvkov (MKP). Jednotlivé metódy definujú dopravné zaťaženie (hmotnosť a charakteristiky podvozku) a vozovku s podložím z hľadiska mechanického pôsobenia výpočtovým modelom. Model vozovky je definovaný geometrickými parametrami a výpočtovými hodnotami deformačných parametrov materiálov jednotlivých vrstiev a mierou spolupôsobenia na stykoch vrstiev. Model zodpovedá jednotlivým metódam a postupom výpočtu a môže byť jednoduchý, ale aj zložitý (obr. 1 a 2).

Pre výpočet napätí v cementobetónových doskách od zaťaženia dopravou a od teploty používame model s pružnou doskou konečných rozmerov na pružnom viacvrstvovom polopriestore. V súčasnosti je najrozšírenejším spôsobom výpočtu metóda konečných prvkov, napr. výpočtový program Nexis. Pomocou tohto programu je možné okrem samotného výpočtu napätí a deformácií v cementobetónovej doske modelovať a počítať konštrukciu aj s podložím. K iteračnému výpočtu konštrukcie s podložím slúži špeciálny modul Soilin, ktorý zohľadňuje všetky potrebné závislosti. Podložie sa modeluje priamo, pričom jed-

Obr. 5 Porucha skupiny 10 – poruchy povrchu: typ výtlk Fig. 5 Distress type 10 – surface distress – pothole Obr. 6 Poruchy skupiny 40 – poruchy hrán a rohov dosiek: a), b) typ odlomený roh Fig. 6 Distress type 40 – edge and corner distresses – corner crack, a), b) Obr. 7 Porucha skupiny 30 – trhliny: typ otvorená trhlina a povrchové sieťové trhliny Fig. 7 Distress type 30 – cracks - alligator cracks

66

5

Obr. 8 Porucha na priečnej škáre – vplyv teplotných zmien Fig. 8 Distress of transverse joint – influence of temperature changes

6a

6b

7


4/2009

SANACE R E H A B I L I TAT I O N notlivé vrstvy sú charakterizované nasledovnými vlastnosťami: modulom pružnosti E, Poissonovým číslom μ, objemovou hmotnosťou γ, súčiniteľom m a hrúbkou h. Veľkosť napätí závisí aj od polohy dopravného zaťaženia, ktoré môže pôsobiť v štyroch základných polohách. Významné sú hodnoty napätí, ktoré sa dosahujú v strede a na pozdĺžnej hrane dosky. Priebeh napätí v strede dosky od kombinácie zaťaženia – A (dopravné zaťaženie a vlastná hmotnosť dosky) a od kombinácie zaťaženia – B (dopravné zaťaženie, vlastná hmotnosť dosky a teplotný spád ) je na obr. 3. Priebeh napätí na pozdĺžnej

hrane dosky od obidvoch kombinácií zaťaženia je na obr. 4. Priebeh napätí zodpovedá zaťaženiu lietadlom A 300/B4. V uvedenom prípade je napätie od druhej kombinácie zaťaženia väčšie o 89,46 % v strede dosky a o 37,67 % na pozdĺžnej hrane, ako pri prvej kombinácií zaťaženia, tzn. že napätia od teplotného spádu sa výrazne podieľajú na vyčerpávaní pevnosti betónu. Vypočítané napätie od uvedeného namáhania sa ďalej využíva na posúdenie spoľahlivosti vozovky podľa podmienky súčtu napätí lebo podmienkami bezpečnosti, príp. podmienkou spoľahlivosti.

PORUCHY

NA LETISKOVÝCH

VOZOVK ÁC H

Poruchy, ktoré v priebehu času vznikajú na letiskových vozovkách, sú prirodzeným javom. Všeobecne je porucha definovaná ako nepriaznivá zmena normálneho stavu. Porucha vozovky je definovaná ako poškodenie jednotlivých konštrukčných vrstiev vozovky, prípadne podložia, ktoré ovplyvňuje prevádzkovú spôsobilosť a prevádzkovú výkonnosť vozovky a jej opraviteľnosť [2]. Začiatok vzniku porúch je aj začiatkom postupnej degradácie vozovky. Postupný nárast počtu porúch sa sleduje. Poruchy

10 Obr. 9 Poruchy pri kolmom napojení sa dvoch líniových konštrukcií a ich postupná oprava, stav roku 2006 Fig. 9 The distress at contact of two lanes, treatment and repairing at 2006 Obr. 10 Kvalitná oprava poruchy pre zaistenie bezpečnosti leteckej dopravy, stav roku 2007 Fig. 10 Quality repairing ensuring safety of air traffic- condition at 2007

9

11b BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

Obr. 11 Porucha skupiny 30 – trhliny: povrchové sieťové trhliny, a) povrchové sieťové trhliny, b) transformácia do pozdĺžnych trhlín a ich oprava Fig. 11 Distress type 30 – cracks – surface net cracks, a) surface net cracks, b) transformation to longitudinal cracks

11a 4/2009

67


Obr. 12 Porucha od únavy a malej únosnosti dosky Fig. 12 Fatigue and low bearing capacity distress Literatúra: [1] Bartošová Ľ.: Hodnotenie spoľahlivosti letiskových vozoviek, In. Edícia vedeckých prác, STU v Bratislave, SvF, Bratislava 2004 [2] STN 73 6114 Vozovky pozemných komunikácií. Základné ustanovenia pre navrhovanie. Bratislava ÚNMS SR 1997 [3] Směrnice pro hodnocení provozní způsobilosti cementobetonových letištních drah a ploch – L36. Praha: Federální ministerstvo dopravy, 1985, 48 s. [4] Metodika L36-KDS na vizuálnu prehliadku vozoviek pohybových plôch letiska s cementobetónovým krytom, Bratislava: KDS-CVVL, 1996, 52 s.

12

na pohybových plochách letiska sa zatrieďujú do hlavných skupín, stanovuje sa ich rozsah, závažnosť a množstvo pri inventarizácií porúch. Podľa predpisu L 36 sa stanovovalo 15 druhov porúch [3], postupom času sa klasifikácia porúch zdokonalila a sú zoskupené do skupín podľa typu poruchy. V súčasnosti sa podľa L 36KDS zatrieďujú do ôsmich základných skupín, podrobnejšie je to až 29 typov porúch [4]. Z hľadiska závažnosti sú pre prevádzkovú spôsobilosť a výkonnosť významné všetky poruchy skupiny 10 – poruchy povrchu (obr. 5), skupiny 40 – poruchy hrán a rohov dosiek (obr . 6) a skupiny 30 – trhliny (obr. 7). Pravidelná inventarizácia porúch je dobrým podkladom nie len pre hodnotenie vývoja jednotlivých porúch z hľadiska rozsahu, ale aj z hľadiska závažnosti porúch. Okrem toho po spracovaní údajov získava správca podklady pre plán opráv. Vzhľadom na to, že v poslednom období sa zistil nárast porúch na priečnych škárach hlavne v letnom období (obr. 8), vznikla myšlienka sledovania a merania horizontálnych posunov na vybraných meracích miestach spolu s meraním teploty v týchto miestach. V rámci metodiky merania sa vybrali vhodné miesta na meranie posunov a definovali sa štyri dvojice bodov, medzi ktorými sa merajú posuny. Výsledok vyhodnotenia meraní má potvrdiť, prípadne vyvrátiť súvislosť medzi kolísaním teplôt a posunmi dosiek, poruchami z tepla. O P R AV Y

VÝZNAMNÝCH PORÚCH

N A P O H Y B O V Ý C H P LO C H ÁC H L E T Í S K

V poslednom období často vznikajú poruchy od tepla, ktoré sa vyskytujú najmä v častiach vozoviek, kde sa stretávajú dve rôzne konštrukcie, alebo kde sa dve líniové konštrukcie na seba kolmé vplyvom tepla rozpínajú a v mieste nie je dostatočná dila68

tácia. Vzniká napätie, ktoré má za následok vznik poruchy (obr. 8) a ich postupné opravovanie podľa obdobia vzniku (obr. 9 a 10). Napätie je možné uvolniť zhotovením dilatačnej škáry, pričom je treba: • dbať na správne určenie miesta, • zabrániť nežiaducim pohybom konštrukcie po vytvorení dilatácie, • zabezpečiť presné rezy, • zabezpečiť dôkladné vyčistenie rezu pre dilatáciu, • použiť vhodných materiálov, • dbať na uzatvorenie dilatácie a príslušnú kontrolu. Sieťové trhliny sa aj vplyvom prevádzky prepojujú do pozdĺžnych trhlín až dojde k sieťovému rozpadu dosky (obr. 11). Sú to poruchy vznikajúce vplyvom agresívneho prostredia, rozmrazovacích prostriedkov na lietadlá alebo vplyvom rozmrazovacích prostriedkov na povrchu VPD, a to všetko môže byť v kombinácií s nevhodne použitým materiálom. Lokalizovanie takýchto sieťových trhlín je možné iba v prvopočiatkoch vzniku, a to vhodnými impregnačnými roztokmi, ktoré môžu rozpad stabilizovať, ale nie zastaviť. V pokročilejšom štádiu vývoja poruchy až do rozpadu dosky je možné úplné odstránenie poruchy iba výmenou porušených dosiek. Na letiskových vozovkách, ktoré sú v prevádzke viac ako dvadsať rokov, sa vyskytujú poruchy, ktoré sú dôsledkom únavy a na doske sa to prejavuje zníženou únosnosťou. Zistenie takýchto porúch poukazuje na končiacu prevádzkyschopnosť vozovky (obr. 12). Z toho dôvodu je dôležité stanoviť stratégiu a spôsob opravy. Dôležité je stanoviť rozsah takýchto porúch, od ktorého bude závisieť návrh opravy príslušného úseku – plochy, prípadne rekonštrukcia dráhy.

Z ÁV E R V príspevku sú prezentované spôsoby stanovenie napätia v cementobetónových doskách, ktoré sa môžu využiť ak pri navrhovaní nových vozoviek, tak pri posudzovaní jestvujúcich vozoviek, alebo pri navrhovaní rekonštrukcie vozovky na letiskových plochách. Na prevádzkovaných letiskových vozovkách vznikajú v priebehu času poruchy. Ich včasné zaznamenanie, zatriedenie a vyhodnotenie je významné pre zaistenie bezpečného pohybu lietadiel po pohybových plochách letiska (pre bezpečný pohyb lietadiel po vozovke je dôležitá kontrola stavu každý deň a operatívne riešenie odstránenia porúch) a pre hodnotenie stavu vozovky podľa metodiky pre dlhodobé hodnotenie a diagnostikovanie stavu dráh. Príspevok bol spracovaný v rámci vedeckého projektu VEGA č.1/0580/09 „Priestorovo a energeticky úsporne dopravné stavby“ riešeného na Katedre dopravných stavieb Stavebnej fakulty STU v Bratislave. Text článku byl posouzen odborným lektorem. Doc. Ing. Ľudmila Bartošová, PhD. Katedra dopravných stavieb, Stavebná fakulta Slovenská technická univerzita v Bratislave Radlinského 11, 813 68 Bratislava Slovenská republika tel.: +421 259 274 355 e-mail: [email protected] Ing. Miroslav Fogel Letisko M. R. Štefánika – Airport Bratislava, a. s. (BTS) 823 11 Bratislava Slovenská republika tel:. + 421 233 033 001 e-mail: [email protected]


4/2009

PROFIL PROFILE

V

OBDOBÍ KRIZE CHYSTÁ EXPANZI DO EVROPY Ke dni 25. dubna 2009 změnila společnost RealSan právní formu – ze společnosti s ručením omezeným se stala akciová společnost. Paralelně s ní byla založena společnost evropského typu RealSan Group, SE. Společnost RealSan byla založena v roce 2000 a svým působením navázala na činnost divize Sanace společnosti Realmont, spol. s r. o. Od roku 1993 se společnost RealSan specializuje na dodávky produktů a technologií týkajících se problematiky sanací vlhkého zdiva a hydroizolací. Jednatel společnosti RealSan, spol. s r. o., Ing. Petr Čeliš zastává v přetransformované společnosti funkci předsedy dozorčí rady a zároveň se stal předsedou představenstva nově vzniklé společnosti RealSan Group, SE. Přes nově vzniklou společnost budou realizovány především obchodní aktivity. Předsedkyní představenstva akciové společnosti RealSan byla jmenována Ing. Jana Hrabovská, která po čtrnácti letech působení ve společnosti RealSan vstoupila do vrcholového managementu. Nově vzniklá akciová společnost převzala veškeré závazky společnosti RealSan, spol. s r. o., a byl na ni převeden veškerý její majetek. Společnost RealSan se specializuje na složité a často rizikové komplexní práce v oblasti sanace vlhkého zdiva a hydroizolací, většinou pod úrovní terénu. Provádí předprojektovou přípravu formou stavebně-technických průzkumů, posudků, analýz a navrhuje optimální řešení pro sanaci vlhkého zdiva podle nejnovějších technických poznatků a zkušeností. Projektový ateliér firmy RealSan se zabývá problematikou odvlhčování staveb převážně při rekonstrukcích památkově chráněných a historických objektů. Nabízí kompletní služby v oblasti projektování sanací vlhkého zdiva. Společnost se současně orientuje na vzdělávací programy pro stávající partnery, ale i odbornou a laickou veřejnost. Společnost RealSan má bohaté zkušenosti z oblastí postižených povodněmi, kde zajišťovala technickou pomoc a podporu. Při těchto aktivitách úzce spolupracovala s humanitární organizací ADRA. Se změnou právní formy společnosti RealSan na akciovou společnost a se vznikem společnosti evropského typu RealSan Group, SE, je spojováno jejich výhodnější začlenění do evropských struktur a lepší možnosti případné obchodní expanze společnosti v rámci Evropské unie. V úvahu připadají rovněž lepší možnosti v pohybu pracovních sil v rámci EU.

Změnou právní formy byl dovršen proces posilování pozice společnosti na trhu a zároveň byla připravena cesta pro vstup evropského investora. RealSan patří mezi přední dovozce a prodejce sanačních omítek v ČR. Každoročně zde distribuuje až půl milionu m2 těchto produktů, a to jednak prostřednictvím své aplikační divize, a jednak díky maloobchodní prodejní síti.

RealSan, s. r. o. Ruprechtická 732/8, 460 01 Liberec 1 tel.: 485 246 501-3, fax: 485 246 500 e-mail: [email protected] www.realsan.cz

1

Obr. 1 Nádvoří zámku v Hejnicích, původní stav Obr. 2 Nádvoří zámku v Hejnicích, po rekonstrukci BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

2 4/2009

69

EKOLOGIE ECOLOGY

PROTIHLUKOVÉ

STĚNY Z LEHKÉHO MEZEROVITÉHO BETONU A JEJICH SCHOPNOST SNIŽOVAT ZNEČIŠTĚNÍ OVZDUŠÍ NOISE BARRIERS MADE FROM LIGHTWEIGHT CONCRETE WITH OPEN STRUCTURE AND THEIR ABILITY TO REDUCE AIR POLLUTION MIC HAL A HU B E RTOVÁ, O N D Ř E J M AT Ě J K A

VÝROB KOVÁ

NORMA PRO

P R OT I H L U K O V É S T Ě N Y , D E K L A R O VÁ N Í VLASTNOSTÍ VÝROBCEM

Velká část emisí hluku i nežádoucích plynných látek, které znepříjemňují život v hustě osídlených oblastech, pochází z automobilové dopravy. Moderní technologie aplikované do výroby stavebních materiálů umožňují účinně eliminovat obě složky znečištění životního prostředí pomocí integrovaného řešení – fotokatalyticky aktivního lehkého mezerovitého betonu pohltivé vrstvy protihlukových panelů. A large part of the noise emission and undesirable gaseous substances which are embarrassing our life in densely populated areas, comes from the road traffic. Modern technology applied to production of building materials enables to eliminate effectively both components of environmental pollution through an integrated solution – photocatalytic active lightweight concrete with an open structure of the noise barriers layer. Na základě Směrnice č. 2002/49/ES Evropského parlamentu a Evropské rady, o hodnocení a řízení hluku ve vnějším prostředí, musí všechny členské státy Evropské unie vypracovat strategické hlukové mapy a tzv. akční plány snižování hlukové zátěže. Hlukové mapy a akční plány jsou nástrojem k postupnému snižování počtu osob vystavených nadlimitnímu hluku, který poškozuje jejich zdraví. V České republice je největší část obyvatel zatížena hlukem z pozemní dopravy, a to zejména ve velkých městech, v okolí dálnic a hlavních komunikací. Při hledání konkrétních opatření ke snižování hlukové zátěže v určité obci nebo její části je třeba přihlížet na místní situaci. Zdrojem hluku je zejména silniční doprava. Mimo opatření organizačně dopravní (snížení rychlosti, zúžení vozovky, snížení počtu jízdních pruhů atd.) lze použít protihlukových stěn (či valů). Zajímavým řešením je systém, který kromě snížení hluku přinese i snížení znečištění ovzduší výfukovými plyny. 70

V červnu 2006 byla vydána norma ČSN EN 14388 Zařízení pro snížení hluku silničního provozu – specifikace, která stanovuje funkční požadavky a metody pro hodnocení zařízení pro snížení hluku silničního provozu. Norma zahrnuje akustické, neakustické a dlouhodobé vlastnosti, nikoliv požadavky na vnější vzhled a odolnost vůči vandalismu. Přechodné období normy skončilo v červnu 2008 a od tohoto termínu musí každý výrobce označovat své výrobky CE štítkem právě dle uvedené normy. Jedním z otazníků při prokazování shody dle této normy je prokázání vlastnosti „Očekávaná trvanlivost neakustických vlastností“. Norma nedefinuje naprosto jednoznačně, jak postupovat při prokazování této vlastnosti a jednotliví výrobci protihlukových systémů postupují různě. Protihlukové stěny z lehkého mezerovitého betonu s absorbční schopností Hladiny hluku vyvolané jednotlivými dopravními prostředky jsou závislé především na skladbě, hustotě a rychlosti dopravního proudu, na druhu pokryvu vozovky a případně na režimu práce motoru. Imisní hodnoty hluku v posuzovaném bodě závisí na útlumových faktorech prostředí, jako je zejména útlum vlivem přízemního efektu. Zde rozlišujeme, šíří-li se zvuk nad terénem akusticky pohltivým (tráva, obilí, nízké zemědělské kultury) nebo odrazivým (beton, asfalt, vodní hladina), útlum vlivem vzrostlé zeleně a útlum zvuku vlivem překážek. Protihlukové stěny jsou dnes velmi často využívány ke snížení negativního účinku hluku ze silniční automobilové dopravy na životní prostředí obyvatel měst a obcí. Obecně platí, čím je větší aktivní povrch protihlukových stěn, tím je vyšší stupeň absorpce hluku, kterého lze dosáhnout různými kombinacemi tloušťky žeber,

popř. osovými vzdálenostmi žeber z lehkého mezerovitého betonu. Protihlukovou stěnu Liadur tvoří velkoformátové betonové prefabrikované panely, které se vyrábějí se staticky nosnou železobetonovou deskou. Na straně zdroje hluku je absorpční vrstva z lehkého mezerovitého betonu, jejímž základem je kamenivo Liapor zrnitosti 2 až 4 mm. Právě mezerovitý povrch pohltivé vrstvy na straně vozovky vybavený vlnovou, resp. trapézovou strukturou, zajišťuje vysoký absorpční účinek. Odvrácená strana může být hladká, příp. ji lze opatřit lamelovou strukturou či „koštětovanou nebo hrabanou“ úpravou povrchu. Jak u lehké mezerovité vrstvy, tak u nosné vrstvy je možno dosáhnout optického zvýraznění probarvením pomocí barvy pro betonové směsi. Dají se optimálně sladit s architektonickými požadavky. Použitá formovací technika umožňuje prakticky libovolné tvary a profily dílců (trapézový, trojúhelníkový, obloukový). Protihlukové stěny Liadur se vyrábějí metodou „čerstvý na čerstvý“, tj. bezprostředně po uložení mezerovitého lehkého betonu a jeho zhutnění se nanese beton nosné vrstvy (minimálně C 30/37 XF4). Tím dojde k optimálnímu propojení obou materiálů v monolitický celek. Spojení mezi lehkým betonem absorpční vrstvy a betonem nosné vrstvy je natolik pevné, že již není potřeba provádět jejich vzájemné kotvení. To bylo dokumentováno mnohými odtrhovými zkouškami, které prokázaly, že odtržení v oblasti spoje je téměř vyloučené. Díky zkušenostem, které byly doposud získány při vývoji a výzkumu, došlo k optimalizaci technologie výroby a montážní techniky. Pronikání srážkové vlhkosti do mezer mezi zrny úzké frakce Liapor 2 až 4 mm umožňuje efekt samočištění. Z tohoto důvodu nemusí být systém Liadur shora zakryt a je tedy bezúdržbový. Deklarovaná životnost protihlukových stěn Liadur dle ČSN EN 14388 je padesát let. Životnost je prokazována nejen speciální metodikou odolnosti pohltivé vrst-


4/2009

EKOLOGIE ECOLOGY

1a

1b

1c

vy proti vodě a chemicky rozmrazovacím látkám, ale také rozsáhlou analýzou stávajících zabudovaných stěn zpracovanou soudním znalcem v oboru stavebních materiálů v roce 2005 v Německu [9]. Statické výpočty umožňují jednotlivá pole délky 6 m a více (průhyb je při silné povětrnosti minimální). Pole délky 6 m přinášejí úsporu v množství sloupků a zemních prací až o třetinu. Popsaný systém umožňuje libovolný stupeň akustické pohltivosti v závislosti na tloušťce pohltivé vrstvy a tvaru vlny. Dosažené hodnoty řadí protihlukové dílce do kategorií A2, A3, A4. Vzduchová neprůzvučnost DLR = min 45 dB je stanovena za předpokladu, že zadní vrstva hutného betonu je tlustá 110 mm a je z betonu s objemovou hmotností 2 400 kg/m3 (mezerovitý beton pohltivé vrstvy má objemovou hmotnost 700 kg/m3) a za předpokladu kvalitního provedení

styků stěnových dílců a sloupů. Systém umožňuje snadnou montáž stěn bez použití spojovacího materiálu (šrouby, hřebíky atd.) a nabízí také oboustranně absorpční stěny (obr. 1).

Obr. 1 Protihlukové stěny Liadur a) tunel Valík, Plzeň, b) Chemnitz, Německo, c) Vellern, Německo Fig. 1 Noise barriers Liadur, a) tunnel Valík, Plzeň, b) Chemnitz, Germany, c) Vellernz Germany

SN IŽOVÁN Í ZN EČ IŠTĚ N Í OVZDUŠÍ POMOCÍ TIO2 V mnohých evropských městech se kvalita ovzduší stává zásadním problémem ovlivňujícím kvalitu života jejich obyvatel. Vedle tolik diskutovaného mikroprachu (PMx) jsou hlavními znečisťujícími látkami městského ovzduší především oxidy dusíku (NOx) a těkavé organické látky (VOC). Hlavním zdrojem uvedených polutantů je v městských aglomeracích automobilová doprava (obr. 2 a 3). Vdechování oxidu dusičitého (NO2) má významný vliv na lidské zdraví a může vést k poškození dýchacích orgánů. Odborná literatura uvádí, že dlouhodobá

expozice vnějšímu prostředí s koncentrací NO2 10 až 80 μg/m3 vede k častějšímu výskytu onemocnění dýchacího traktu např. kašle, bronchitidy či plicní nedostatečnosti. Ohroženi jsou především lidé žijící v oblastech s vysokou intenzitou automobilové dopravy. Společný výskyt NOx a VOC je navíc prekurzorem tvorby přízemního ozónu, který je rovněž zdraví nebezpečný. Takto vzniklá směs nebezpečných plynů bývá nazývána „letní smog“. Směrnice Rady Evropské Unie 1999/30/ ES z 22. dubna 1999 uvádí maximální hodnoty ročního průměru (40 μg/m3)


4/2009

71

EKOLOGIE ECOLOGY

HR`]XSS[Wa<=fd>ÒhSd`]QS $ ;]PWZ\hR`]XSh\SxWÈb\ AbOQW]\t`\hR`]XSh\SxWÈb\

#

&#

2 ;]PWZ\hR`]XSS[Wa<=f =a]P\Ocb][]PWZg BÐY{\tYZOR\Ocb][]PWZg =abOb\

:SVY{\tYZOR\Ocb][]PWZg /cb]Pcag

!

!

#$

$

3

a hodinového průměru (200 μg/m3) koncentrace NO2 platné k 1. lednu 2010 a obdobné hodnoty pro předcházející přechodná období. Např. pro rok 2009 je přípustný maximální roční průměr 42 μg/m3 a maximální hodinový průměr 210 μg/m3. Dnes se zdá, že splnění zmíněných kritérií kvality ovzduší bez dalších opatření nebude v okolí vysoce zatížených komunikací možné ani v případě, že by veškerá projíždějící vozidla splňovala emisní normu EURO 4. Doposud města využívala opatření regulující plynulost dopravy, posilování úlohy veřejné hromadné

4

72

dopravy či omezení vjezdu vybraných skupin automobilů do vnitřních částí. K uvedeným opatřením se nyní přidává i vysoce racionální řešení – katalytické odbourávání znečisťujících látek. Nositelem tohoto řešení je technologie TX Active® a odvozený produkt, cement TioCem®. Působením světla, konkrétně UV-A záření, dochází k rozkladu mnoha látek včetně vzdušných polutantů. Tento přirozený proces nazývaný fotolýza probíhá za běžných podmínek velmi pomalu, avšak použitím fotokatalyzátoru lze rychlost reakce významně urychlit. Na povrchu takového fotokatalyzátoru dochází díky polovodičovému efektu k tvorbě velmi reaktivních částic, které jsou následně schopny rozkládat některé organické a anorganické látky včetně plynných oxidů dusíku. Konkrétní důkazy podal prostřednictvím přímého měření například projekt PICADA (Photocatalytic Innovative Coverings Applications for Depollution Assessment) podporovaný Evropskou unií. Použitá měřící aparatura byla umístěna do modelu tří rovnoběžných ulic v měřítku 1 : 5. Jednotlivé ulice dlouhé 18 m a široké 2 m byly vymezeny pomocí běžných přepravních kontejnerů o výšce 5 m. „Fasáda“ prostřední ulice byla pokryta fotokatalyticky aktivní cementovou maltou. Pomocí systému potrubí byly do modelu rovnoměrně vypouštěny zplodiny spalovacího motoru. Výsledky měření ukázaly snížení koncentrace NOx o 40 až 80 % díky fotokatalyticky aktivní cementové maltě. Po letech vědeckého výzkumu se fotokatalyticky aktivní materiály úspěšně přesouvají z laboratoří do praxe. Příkladem může být TioCem®, fotokatalyticky aktivní cement dodávaný společností HeidelbergCement. Fotokatalytická aktivita povrchu materiálu může být dokázána a také kvantifikována pomocí degradace organického barviva (test Rhodaminem B), kdy je stejně jako u obdobných postupů zjišťována výhradně fotooxidační schopnost materiálu (obr. 4). Na dvojici těles vyrobených z cementové malty podle EN 196-1 je aplikována modelová látka, organické barvivo Rhodamin B. Jedno těleso je jako referenční ponecháno v běžném laboratorním prostředí, druhé je vystaveno působení světelného záření zdroje ULTRA Vitalux. Chromametrem se změří intenzita zbarvení před aplikací barviva, po aplikaci a zaschnutí a dále v určených časových intervalech působe-

ní světla bodového zdroje. K vyhodnocení slouží systém L*a*b a vypočtená celková změna zbarvení ΔE*. Míru aktivity povrchu zkoušeného materiálu zjistíme porovnáním hodnoty ΔE* obou těles. Další z metod zkoušení fotokatalytické aktivity je založena na uzavření tělesa z fotokatalyticky aktivního materiálu v testovací komoře, kterou proudí směs vzduchu a plynných polutantů. Na výstupu z komory je měřena koncentrace polutantů měnící se v závislosti na zapnutí/vypnutí světelného zdroje ozařujícího zkoušený povrch. Jako znečisťující plynná látka může být použit NO2, NO nebo jejich směs (obr. 5). Na takovém principu jsou založeny metody popsané v technických normách ISO 22917-1 a UNI 11247. Ačkoli se zkušební postupy jednotlivých laboratoří, univerzit či soukromých společností nezanedbatelně liší, jsou získané výsledky v omezeném rozsahu porovnatelné. Schopnost cementu TioCem® rozkládat vzdušné polutanty a snižovat tak jejich koncentraci v ovzduší je ověřována v laboratoři HeidelbergCement Technology Center (HTC) v Leimenu v Německu pomocí měřící aparatury speciálně vyvinuté k tomuto účelu. Zařízení umožňuje výrazně měnit základní parametry experimentu, průtok plynu, intenzitu světelného toku a koncentrace polutantů, a simulovat tak rozdílné podmínky blízké reálnému prostředí. Míra rozkladu NOx může být vyjádřena jak v procentech, tak v absolutních jednotkách (mg/m2h). Z provedených měření vyplývá, že při výchozí koncentraci 1 000 ppb odpovídá 70% snížení koncentrace NOx absolutnímu úbytku 2,5 mg/m2h NOx. Při výchozí koncentraci NOx 3 000 ppb vzroste absolutně vyjádřený účinek na 4,5 mg/m2h, relativně pak klesne na 55 %. S rostoucí intenzitou záření jednoznačně roste i míra rozkladu polutantů. K uspokojivým výsledkům však postačuje i záření výrazně nižších intenzit, než jaké jsou používány v nejrůznějších zkušebních postupech. Směle proto můžeme říci, že rozklad polutantů pomocí fotokatalyticky aktivních materiálů začíná již s východem slunce. Fotokatalytická aktivita závisí také na kvalitě povrchu. Např. u zámkové dlažby může zvolený způsob povrchové úpravy či opracování při zachování rozměrů prvku ovlivnit velikost povrchu, a tím i velikost aktivního povrchu cemen-


4/2009

EKOLOGIE ECOLOGY

tového tmele. Tryskaná dlažba obvykle dosahuje vyšší fotoaktivity než klasická, neopracovaná. I když můžeme v laboratoři lehce ověřit, že kontaktem plynu obsahujícího znečisťující látky s TiO2 dochází k výraznému snížení koncentrace těchto polutantů, v reálném prostředí je kvůli značné proměnlivosti podmínek daných počasím či dopravním zatížením poměrně obtížné odhadnout a vyhodnotit skutečnou účinnost a efektivní přínos životnímu prostředí. Snaha prokázat reálné chování stála za experimentem uskutečněným v červnu 2008 ve švédském Stockholmu. V centrální části města byly umístěny dvě identické zkušební komory z materiálu propouštějícího UV-A záření. Část vnitřního povrchu jedné z komor byla opatřena vápenocementovou omítkou z cementu TioCem®. Okolní vzduch byl po průchodu komorou testován NOx analyzátorem. Průměrná denní koncentrace NO2 ve vzduchu, který prošel komoru s fotokatalyticky aktivní omítkou, byla oproti druhé komoře nižší o 40 až 70 %, a to bez použití jakéhokoli dodatečného světelného zdroje. V listopadu 2007 byla veřejnosti představena první „environmentálně aktivní“ střešní krytina, Climalife. Střešní krytina není jedinou oblastí možného uplatnění technologie TX Active®. Teoreticky je tímto způsobem možné vyrobit jakýkoli betonový produkt, protože přítomnost fotokatalyzátoru nijak neovlivňuje ostatní užitné vlastnosti cementu ani betonu. Použití TX Active® výrobků je účelné převážně v blízkosti frekventovaných silnic. Zde je TioCem® použitý v zámkové dlažbě, betonové vozovce či protihlukových bariérách schopen významně zlepšit kvalitu ovzduší. Použití technologie TX Active® je žádoucí také na veřejných pro-

stranstvích se zvýšeným pohybem lidí, např. v okolí škol, zastávek a nádraží. Vydlážděním ulice Via Borgo Palazo betonovou dlažbou vyrobenou technologií TX Active® bylo v Bergamu v Itálii docíleno snížení koncentrace NOx v okolí komunikace o 26 až 56 %. Podobný projekt byl uskutečněn také ve Francii, kde společnost Ciment Calcia použila technologii TX Active® při stavbě betonové vozovky ulice Rue Jean Bleuzen v pařížské čtvrti Vanves. Výsledky měření, které provedla externí laboratoř (Laboratoire Régional de l’Quest Parisien), by měly být dostupné v průběhu roku 2009. POUŽITÍ

T E C H N O LO G I E

TX ACTIVE®

V P R OT I H L U K O V Ý C H S T Ě N ÁC H

LIADUR Spojení technologie TX Active® a protihlukových stěn Liadur® dává vzniknout velmi efektivnímu řešení pro boj s nepříznivými dopady automobilové dopravy na životní prostředí a lidské zdraví. Pomocí jediného stavebního prvku můžeme významně omezit jak hlukovou, tak imisní zátěž obyvatel v blízkosti rušných pozemních komunikací. V průběhu roku 2008 byla ve spolupráci firem Liadur a Českomoravský cement vyvinuta receptura pohltivé vrstvy z mezerovitého betonu s kamenivem Liapor s využitím technologie TX Active®, která nejen splňuje výše uvedené požadavky na vlastnosti protihlukových stěn, ale navíc výrazně snižuje koncentrace plynných polutantů ve svém okolí. Laboratorní ověření fotoaktivity, tedy schopnosti rozkládat oxidy dusíku provedené podle technické normy UNI 11247:2007, prokázalo 32,7% snížení koncentrace NOx, což podle metodiky vyhodnocení vyvinuté v HTC odpovídá slovnímu vyjádření „velmi vysoká aktivita“.

Literatura: [1] www.hluk.eps.cz [2] www.silence-ip.org [3] Metodika měření hluku silniční dopravy, Zpravodaj MŽP3/1996 [4] Guidelines for Comunity Noice [online], dostupné na www.who.int/ [5] Nařízení vlády č.148/2006 Sb., o ochraně zdraví před nepříznivými účinky hluku a vibrací. 2006 [6] Směrnice evropského parlamentu a rady 2002/49/ES [online], dostupná na www.env.cz/ [7] Zákon č.258/2000 Sb., o ochraně veřejného zdraví. 2000 [8] www.liadur.cz [9] Struth R.: Gutachten über die Langzeitbeständigkeit von Lärmschutzwandsystem GA 716/5. Deutschland 2005 [10] Bölte G.: Reduction of air pollutants with TioCem®, BFT International 01/2009, p.4–13

Část příspěvku vznikla za podpory projektu MPO FI-IM5/016 „Vývoj lehkých vysokohodnotných betonů pro monolitické konstrukce a prefabrikované dílce. Ing. Michala Hubertová, Ph.D. Lias Vintířov, Lehký stavební materiál, k. s. 357 44 Vintířov e-mail: [email protected] tel.: 602 650 174, www.liapor.cz Fakulta stavební VUT v Brně e-mail: [email protected] Ing. Ondřej Matějka Českomoravský cement, a. s. nástupnická společnost 226 01 Beroun tel.: 311 643 065, 602 141 086 e-mail: [email protected] www.cmcem.cz

Obr. 2 Podíl mobilních a stacionárních zdrojů znečištění na celkových emisích NOx (zdroj: Ročenka Praha – životní prostředí) Fig. 2 Contribution of mobile and stationary sources of pollution to total NOx emissions Obr. 3 Podrobnější dělení mobilních zdrojů emisí NOx (zdroj: Ročenka Praha – životní prostředí) Fig. 3 Subdivision of NOx emmisions of mobile sources Obr. 4 Zkouška barvivem Rhodamin B na vzorcích Fig. 4 Rhodamine B bleaching field test Obr. 5 Typický průběh měření rozkladu NOx v laboratoři Fig. 5 Typical NOx abbatement laboratory test output BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5 4/2009

73

VĚDA

A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH

K

OTÁZCE STANOVENÍ ZTRÁT PŘEDPĚTÍ V PRVCÍCH A KONSTRUKCÍCH Z PŘEDPJATÉHO BETONU TO DETERMINATION OF PRESTRESSING LOSSES IN PRESTRESSED CONCRETE ELEMENTS AND STRUCTURES LUKÁŠ VRÁBLÍK, JAN LOŠKO, VLADIMÍR KŘÍSTEK Podstatou správného návrhu předpjatého betonového prvku, popřípadě celé konstrukce, je stanovení potřebné velikosti předpínací síly, včetně jejího časového vývoje, která zaručí nejen splnění napěťových, ale i deformačních kritérií zaručujících řádnou funkci. Cílem příspěvku je kritický pohled na mnohdy dosud používané zastaralé přístupy a seznámení zejména s problematikou dlouhodobých ztrát předpětí s uvážením vlivu dotvarování, smršťování a deplanace průřezu. Design of prestressed concrete elements and structures is based on the determination of prestressing force (including losses and their time development) to satisfy stress as well as deformation limits. The intention of the paper is to criticise the hopelessly obsolete approaches still applied in the design practice and mainly to describe especially long term prestressing losses affected by creep, shrinkage and cross sectional warping. Je zcela evidentní, že dosažení požadovaného působení prvků a konstrukcí z předpjatého betonu (velikostí a rozložení napětí a deformací, včetně jejich časového vývoje) je podmíněno zajištěním potřebného účinku předpětí – jak velikosti předpínací síly v okamžiku vnesení předpětí, tak i jejího časového vývoje ovlivněného dlouhodobými ztrátami. Význam této skutečnosti nebyl dosud plně doceňován. Měníli se napjatost předpjaté konstrukce (závisející zcela zásadně na předpětí), tak to, pokud nenastanou viditelné poruchy, pozornosti obvykle uniká. Zcela jiná situace je však např. při sledování vývoje průhybů předpjatých mostů velkých rozpětí – ztráty předpětí se zde dramaticky projeví změnou (obvykle nárůstem) deformací, které jsou jasně patrné a měřitelné. Je politováníhodné, že v projektové praxi jsou mnohdy dosud používány beznadějně překonané primitivní předpoklady z minulých století (např. hypotéza o zachování rovinnosti průřezů, nerealistické modely predikce vývoje dotvarování a smršťování betonu). Napětí v konstrukci a deformace (průhyby a natočení) jsou z hlediska velikosti ztrát předpětí velmi citlivé, neboť jejich výsledná velikost je dána rozdílem velkých čísel (účinku vnějšího zatížení a opačně působícího ekvivalentního zatížení závislého na skutečné velikosti předpětí konstrukce) a relativně velmi malá odchylka od předpokládané hodnoty některého z těchto účinků má velký význam pro výsledek. Obvyklé výpočetní postupy zanedbávající nebo nevystihující věrně všechny účinky mohou vést k zcela chybným závěrům, kdy i jen malá odchylka v jednotlivých dílčích složkách může vést k propastným rozdílům výsledků od skutečnosti (porovnání např. s výsledky měření na reálných konstrukcích). Proto mezi nejzávažnější faktory pro zajištění náležité funkce předpjatých konstrukcí (únosnosti, provozuschopnosti, trvanlivosti a spolehlivosti) náleží spolehlivé stanovení skutečné hod74

noty předpětí, tj. vývoje jeho ztrát. V současné době běžná návrhová praxe předpjatých konstrukcí definuje dvě základní kategorie ztrát předpětí. • Krátkodobé ztráty – tzv. technologické ztráty; jedná se o změny předpětí projevující se na konstrukci mezi okamžikem napínání a zakotvením předpínací výztuže. Nejdůležitějšími zástupci těchto ztrát pro dodatečně předpínaný prvek je ztráta třením a pokluzem v kotvě. Označení technologické odpovídá podstatě těchto ztrát, které jsou významně ovlivněny technologickými vlastnostmi předpínacího systému. Jejich analytický popis je téměř od počátku používání předpjatého betonu velmi přesně znám, rozhodující jsou tak vstupní data, jejichž správná hodnota by vždy měla vycházet z podkladů dodavatele předpínacího systému. Na projektantovi a zhotoviteli pak je, aby si své předpoklady z výpočtu ověřil na realizované konstrukci – např. měřením protažení lana během napínání. • Dlouhodobé ztráty – jedná se o změny velikosti předpínací síly mezi okamžikem zakotvení předpínací výztuže a sledovaným časem, resp. předpokládaným koncem životnosti konstrukce. Vzhledem k dlouhodobému charakteru ztrát je pro jejich stanovení rozhodující správný popis reologických vlastností materiálů, betonu (z hlediska dotvarování a smršťování) a předpínací výztuže (z hlediska relaxace). ČASOVĚ

Z Á V I S L É Z T R ÁT Y P Ř E D P Ě T Í

Ztráty předpětí v důsledku relaxace předpínací výztuže Relaxace oceli velmi výrazně ovlivňuje dlouhodobé chování předpjatého prvku. Jedná se o duální jev k dotvarování. Při konstantní deformaci (protažení výztuže) klesá velikost napětí, a tudíž i velikost předpínací síly, resp. účinek předpětí. Kapacita a časový vývoj relaxace závisí na mechanických vlastnostech použité oceli ovlivněných výrobním procesem a na technologickém postupu předpínání. Velmi důležitá je také závislost ztráty relaxací předpínací výztuže na teplotě materiálu. Pro teploty větší než 50 °C je nutné vlastnosti materiálu ověřit měřením, neboť úbytek napětí může být i dvojnásobný oproti materiálu s referenční teplotou 20 °C. Z výsledků probíhajících měření na významných mostních konstrukcích [5] a provedených výpočetních analýz [2] se ukazuje, že právě podceněná ztráta relaxací je jednou z významných příčin nadměrných, v čase se zvětšujících deformací těchto konstrukcí. Mezi odbornou veřejností je všeobecně známo, že předpisy pro stanovení relaxace předpínací výztuže podle dnes platné normy ČSN 73 6207 (tab. 1) pro navrhování předpjatých betonových mostních konstrukcí jsou chybné a nekorespondují s reálnými vlastnostmi používaných ocelí. Norma rozlišuje velikost konečného úbytku napětí vlivem relaxace jako násobku počátečního napětí podle toho, zda se jedná o dráty nepopouštěné, popouštěné, nebo stabilizované, popřípadě o žebírkové tyče. Předpokládá se, že konečného úbytku napětí je dosaženo po jednom roce od napnutí. Dále norma definuje časovou


4/2009

VĚDA SCIENCE

AND

A VÝZKUM RESEARCH

závislost úbytku napětí. Tato závislost však již není funkcí použitého materiálu ani úrovně napětí v předpínací oceli (vzhledem k mezi σ0,2). Od příštího roku vstoupí v platnost tzv. Eurokód 2, který stávající platné normy zcela nahradí. Tato norma [6] přistupuje k otázce relaxace předpínací výztuže mnohem důkladněji (obr. 1). Stanovuje tzv. třídy relaxačního chování: • třída 1 – dráty nebo lana s normální relaxací, vztah (1) • třída 2 – dráty nebo lana s nízkou relaxací, vztah (2) • třída 3 – za tepla válcované a upravené tyče Pro každou třídu je definován funkční předpis popisující časový vývoj (konečná hodnota se definuje pro čas 500 000 h, což odpovídá cca 57 rokům) v závislosti na hodnotě ρ1000 (ztráta relaxací po 1 000 h pro úroveň počátečního napětí 0,7 fpk) a poměru počátečního napětí v předpínací výztuži σpm0 k hodnotě její charakteristické pevnosti fpk. σ

$%

⋅

^[ T ^Y

Δσ^` + σ^[ ⋅#!'⋅&⋅S

σ

⋅

'

Δσ^` + σ^[ ⋅ $$⋅ #⋅S

⎛ b ⎞ ⎜ ⎟ ⎝⎠

^[ T ^Y

⎛ σ ⎞ ^[ ⎟ ⎜ %#⋅ ⎜− ⎟⎟ ⎜ ⎟ T ^Y ⎠ ⎝

⎛ b ⎞ ⎜ ⎟ ⎝⎠

⋅ −#

⎛ σ ⎞ ⎜ ^[ ⎟ %#⋅ ⎜− ⎟⎟ ⎜ T ^Y ⎠ ⎝

(1)

⋅ −# (2)

Rozdíly ve výsledcích při postupu podle jednotlivých funkčních předpisů jsou shrnuty v tabulce 1. Uvažována je ocel předpínací výztuže 1570/1770, pevnost fpk = 1 770 MPa, mez σ0,2 = 1 570 MPa. Počáteční napětí uvažujeme σpm0 = 1 239 MPa (odpovídá 0,7 násobku pevnosti fpk, resp. cca 0,8 násobku meze σ0,2). Tab. 1 Porovnání velikosti úbytku napětí vlivem relaxace podle různých normových předpisů Tab. 1 Comparison of value of prestressing losses due to relaxation according to different standard recommendations Výpočet podle ČSN 73 6207 nepopouštěné popouštěné 74,3 MPa 99,1 MPa Výpočet podle ČSN EN 1992-1-1 třída 1 třída 2 235,4 MPa 48,3 MPa

stabilizované 37,2 MPa

Pro správnou predikci úbytku napětí v předpínací výztuži způsobenou relaxací oceli by však vždy měla probíhat úzká spolupráce mezi projektantem a dodavatelem předpínacího systému, který by měl poskytnout kompletní informace zaručující správný návrh konstrukce.

1 Obr. 1 Relaxace předpínací výztuže podle ČSN EN 1992-1-1, vliv velikosti počátečního napětí na časový vývoj ztráty relaxací a na její velikost Fig. 1 Prestressing steel relaxation according to ČSN EN 1992-1-1, influence of initial stress on time development and value of prestressing losses Obr. 2 Neplatnost předpokladu zachování rovinnosti příčného řezu – nerovnoměrný vodorovný podélný posun po šířce horní desky komorového mostu Fig. 2 Non-validity of assumption of cross-section planar deformation – nonuniform longitudinal displacement 2

Dlouhodobé ztráty předpětí v důsledku dotvarování a smršťování betonu a deplanace průřezu Z výsledků experimentálních studií reálných konstrukcí [5] a jejich analýz [2] se potvrzuje, že v současné době používané přístupy pro kvantifikování ztrát předpětí způsobených dotvarováním a smršťováním betonu jsou nerealistické a mnohdy zavádějící a ztráty významně podceňují. Ignorují totiž řadu významných faktorů, zejména se jedná o: • 3D působení předpjatého prvku nebo konstrukce – primitivní předpoklad zachování rovinnosti příčného řezu je pro souBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2009

75

VĚDA


3

4a

4b 5

6

76

časné výpočtové možnosti, kdy jsou zcela samozřejmě do výpočtů zahrnovány jevy kategorie ochabnutí smykem nebo vázaného kroucení, doprovázené deplanací průřezu, absolutně nezdůvodnitelný; jako příklad je na obr. 2 ukázáno pole podélných posunutí bodů horní desky vyvolaných ukotvením předpínacích kabelů ve stycích desky a stěn komorového nosníku; • reálný vývoj dotvarování a smršťování betonu – pro jeho predikci musí být použity výstižné matematické modely; z tohoto hlediska se nepochybně jeví jako nejvýstižnější a prověřený model B3 [1]; • respektování reologické nehomogenity jednotlivých částí příčného řezu – vývoj dotvarování a smršťování betonu závisí výrazně na tloušťkách stěn a desek průřezu. Nutnost respektování všech závažných faktorů jasně prokázala (za použití nejdokonalejší prostorové a časové analýzy) rozsáhlá a velmi náročná studie [2], osvětlující skutečnosti rozhodné pro vývoj namáhání a deformací později (po provedené rekonstrukci) zříceného mostu mezi ostrovy Koror a Babelthuap v Palau. Záměrem článku je osvětlit tuto problematiku a napomoci k pochopení jejího významu demonstrací na případu prvku základního konstrukčního uspořádání, kde jevy mohou být analyzovány v ryzí analytické formě, a to záměrně – jde zejména o změnu myšlení, o změnu přístupu k výpočtům ztát předpětí. Analyzováno je nejjednodušší tvarové uspořádání – tenký deskový prvek (obr. 3) obdélníkového tvaru (šířka b a výška průřezu h) délky L předepnutý přímým předpínacím kabelem vedeným v kanálku průměru dp ve střednicové ploše prvku v jeho podélné ose. Ve snaze o co největší zjednodušení problému je uvažováno předpětí nesoudržným kabelem – přenos předpínací síly je realizován pouze v místě kotvení – uvažována je příložná kotva s roznášecí deskou ve tvaru čtverce o délce hrany k (obr. 3). Nejprve je vhodné osvětlit reálné chování konstrukčního prvku v okamžiku zavedení předpětí: stav napětí a deformace vyvolaný předpětím realizovaným jednotlivými izolovaně rozmístěnými předpínacími jednotkami. Jde o klasickou úlohu teorie pružnosti, řešenou již v dávnější minulosti (např. aplikací teorie lomenic [3]). Pole deformací jsou pro tento počáteční stav ukázána na obr. 4a. Je zřejmé „zatlačení“ v působišti předpínací síly (kotvení předpětí) do prvku, tj. nesplnění předpokladu zachování rovinnosti průřezu prvku, běžně používaného v projektové praxi, což znamená nárůst zkrácení předpínací jednotky, a tedy i nárůst ztráty předpětí; význam tohoto jevu významně narůstá s poměrem vzájemné vzdálenosti kabelů a délky prvku. Na základě analýzy pole podélných normálových napětí (obr. 4b) bylo shledáno, že vliv nerovinného chování příčného řezu na změny předpětí lze (ve snaze o aplikovatelnost v projektové praxi) aproximovat pomocí analytických předpisů. Použito je roznášení napětí od předpětí z dosedací plochy roznášecí desky kotvy až na plnou plochu příčného řezu popsané gradiObr. 3 Schéma řešené konstrukce Fig. 3 Scheme of the analysed structure Obr. 4 a) Poměrné stlačení ve směru podélné osy, b) pole odpovídajících podélných normálových napětí Fig. 4 a) Longitudinal deformation, b) axial stress distribution Obr. 5 Roznos napětí v prvku – nárůst vzdorující plochy průřezu Fig. 5 Stress distribution in element – increasing of active part of section Obr. 6 Vnesení předpínací síly do prvku, počáteční deformace Fig. 6 Application of prestressing, initial element deformation BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2009

VĚDA SCIENCE

entem (n:1). Vzdorující plocha (část průřezu, ve které jsou uvažována rovnoměrně rozložená napětí od předpětí) narůstá nespojitě (obr. 5) se vzdáleností x od místa kotvení (použité symboly odpovídají označení z obr. 3 a obr. 5): pro x = 0 (těsně pod kotvou, resp. roznášecí deskou):

/Q dh + Y −

π R^

pro 0 < x ≤ xh (nárůst plochy ve vodorovném i svislém směru):

⎛ f ⎞ π R^ /Q dh ( f ) + ⎜ Y + ⎟ − \⎠ " ⎝

(4)

pro xh < x ≤ xb (působí celá výška průřezu h, nárůst plochy ve vodorovném směru):

⎛ f ⎞ π R^ /Q dh ( f ) + V ⎜ Y + ⎟ − \⎠ " ⎝

(5)

pro x ≥ xb (působí celá plocha prvku, vzdorující plocha je konstantní):

/Q dh + PV −

π R^

(6)

"

Dalším krokem studie je sledování časového vývoje přetvoření betonového prvku zatíženého axiální předpínací tlakovou silou. V 1. kroku (čas tp) je betonový prvek (geometrie dle obr. 3) předepnut předpínací silou velikosti P (obr. 6) vyvozenou povytažením volného kabelu ΔLKAB vedeného v kabelovém kanálku průměru dp zakotveného pomocí příložné kotvy. Do betonového prvku je tak vnesena normálová síla Np,0 (znaménko minus značí tlak):

<^ + − > + − /^ ⋅ 3^ ⋅ ε ^ ,

(7)

kde Ap je plocha předpínacího kabelu, Ep je modul pružnosti oceli předpínací výztuže a εp,0 je přetvoření předpínací výztuže po napnutí dané vztahem:

ε ^ +

Δ:9/0 :9/0 W\

,

^

c f + ⋅

< ^

∫3

<^

()

3Q b^ ⋅ /Q dh ( f )

+

− /^ ⋅ 3 ^ ⋅ ε ^

( )

3Q b^ ⋅ /Q dh ( f )

,

(9)

kde Ec(tp) je modul pružnosti betonového prvku v čase předepnutí tp. Dojde tak k okamžitému zkrácení prvku, které lze za předpokladu symetrie a homogenity konstrukce a zanedbání ztrát předpětí (uvážena konstantní předpínací síla P po celé délce kabelu) stanovit podle vztahu: BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

(b ) ⋅ / ( f )

Q

^

Rf +

Q dh

:

+

− ⋅ /^ ⋅ 3 ^ ⋅ ε ^

( )

3Q b ^

⋅

∫/

Q dh

Rf .

( f)

(10)

Po předepnutí a zakotvení je délka prvku, a tudíž i předpínacího kabelu zakotveného mezi konce prvku:

:9/0 + : + c f .

(11)

Při uvážení zjednodušujícího předpokladu, že síla Np,0 je v celém intervalu mezi časy tp a t∞ konstantní, tak v čase t∞ naroste poměrné přetvoření betonového prvku v důsledku dotvarování a smršťování (obr. 7) na hodnotu:

εQ b ( f ) + ∞

<^

() + ε (b b )

3 Q b^ ⋅ /Q dh ( f ) aV`

∞

^

⋅ ⎡⎣ + ϕ b∞ b ^ ⎤⎦ +

(

)

(12)

kde φ(t∞,tp) je součinitel dotvarování mezi časem tp a časem t∞ a εshr(t∞,tp) je přetvoření od smrštění mezi časem tp a časem t∞. Samotný účinek dotvarování a smršťování na poměrné přetvoření prvku je možné popsat vztahem:

<^

εQ Q`SS^ aV` ( f ) +

( )

3 Q b^ ⋅ /Q dh ( f )

(

⋅ ⎡⎣ϕ b∞ b ^ ⎤⎦ +

(

)

)

(13)

+ ε aV` b∞ b^

Zkrácení (změna délky) prvku a předpínacího kabelu (za předpokladu dokonale tuhého zakotvení kabelu do čel betonového prvku) vlivem dotvarování a smršťování je pak dáno:

(8)

kde LKAB,in je počáteční délka kabelu. Působící normálová síla Np,0 vyvodí v čase vnesení předpětí tp v prvku poměrné přetvoření, které je s uvážením nerovinného chování průřezu (viz výše) funkcí vzdálenosti od konce prvku x:

ε Q b ( f ) +

:

(3)

"

A VÝZKUM RESEARCH

AND

: + c f

c f Q`SS^ aV` + ⋅

∫3

< ^

Q

( b ) ⋅ / ( f) ^

(

)

⋅ ϕ b∞ b^ Rf +

Qdh

:+c f

∫ ε ( b b ) Rf

+

aV`

^

∞

(14)

což je možné při předpokladu reologické homogenity konstrukce zjednodušit na vztah: : + c f

c f Q`SS^ aV` +

<^

(

) ∫/

⋅ ϕ b ∞ b^ ⋅

() + ε (b b ) ⋅ ( : + c ) 3 Q b^ aV`

4/2009

∞

^

f

Q dh

( f)

Rf + (15) 77

VĚDA


Obr. 7 Princip výpočtu změny předpětí vlivem dotvarování a smršťování Fig. 7 Description of the method for an analysis of prestressing losses affected by creep and shrinkage Obr. 8 Průběh poddajnosti průřezu 1/Avz pro analyzovanou konstrukci Fig. 8 Distribution of cross-section deformability for analysed structure

7 8

Vztah (15) popisuje, jak bylo uvedeno výše, zkrácení betonového prvku, a tím i na jeho koncích tuze zakotveného kabelu, vlivem dotvarování a smršťování. Předpětí je realizováno poměrným protažením kabelu (rovnice 8) εp,0. Tím, jak dochází k zpětnému zkracování kabelu, zmenšuje se hodnota tohoto počátečního přetvoření až na hodnotu εp,∞:

ε ^ ∞ + ε ^ +

c f Q`SS^ aV` :9/0

.

(16)

Velikost předpínací síly P∞ v čase t∞ je pak dána vztahem:

>∞ + /^ ⋅ 3^ ⋅ ε^ ∞ .

(17)

Při řešení změny předpínací síly vlivem dotvarování a smršťování dle výše popsané zjednodušené metody se v souladu s obr. 7 dopouštíme chyby (tmavošedá plocha grafu). Reálný plynulý průběh časového vývoje předpínací síly (popsaný tmavě modrou křivkou) nahrazujeme jednou diskrétní změnou v čase t∞. Bylo však prokázáno, že velikost této chyby není pro praktic78

Literatura: [1] Bažant Z. P., Baweja S.: Creep and shrinkage prediction model for analysis and design of concrete structures: Model B3; Materials and Structures 28, 1995 [2] Bažant Z. P., Li G. H., Yu Q., Klein G., Křístek V.: Explanation of Excessive Long-Time Deflections of Collapsed Record-Span Box Girder Bridge in Palau; CONCREEP8, Ise Shima, Japonsko, září-říjen 2008 [3] Křístek V.: Teorie výpočtu komůrkových nosníků, SNTL Praha, 1974 [4] Křístek V., Vráblík L., Bažant Z. P.: Misprediction of long-time deflections of prestressed box girders: Causes, remedies and tendon layout; CONCREEP8, Ise Shima, Japonsko, září-říjen 2008 [5] Vodsloň J.: Časový vývoj trvalých průhybů velkých mostů z předpjatého betonu; Zprávy o výsledcích dlouhodobých sledování vybraných mostů pozemních komunikací za roky 1995–2008 [6] ČSN EN 1992-1-1 Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby

ké výpočty zásadní (jedná se o relativně malou změnu velké hodnoty). Při použití přesnějšího řešení (časovou diskretizací) by úbytek předpínací síly vycházel o něco menší. Určitým zpřesněním, které neznamená podstatné zvýšení náročnosti řešení, je použití tzv. metody efektivního času (na obr. 7 zelená čárkovaná křivka). Určitým zjednodušením je i oddělené řešení účinků reologických změn betonu (smršťování a dotvarování) a oceli (relaxace) na vývoj velikosti přepínací síly. Ve skutečnosti jsou tyto jevy provázány a vzájemně spolupůsobí. Pro správný popis a vystižení tohoto spolupůsobení by bylo nutné použít přesnější metodu řešení, např. již zmiňovanou metodu časové diskretizace. Pro ukázku závažnosti výše popsaného jevu byl řešen reálný konstrukční prvek: deskový nosník obdélníkového průřezu (šířka b = 3 m, výška h = 0,6 m) délky L = 10 m. V čase tp = 7 dní je předepnut 19lanovým kabelem (napínací napětí σp,0 = 0,8fpk = 0,8. 1 860 = 1 488 [MPa], odpovídající protažení εp,0 = 7 631.10-6) vedeným v kabelovém kanálku o průměru dp = 0,1 m. Reologické parametry pro výpočet byly stanoveny dle modelu B3 – v čase předepnutí tp je modul pružnosti betonu Ec(tp) = 21 748 MPa, pro časový interval mezi časem vnesení předpětí a t∞ =


4/2009

VĚDA SCIENCE

36 500 dní vychází přetvoření od smrštění εshr (36 500;7) = -430,074.10-6, součinitel dotvarování φ (36 500;7) = 2,49. Gradient roznášení n:1 byl na základě 3D výpočtu finitní metodou určen parametrem n = 2. Pro tato vstupní data vychází celková ztráta od dotvarování a smršťování betonu (s uvážením deplanace průřezu) cca 14 %, bez uvážení deplanace úbytek napětí je pouze 9 %. Z výsledku je tedy patrný velmi závažný vliv deplanace na celkovou ztrátu dotvarováním a smršťováním – dostáváme nárůst na 14/9 .100 = 156 % původní hodnoty. Z ÁV Ě R Provedené analýzy potvrdily obecné poznatky o významu ztrát předpětí vyvolaných dotvarováním betonu a deplanací průřezu zjištěné při komplexním a velmi nákladném přepočtu mostu Koror-Babelthuap v Palau, respektujícím v nejvyšší dostupné míře jak prostorový charakter problému, uspořádání předpětí, vývoj statického systému, tak i realistický model dotvarování a smršťování betonu, jako analýzy příčin vývoje průhybů a kolapsu tohoto mostu [2]. Problematika ztrát předpětí má pro pochopení a návrh předpjatých konstrukcí zásadní význam. Tento článek je pouze úvodem do diskuse o reálných hodnotách ztrát předpětí a faktorech je ovlivňujících. Se záměrem revize inženýrského myšlení a přístupu k návrhu předpjatých konstrukcí byl na analýze nejjednoduššího uspořádání prokázán význam faktorů dříve často ignorovaných. Na základě prezentovaných úvah budou v dalších článcích uvedeny výsledky řešení složitějších, v mostní

AND

A VÝZKUM RESEARCH

praxi používaných konstrukčních uspořádání. Ukazuje se totiž, že závažnost tohoto jevu je tak významná, zejména v případě nerovnoměrně a izolovaně rozdělených předpínacích jednotek po průřezu, že by bylo vhodné zavést do projektové praxe a návrhových doporučení další složku ztrát předpětí: ztráty předpětí vyvolané deplanací průřezu, jejichž velikost narůstá dotvarováním betonu. Výsledky byly získány v rámci řešení grantového projektu 103/08/P613 a projektu 103/08/1677 podporovaných Grantovou agenturou ČR a projektu MŠMT 1M6840770001 v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS. Ing. Lukáš Vráblík, Ph.D. e-mail: [email protected] Ing. Jan Loško e-mail: [email protected] Prof. Ing. Vladimír Křístek, DrSc. e-mail: [email protected] všichni: Fakulta stavební ČVUT Katedra betonových a zděných konstrukcí Thákurova 7, 166 29 Praha 6 Odborná společnost pro vědu, výzkum a poradenství ČSSI Komornická 15, 160 00 Praha 6 tel.: 224 354 365

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]


4/2009

79

VĚDA


DYNAMICKÁ

ODEZVA BETONOVÝCH LÁVEK DYNAMIC RESPONSE OF CONCRETE FOOTBRIDGES JI Ř Í STR ÁSKÝ, RADI M NEČAS, JAN KOL ÁČ E K Zkušenosti s analýzou patnácti lehkých betonových lávek pro pěší jsou uvedeny s ohledem na jejich dynamickou odezvu vyvolanou pohybem lidí. Dynamická odezva byla určena postupem uvedeným v návrhu Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část: Betonové mosty. Z analyzovaných lávek bylo deset konstrukcí již realizováno; jejich provoz je dosud bez problémů. The experience with analysis of fifteen light concrete footbridges is presented from a point of view of their dynamic response caused by moving people. The dynamic response was determined according to procedure given in a proposal of Eurocode 2: Design of Concrete Structures – Part: Concrete Bridges. From analyzed footbridges ten structures have been built; their service has been without any problem. Nedávno bylo nutno s ohledem na nevyhovující dynamickou odezvu několik nově postavených lávek pro pěší uzavřít a nákladně opravit. Nepřijatelná dynamická odezva byla vyvolána pohybem lidí po lávkách. Tato skutečnost si vyžádala zvýšenou pozornost věnovanou dynamické analýze lávek. Bylo publikováno množství teoretických článků, k jejichž pochopení je nutno mít hluboké teoretické znalosti dynamiky stavebních konstrukcí. Pro běžného projektanta mostních konstrukcí jsou mnohé přístupy příliš teoretické a těžko pochopitelné. Na druhou stranu je zřejmé, že jednoduchá ustanovení starších norem, ve kterých se nepřipouští konstrukce s ohybovými frekvencemi menšími než 3 Hz [1], nevystihují podstatu problému, a přitom jejich aplikace automaticky neznamená, že bude navržena konstrukce s přijatelnou odezvou. Eurokód [2] požaduje, aby u lávek pro pěší s frekvencí menší než 5 Hz bylo provedeno posouzení kritéria pohody chodců. Je uvedena maximální hodnota přípustného zrychlení alim = 0,7 m/s2, způsob výpočtu však není specifován. V minulých letech se autoři článku podíleli na návrhu a analýze řady lehkých a transparentních konstrukcí lávek pro pěší. Konstrukce těchto lávek tvoří buď visutý předpjatý pás, nebo betonový pás podporovaný, nebo zavěšený na oblouky, popř. pylony. Protože první ohybové frekvence těchto konstrukcí jsou v rozsahu od 0,2 do 2 Hz, neměly by být podle [1] realizovány. Dosavadní zkušenosti z jejich provozu však dokazují, že ačkoliv uživatelé lávek cítí jejich pohyb, nevyvolává tento pohyb u nich nepříjemné pocity. Je tedy zřejmé, že návrh konstrukcí, který vychází z analýzy odezvy konstrukcí na pohyb chodců a nebo větru, je správný. Všechny popisované konstrukce byly posouzeny postupy, které lze poměrně snadno provést běžně dostupnými programy, v souladu s doporučeními uvedenými v [3]. Tento přístup byl také převzat do předběžné normy [4] z roku 1998. Bohužel, pro autory příspěvku z neznámých důvodů, byla tato ustanovení z konečného znění platné normy z roku 2007 vypuštěna. Protože při splnění kritérií uvedených v [3] je dynamická odezva popisovaných konstrukcí přijatelná a protože analýzu lze poměrně jednoduše provést, považují autoři za účelné shrnout získané zkušenosti v tomto článku. Je zřejmé, že pokud výsled80

ky analýzy jiných konstrukcí budou podobné, lze na základě našich zkušeností očekávat přijatelné dynamické chování i těchto konstrukcí. P SY C H O LO G I C K Ý Ú Č I N E K V I B R AC E K O N S T R U K C Í Dynamické zatížení konstrukcí je vyvoláno rytmickým pohybem těla osob [5], [6], [7]. Svislé kmitání Typické frekvence kroků lidí přecházejících nebo běžících po lávce či skákajících na lávce jsou uvedeny v tab. 1. Hrubý průměr pro chůzi je fs = 2 Hz, pro běh fr a skok je fj = 2,5 Hz. Aby nedošlo k rezonanci, některé starší normy požadují, aby základní ohybové frekvence nebyly menší než 3 Hz. Protože řada konstrukcí postavených u nás i v zahraničí má základní ohybové frekvence mnohem nižší, a přesto mají přijatelné chování, je zřejmé, že je správné určit rychlost pohybu, popřípadě zrychlení konstrukcí a porovnat je s obecně uznávanými kritérii. Ve smyslu [3] je možné dynamické zatížení vyvolané chodci vyjádřit jako pulsující sílu F, která se pohybuje po mostovce konstantní rychlosti vt . Fv = 180 . sin2π f0T, vt = 0,9 f0 , (1) kde FV je osamělá síla [N], T je doba [s] a vt rychlost [m/s]. Maximální svislé zrychlení max a by mělo být menší než

OZW[ + # T [m/s2]

(2)

Přípustné hodnoty zrychlení v závislosti na první ohybové frekvenci f0 , které byly převzaty z [8], jsou také uvedeny na obr. 1. Prof. Miroš Pirner, DrSc., z Ústavu teoretické a aplikované mechaniky Akademie věd doporučuje, aby rychlost pohybu lávek max v nebyla větší než 0,024 m/s. Při praktickém řešení je pulsující síla postupně vkládána do míst maximální amplitudy prvních vlastních tvarů konstrukce, a to nejen ohybových, ale také kroutivých. Při buzení kroutivých tvarů se břemeno umisťuje mimo podélnou osu lávky co nejblíže k zábradlí. Vodorovné kmitání Chodci zatěžují konstrukci také ve vodorovném směru. S každým krokem vzniká vodorovná síla FH, která je v interakci s vodorovným kmitáním. Zatímco svislá síla zatěžuje konstrukci s každým krokem, vodorovná síla působí střídavě nalevo a napravo (obr. 2). Proto mluvíme o rezonanci, jestliže svislé kmitání fV = fs a vodorovné kmitání fH = fs/2. Frekvence kroků fs kolem 2 Hz vyvolá u lávek s vodorovnými vlastními tvary kmitání fV = 1 Hz podstatné vodorovné deformace. Případy, kdy fV = 2 fH, by se neměly vyskytovat. Podle [6] spektrum amplitudy vodorovných sil vyvolaných osobou pohybující se s krokovou frekvencí 2 Hz ukazuje značný rozptyl. Všeobecně se amplituda zvětšuje se zvětšujícím se kmitáním mostovky. Ve vodorovném směru byly měřeny maximální hodnoty ΔG/G až 0,07 v případě pevné mostovky a hodnoty až 0,14 v případě pohybující se mostovky.


4/2009

VĚDA SCIENCE

Obr. 1 Psychologická klasifikace Fig. 1 Psychological classification Obr. 2 Svislé a vodorovné zatížení Fig. 2 Vertical and horizontal load Obr. 3 Typické vlastní tvary kmitání Fig. 3 Typical natural modes

1

AND

A VÝZKUM RESEARCH

2

Tab. 1 Frekvence kroků fs , fr a skoků fj [Hz] Tab. 1 Frequency od steps fs , fr and jumps fj [Hz] Pohyb chůze fs [Hz] běh fr [Hz] skok fj [Hz]

Frekvence kroků (s) (r) a skoků (j) [Hz] celkový rozsah pomalá (ý) běžná (ý) 1,4 až 2,4 1,4 až 1,7 1,7 až 2,2 1,9 až 3,3 1,9 až 2,2 2,2 až 2,7 1,3 až 3,4 1,3 až 1,9 1,9 až 3

rychlá (ý) 2,2 až 2,4 2,7 až 3,3 3 až 3,4

Ačkoliv vodorovné síly vyvolané chůzí nebo během jsou v poměru k svislým silám relativně malé, jsou dostatečně velké k tomu, aby vyvolaly silnou vibraci vodorovně poddajných konstrukcí charakterizovaných nízkými vodorovnými frekvencemi. Důležitý je také tzv. účinek „lock-in”. Jestliže vodorovné posunutí dosáhne určitou prahovou hodnotu, jdoucí nebo běžící osoby se přizpůsobí pohybu mostovky a synchronizují svůj pohyb s pohybem konstrukce. Při horizontální vibraci s frekvencí kolem 1 Hz se některé osoby začínají přizpůsobovat kmitání konstrukce již při amplitudě 2 až 3 mm. Následkem toho je zvětšení amplitudy, které se následně přizpůsobí více osob. Může dojít až k synchronizaci 80 % osob, kteří následně dále rozkmitávají konstrukci. To byl případ lávky Millenium v Londýně. Kmitání od větru Lávky pro pěší by měly být také posouzeny pro kmitání vyvolané větrem. Protože chůze po lávce při rychlosti větru větší než 20 m/s (72 km/hod) je velmi obtížná, posuzování rychlosti kmitání a nebo zrychlení by mělo být provedeno jen pro rychlost větru, při kterém mohou lávku používat normální chodci. STU DOVAN É KONSTR U KC E V posledních deseti letech popsaným postupem autoři posoudili třináct nově navrhovaných konstrukcí. Pro porovnání provedli také novou analýzu dynamické odezvy dvou starších lávek, a to lávky přes Vltavu v Praze-Tróji a lávky přes Švýcarskou zátoku Vranovské přehrady. Všechny konstrukce byly analyzovány programovým systémem ANSYS. Při návrhu byly konstrukce posouzeny jako geometricky nelineární prostorové konstrukce. Analýza zohlednila změnu statického působení během jejich postupné výstavby a skutečné okrajové podmínky. U všech konstrukcí kombinujících tažeBETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

3

né prvky s prvky tlačenými byl také proveden stabilitní výpočet. Dynamický výpočet uvážil „tension stiffening” tažených prvků. Při analýze byly nejdříve určeny vlastní tvary kmitání. V závislosti na konstrukčním systému, podepření a hmotě lávek je první vlastní tvar buď tvaru (A), (B), nebo (C) (obr. 3). U lávek o více polích se základní tvary (A), (B), popř. (C) někdy vyskytují současně. Po určení vlastních frekvencí bylo vždy provedeno vybuzené kmitání pro pulsující sílu určenou podle (1). Analýzou byly určeny hodnoty: • maximální výchylka max u [mm] • maximální rychlost kmitání max v [m/s] • maximální zrychlení kmitání max a [m/s2] Podle (2) bylo dále určeno limitní zrychlení alim [m/s2] a byly porovnány svislé ohybové a příčné frekvence fV/2 = f0/2 ≠ fH . Analyzované konstrukce (obr. 4.) jsou popsány dále. Výsledky jsou shrnuty v tab. 2. Tabulka uvádí příčný řez konstrukce, srovnanou výšku mostovky hS = A / w (plocha A dělená šířkou w), stálé zatížení mostovky g [kN/m], hodnoty a základní tvary prvních vlastních ohybových frekvencí a výsledky shora popsaného posouzení. Pro lávku přes Vltavu v Českých Budějovicích je uvedena nejen srovnaná výška spřažené betonové desky, ale také ideální výška hI zahrnující plochu oceli vynásobenou pracovním součinitelem n = ES/EC, kde ES a EC jsou moduly pružnosti oceli a betonu. Posouzení zrychlení popisovaných konstrukcí je dále sumarizováno v obr. 5, kde jsou v závislosti na první ohybové frekvenci f0 uvedeny hodnoty zrychlení a kritéria pro posouzení podle [2], [8] (obr. 1) a podle rovnice (1). Protože většina konstrukcí již byla podrobně popsána v publikacích [9] až [14], ve kterých je uvedeno konstrukční řešení, statické schéma a výsledky analýz, jsou v tab. 2 uvedeny jen schematické příčné řezy bez kót. Pro porovnání jsou všechny vykresleny ve stejném měřítku. 4/2009

81

VĚDA


Tab. 2 Analyzované lávky Tab. 2 Analyzed footbridges Lávka Typ konstrukce Realizace / projekt 1 – Vltava, Praha-Trója

Příčný řez Srovnaná výška Zatížení stálé

f(0) = f(1) = 0,49 Hz (A) f(2) = 0,609 Hz (A) f(3) = 0,966 Hz (A) f(4) = 1,01 Hz (A) & (B)

Předpjatý pás 1984 hS = 0,25 m g = 27 kN/m 2 – Lake Hodges, San Diego, California, USA Předpjatý pás 2009

Frekvence a tvar kmitání

hS = 0,28 m g = 38,6 kN/m

f(H) = f(9) = 2,204 Hz

f(0) = f(1) = 0,574 Hz (A) f(2) = 0,587 Hz (A) f(3) = 0,796 Hz (A) f(5) = 1,188 Hz (B) f(6) = 1,195 Hz (B) f(7) = 1,197 Hz (B)

f(0) = f(1) = 1,171 Hz (A) f(2) = 1,964 Hz (A) & (B)

Předpjatý pás

f(H) = f(4) = 2,619 Hz hS = 0,23 m g = 19,8 kN/m

alim = 0,35 m/s2 f(0)/2 = 0,245 Hz

max u = 3,63 mm max v = 0,013 m/s max a = 0,047 m/s2 alim = 0,379 m/s2 f(0)/2 = 0,287 Hz

max u = 1,73 mm max v = 0,021 m/s max a = 0,263 m/s2 alim = 0,541 m/s2 f(0)/2 = 0,586 Hz

Předpjatý pás

f(0) = f(1) = 0,888 Hz (A) f(2) = 1,116 Hz (A) & (B) f(3) = 1,332 Hz (B)

max u = 3,71 mm max v = 0,031 m/s max a = 0,26 m/s2

Projekt

f(H) = f(4) = 1,350 Hz

alim = 0,471 m/s2 f(0)/2 = 0,444 Hz

f(0) = f(1) = 1,530 Hz (A) f(2) = 1,746 Hz (B) f(3) = 2,149 Hz (B)


f(H) = f(1) = 0,961 Hz

alim = 0,49 m/s2 f(0)/2 = 0,765 Hz

f(0) = f(1) = 1,912 Hz (B) f(2) = 2,163 Hz (A) f(3) = 3,819 Hz (C)


f(H) = f(4) = 4,627 Hz

alim = 0,691 m/s2 f(0)/2 = 0,956 Hz

f(0) = f(2) = 1,711 Hz (B) f(3) = 1,851 Hz (A) f(4) = 2,863 Hz (C)


f(H) = f(1) = 1,264 Hz

alim = 0,38 m/s2 f(0)/2 = 0,856 Hz

4 – Olše, Bohumín

hS = 0,14 m g = 15,3 kN/m 5 – R35, Olomouc Předpjatý pás podepřený obloukem 2008

hS = 0,14 m g = 17,8 kN/m

6 – Svratka, Brno Předpjatý pás podepřený obloukem 2008

hS = 0,18 m g = 22,6 kN/m

7 – Vltava, České Budějovice Oblouk s ocelobetonovou mostovkou 2007

82


f(H) = f(4) = 1,087 Hz

3 – Medway, Maidstone, Kent, UK

2001

Posouzení

hS = 0,1 m, hI = 0,16 g = 16 kN/m


4/2009

VĚDA SCIENCE

Lávka Typ konstrukce Realizace / projekt 8 – McLouglin Blwd, Portland, Oregon, USA

Příčný řez Srovnaná výška Zatížení stálé

Frekvence a tvar kmitání f(0) = f(1) = 1,021 Hz (B) f(5) = 1,791 Hz (C)

Předpjatý pás zavěšený na oblouku 2006

AND

f(H) = f(2) = 1,282 Hz hS = 0,25 m g = 31,7 kN/m

9 – Švýcarská zátoka, Vranovská přehrada

f(0) = f(1) = 0,298 Hz (B) f(2) = 0,360 Hz (C)

Visutá konstrukce s předpjatým pásem

f(H) = f(4) = 0,431 Hz

1993

hS = 0,16÷0,14 m g = 27,4÷35,7 kN/m

A VÝZKUM RESEARCH

Posouzení max u = 2,54 mm max v = 0,016 m/s max a = 0,104 m/s2 alim = 0,505 m/s2 f(0)/2 = 0,511 Hz max u = 10,96 mm max v = 0,025 m/s max a = 0,056 m/s2 alim = 0,273 m/s2 f(0)/2 = 0,149 Hz

f(0) = f(1) = 0,541 Hz (B) f(2) = 0,613 Hz (C) f(3) = 0,888 Hz (C)


f(H) = f(5) = 1,136 Hz

alim = 0,367 m/s2 f(0)/2 = 0,271 Hz

11 – Harbor Drive, San Diego, California, USA

f(0) = f(2) = 0,955 Hz (B) f(5) = 2,039 Hz (C)


Visutá konstrukce s komorovým nosníkem

f(H) = f(1) = 0,731 Hz

10 – Willamette River, Eugene, Oregon, USA Visutá konstrukce s předpjatým pásem 2002

ve stavbě

hS = 0,22 m g = 36,6 kN/m

hS = 0,23 m g = 35,4 kN/m

12 – Johnson Creek, Portland, Oregon, USA Předpjatý pás podepřený visutým kabelem Návrh

Zavěšená konstrukce s předpjatým pásem

Zavěšená konstrukce s předpjatým pásem

f(H) = f(2) = 1,674 Hz

alim = 0,458 m/s2 f(0)/2 = 0,419 Hz

f(0) = f(4) = 1,654 Hz (A) f(10) = 3,295 Hz (A) f(17) = 4,633 Hz (A) & (B)


f(H) = f(1) = 1,131 Hz

alim = 0,639 m/s2 f(0)/2 = 0,827 Hz

f(0) = f(1) = 1,267 Hz (A) f(7) = 2,207 Hz (A) & (B) f(9) = 2,584 Hz (A) & (B)


f(H) = f(4) = 1,403 Hz

alim = 0,477 m/s2 f(0)/2 = 0,634 Hz

f(0) = f(2) = 1,42 Hz (A) f(3) = 2,199 Hz (A) f(8) = 4,115 Hz (B)


f(H) = f(4) = 2,746 Hz

alim = 0,596 m/s2 f(0)/2 = 0,71 Hz

hS = 0,26 m g = 36,3 kN/m

15 – D47, Bohumín Zavěšená konstrukce s páteřním nosníkem Ve stavbě


hS = 0,26 m g = 36,3 kN/m

14 – Delta Pond, Eugene, Oregon, USA

Ve stavbě

f(0) = f(1) = 0,838 Hz (A) f(3) = 1,774 Hz (B) f(5) = 2,965 Hz (C)

hS = 0,26 m g = 36,3 kN/m

13 – Freeway I-5, Eugene, Oregon, USA

2009

alim = 0,489 m/s2 f(0)/2 = 0,478 Hz

hS = 0,31 m g = 63,2 kN/m


4/2009

83

VĚDA


Lávka přes Vltavu v Praze-Troji Lávku tvoří předpjatý pás o třech polích 85,5 + 96 + 67,5 m (obr. 4 – 1), [9]. Průvěs pásu uprostřed rozpětí středního pole je 1,69 m. Předpjatý pás je sestaven z prefabrikovaných segmentů (tab. 2.1) a z monolitických sedel navržených nad vnitřními podpěrami. Nosné kabely jsou situovány v rýhách vytvořených v segmentech, předpínací kabely procházejí kanálky vytvořenými ve střední desce segmentů. Dynamické chování konstrukce ověřil Prof. Miroš Pirner v roce 1984 po uvedení konstrukce do provozu a znovu po čtrnácti letech. Druhý test potvrdil, že dynamické chování konstrukce zůstalo beze změny.

Lávka přes Olši u Bohumína Projektovanou lávku tvoří předpjatý pás o třech polích 40,5 + 80 + 40,5 m (obr. 4 – 4). Průvěs pásu uprostřed rozpětí středního pole je 1,38 m. Předpjatý pás délky 160 m je sestaven z prefabrikovaných segmentů nesených a předepnutých dvěma dvojicemi vnějších kabelů (tab. 2.4). Nad vnitřními podpěrami a u krajních podpěr je předpjatý pás podepřen sedly.

4–4

4–1

Lávka Lake Hodges, San Diego, California Lávku tvoří dosud nejdelší předpjatý pás celkové délky 301,74 m (obr. 4 – 2), [10]. Lávka má tři stejně dlouhá pole s rozpětími 100,58 m; průvěs uprostřed rozpětí je 1,41 m. Předpjatý pás je sestaven z prefabrikovaných segmentů (tab. 2.2) a z monolitických sedel navržených u opěr i nad vnitřními podpěrami. Nosné a předpínací kabely jsou situovány v rýhách vytvořených v segmentech.

4–2

4–5

Lávka přes Medway River, Maidstone, Kent, UK Lávku o dvou polích 49,5 + 37,5 m (obr. 4 – 3), [9] tvoří předpjatý pás sestavený z prefabrikovaných segmentů a spřažené desky (tab. 2.3). Lávka je nad vnitřní podpěrou půdorysně zalomená. Vnitřní podpěru tvoří skloněné schodiště a ocelová stojka, která podle zatížení působí jako táhlo, nebo vzpěra. U vnitřní podpěry a krajních opěr je předpjatý pás tvořen monolitickým sedlem. Nosné a předpínací kabely jsou situovány ve spřažené desce. Dynamické chování lávky bylo ověřeno dynamickou zkouškou.

4–3

84

Lávka přes rychlostní komunikaci R35 u Olomouce Lávku tvoří předpjatý pás o dvou polích, který je podepřen štíhlým obloukem o rozpětí 64 m (obr. 4 – 5), [11]. Předpjatý pás délky 76,5 m je sestaven z prefabrikovaných segmentů nesených a předepnutých dvěma vnějšími kabely (tab. 2.5). Protože základy oblouku a kotevní bloky předpjatého pásu jsou vzájemně spojeny tlačenými vzpěrami, tvoří konstrukce lávky samokotvený systém. Dynamické chování lávky bylo ověřeno dynamickou zkouškou.

Lávka přes Svratku v Brně Lávku tvoří předpjatý pás o dvou polích, který je podepřen štíhlým obloukem s rozpětím 42,9 m (obr. 4 – 6), [11]. Předpjatý pás délky 43,5 m je sestaven z prefabrikovaných segmentů nesených a předepnutých čtyřmi vnitřními kabely situovanými v segmentech (tab. 2.6). Protože základy oblouku a kotevní bloky předpjatého pásu jsou vzájemně spojeny krajními opěrami, tvoří konstrukce lávky samokotvený systém.

4–6 BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

4/2009

VĚDA SCIENCE

Lávka přes Vltavu v Českých Budějovicích Konstrukci lávky tvoří jednostranný skloněný oblouk vetknutý do ocelobetonové mostovky (obr. 4 – 7), [12]. Sklonění oblouku a hmotnost mostovky jsou navrženy tak, aby konstrukce nebyla od stálého zatížení kroucena. Rozpětí oblouku je 53,2 m, vzepětí je 8 m. Oblouk je tvořen ocelovou rourou průměru 355,6 mm; mostovku tvoří dvě okrajové ocelové roury průměru 508 a 355,6 mm, které jsou vzájemně spojeny rovinnou příhradovinou (tab. 2.7). Závěsy jsou tvořeny I profily proměnné výšky. Ocelová konstrukce je vetknuta do náběhů krajních opěr založených na vrtaných pilotách. Vytváří se tak integrovaný systém bez ložisek a dilatačních závěrů. Dynamické chování lávky bylo ověřeno dynamickou zkouškou.

4–7

Lávka McLoughlin Boulevard, Portland, Oregon, USA Lávka je tvořena dvěma skloněnými oblouky, na kterých je zavěšena mostovka z předpjatého pásu (obr. 4 – 8), [11]. Oblouky s rozpětím 73,508 m a vzepětím 13,715 m jsou tvořeny ocelovými rourami průměru 0,457 m. Oblouky jsou vzájemně spojeny dvěma stěnovými výztuhami. Mostovku tvoří prefabrikované segmenty spřažené s monolitickou deskou (tab. 2.8). V krajních polích jsou segmenty ztuženy ocelovými I profily. Nosné a předpínací kabely jsou situovány ve spřažené desce. Protože základy oblouku a kotevní bloky předpjatého pásu jsou vzájemně spojeny tlačenými vzpěrami, tvoří konstrukce lávky samokotvený systém.

4–8

Lávka přes Švýcarskou zátoku Vranovské přehrady Lávka s mostovkou délky 252 m je zavěšena na dvou skloněných kabelech s rozpětími 30 + 252 + 30 m (obr. 4 – 9), [9]. Lávka převádí nejen pěší dopravu, ale také vodovodní a plynové potrubí. Šířka lávky mezi zábradlím je proměnná od 3,4 do 6,6 m. Protože mostovka je pružně vetknuta do krajních opěr, vytváří částečný samokotvený systém. Mostovka, která je sestavena z prefabrikovaných segmentů, je předepnuta vnitřními kabely vedenými v segmentech a je ztužena vnějšími kabely vedenými v kruhových otvorech vytvořených v segmentech (tab. 2.9). Dynamické chování bylo ověřeno na aeroelastickém modelu navrženém pro zkoušku konstrukce ve větrném tunelu a dynamickou zkouškou hotové konstrukce. BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

AND

A VÝZKUM RESEARCH

4–9

Lávka přes Willamette River, Eugene, Oregon Lávka celkové délky 178,8 m se sestává ze dvou částí: visuté konstrukce o třech polích 23 + 103 + 23 m a navazujících ramp vetknutých do opěr (obr. 4 – 10), [9]. Mostovka, kterou tvoří předpjatý pás sestavený z prefabrikovaných segmentů (tab. 2.10), je pružně vetknuta do ramp. Mostovka je předepnuta vnitřními kabely vedenými v segmentech. Uprostřed rozpětí hlavního pole je vytvořena vyhlídková plošina. Dynamické chování bylo ověřeno na aeroelastickém modelu navrženém pro zkoušku konstrukce ve větrném tunelu. 4–10

Lávka přes Harbor Drive, San Diego, California Lávku tvoří půdorysně zakřivený komorový nosník, který je na vnitřním okraji zavěšen na visutém kabelu o dvou polích s rozpětími 53,65 m (obr. 4 – 11), [13]. Půdorysný oblouk má poloměr 170 m. Visutý kabel je kotven v jednosloupovém skloněném pylonu i v krajních opěrách. Nad vnitřními podpěrami přechází v sedlech vytvořených v zábradelních zídkách. Závěsy jsou kotveny ve sloupcích zábradlí, které se tak stávají součástí základního nosného systému. V zábradlí také prochází vnější radiální kabely, které spolu s vnitřními kabely vedenými v komorovém nosníku vyrovnávají kroucení vyvolané jednostranným zavěšením (tab. 2.11). Komorový nosník je spojen se schodišti a rampami vetknutými do nízkých opěr. Konstrukce tak vytváří samokotvený systém, ve kterém je tahová síla z visutých kabelů přenášena tlakovou únosností mostovky. Dynamické chování bylo ověřeno na aeroelastickém modelu navrženém pro zkoušku konstrukce ve větrném tunelu. 4–11

4/2009

85

VĚDA


Lávka přes Johnson Creek, Portland, Oregon Navrhovanou lávku o jednom poli s rozpětím 63 m tvoří přímo pocházený plochý oblouk nesený a předepnutý vnějšími visutými kabely (obr. 4 – 12), [9]. Oblouk, který je sestaven z prefabrikovaných segmentů a spřažené desky (tab. 2.12), je spojen s vnějšími kabely ocelovými vzpěrami. Statická funkce a mezní únosnost konstrukce byla ověřena na modelu postaveném v měřítku 1 : 8.

Lávka přes dálnici D47 u Bohumína Lávku o dvou nesymetrických polích délek 54,6 a 58,2 m tvoří páteřní nosník s oboustrannými konzolami, který je zavěšen na středním pylonu (obr. 4 – 15). Protože lávka je v půdorysném oblouku s poloměrem 220 m, bylo možné mostovku vetknout do krajních podpěr. Ocelobetonový pylon, který v podélném směru lávky má tvar písmene V, je rámově spojen s páteřním nosníkem oddělujícím cyklistickou a pěší dopravu. Protože šířky cyklistické a pěší stezky jsou různé, je vyložení konzol rozdílné. Aby nosník nebyl od zatížení stálého kroucen, jsou delší konzoly vylehčeny kazetou (tab. 2.15). Závěsy, kotvené v mostovce po 2 m, jsou z uzavřených lan. Mostovka je předepnuta kabely vedenými v páteřním nosníku i v konzolách. 4–15

4–12

Lávka přes Freeway I-5, Eugene, Oregon Lávku celkové délky 161,6 m tvoří hlavní zavěšený most o dvou polích s rozpětími 31,76 m, který je monoliticky spojen se zakřivenými rampami o rozpětích 9 m (obr. 4 – 13), [14]. Protože rampy jsou vetknuty do krajních opěr, lávka tvoří integrovanou konstrukci bez ložisek a dilatačních závěrů. Pylon tvaru písmene A je betonový, závěsy kotvené v mostovce po třech metrech jsou tvořeny hladkými předpínacími tyčemi. Zavěšená mostovka je sestavena z prefabrikovaných segmentů a spřažené desky (tab. 2.13), rampy jsou monolitické. Předpínací kabely jsou situovány ve spřažené desce.

4–13

Lávka přes Delta Pond Expressway, Eugene, Oregon Lávku celkové délky 231,65 m tvoří zavěšená konstrukce o třech polích délek 15,24 + 36,58 + 51,82 m, na kterou po obou stranách navazují rampy s rozpětími 9 m (obr. 4 – 14), [14]. Lávka je rozdělena na dva dilatační celky délek 98,3 a 133,35 m. Pylon tvaru písmene V je betonový, závěsy kotvené v mostovce po třech metrech jsou tvořeny uzavřenými lany. Pole přemosťující komunikaci je sestaveno z prefabrikovaných segmentů a spřažené desky (tab. 2.14). Předpínací kabely jsou situovány ve spřažené desce.

4–14

86

Z ÁV Ě R Z patnácti popsaných lávek je deset konstrukcí postaveno, tři jsou ve stavbě a dvě konstrukce se projektují. Všechny konstrukce mají velmi lehkou mostovku charakterizovanou srovnanou výškou hS velikosti od 0,1 do 0,31 m. Ačkoliv všechny postavené konstrukce jsou velmi lehké, v průběhu jejich provozu se dosud nevyskytly problémy s jejich dynamickou odezvou vyvolanou pohybem chodců, popř. větrem. Uživatelé pohybující se, nebo stojící na lávce cítí pohyb konstrukcí, který však u nich nevyvolává nepříjemné pocity. Na pohyb chodců je nejcitlivější lávka v Českých Budějovicích, u které je tenká betonová mostovka spřažena s ocelovou konstrukcí. Jak je zřejmé z tab. 2, rychlost pohybu mírně překračuje doporučení Prof. Pirnera. Dynamická zkouška provedená pod jeho vedením však i u této konstrukce potvrdila přijatelné chování. Zajímavé je chování lávky postavené nad Freeway I-5 v Eugenu (obr. 4 – 13). Lávka je velmi tuhá, a proto uživatelé necítí její pohyb od pohybu chodců. Vlivem projíždějících těžkých nákladních aut však za auty vzniká vzdušný proud, který následně vyvolává svislý pohyb konstrukce. Pohyb je citelný, ne však nepříjemný. Tenká betonová deska má nejen dostatečnou hmotnost, ale to, co je nejdůležitější, velkou membránovou tuhost. Ta omezuje vodorovné pohyby konstrukcí, na které jsou uživatelé velmi citliví. Proto se u našich konstrukcí nikdy nevyskytl problém s tak zvaným „Lock in” účinkem. Je tedy zřejmé, že spojitá betonová mostovka, která dává konstrukcím potřebnou tuhost a hmotnost, představuje ideální řešení pro pocházené konstrukce lávek pro pěší. Zúčastnění Dynamická analýza popsaných konstrukcí realizovaných v České Republice a ve Spojeném Království byla pod vedením prvního autora provedena firmou Stráský, Hustý a partneři, Brno, konstrukcí realizovaných v USA byla zajištěna pracovníky Ústavu betonových a zděných konstrukcí VUT-FAST.


4/2009

VĚDA SCIENCE

Literatura: [1] Guide Specification for Design of Pedestrian Bridges. AASHTO 1997 [2] Eurokód: Zásady navrhování konstrukcí EN 1990, Změna A1, ČSN 730002, duben 2007 [3] Design Criteria for Footbridges. Department of Transport, UK 1988 Anglie [4] Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – část 2: Betonové mosty, ČSN 736208, ENV 1992-2, Předběžná norma, listopad 1998, Platná norma, květen 2007 [5] Bachmann H.: ‘Lively’ Footbridges – a real Challenge. Footbridge 2002. Design and Dynamic behaviour of footbridges. OTUA Paris 2002 [6] Kreuzinger H.: Dynamic design strategies for pedestrian and wind action. Footbridge 2002. Design and Dynamic behaviour of footbridges. OTUA Paris 2002 [7] Guidelines for the design of footbridges. fib – Guide to good practice prepared by Task Group 1.2. ISBN 2-88394-072-X. Fédération internationale du béton (fib) 2005 [8] Walther R., Houriet B., Walmar I., Moïa P.: Cable Stayed Bridges, Thomas Telford Publishing, London, 1998 [9] Strasky J.: Stress Ribbon and Cable-Supported Pedestrian Bridges, Thomas Telford, London, UK, 2005 [10] Sanchez T., Tognoli J., Strasky J.: The Lake Hodges Stress Ribbon Bridge, San Diego, California, 3rd Inter. Conf. Footbridge 2008, Porto, Portugal 2008 [11] Strasky J., Nečas R., Hrdina L, Štefan P.: Lávky kombinující předpjatý pás s oblouky, Beton TKS 4/2009 [12] Strasky J., Baron J., Nečas R.: Obloukové lávky pro pěší v Českých Budějovicích a v Portlandu, Oregonu. 13. Betonářské dny 2006, Sekce ST4A: Mosty 2 [13] Tognoli J., Fitzwilliam D., Kompfner T. A., Strasky J.: Design of a Curved, Self-Anchored Design of a Curved, SelfAnchored Suspension Bridge for the New San Diego Ballpark. International Bridge Conference, Pittsburgh 2007 [14] Strasky J., Rayor G.: Design Development and Construction of I-5 Beltline (Gateway) Pedestrian Bridge, Eugene /Springfield, Oregon. Inter. Bridge Conf., Pittsburgh 2009

NOVÁ

ZNAČKA

Členové Svazu výrobců betonu ČR se rozhodli používat novou značku. Proč? Kvalita – členové SVB ČR jsou schopni trvale udržovat vysokou kvalitu výroby transportbetonu. V příštím roce se dokladem toho stane nabídka betonů s garantovaným modulem pružnosti. Identifikace – bude snadné určit, které betonárny patří členům SVB ČR. Hlavní technolog – každý člen SVB ČR využívá služeb svého interního hlavního technologa (nezaměňovat s operátorem betonárny). Ve všech případech jde o jednu z vrchních technických autorit společnosti. V případě zvláštních požadavků je hlavní technolog schopen „ušít beton na zakázku“, ať už se jedná o parametry betonu ztvrdlého (pevnost, modul pružnosti, trvanlivost) nebo čerstvého (zpracovatenost, počátek tuhnutí apod.). Je však potřeba mít na zřeteli, že podobné případy je nutné, ve vztahu k potřebnému odzkoušení upravených receptur, řešit s předstihem několika týdnů. Laboratoř – většina členů SVB ČR má vlastní akreditovanou laboratoř. Ta jim poskytuje špičkové technické a technologické zázemí pro provoz betonáren v rámci české legislativy a technických norem.


AND

A VÝZKUM RESEARCH

5 Obr. 5 Zrychlení analyzovaných lávek Fig. 5 Acceleration of analyzed footbridges

Popisované konstrukce byly zhodnoceny v rámci programu výzkumu a vývoje „Impuls“ FI – IM5/128 „Progresivní konstrukce z vysokohodnotného betonu“ Ministerstva průmyslu a obchodu. Příspěvek vznikl za podpory projektu 1M6840770001 MŠMT, v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS. Prof. Ing. Jiří Stráský, DSc. tel.: 547 101 811, 541 147 845, fax: 547 101 881 e-mail: [email protected], [email protected] Stráský, Hustý a Partneři, s. r. o. Bohunická 50, 619 00 Brno www.shp.eu Ing. Radim Nečas, Ph.D. tel.: 541 147 855, e-mail: [email protected] Ing. Jan Koláček tel.: 541 147 872, e-mail: [email protected] všichni: FAST-ÚBZK VUT v Brně Veveří 95, 662 37 Brno fax: 549 250 218, www. fce.vutbr.cz

Výrobní zařízení – všechny betonárny jsou buď nové, nebo prošly během posledních deseti let kompletní přestavbou s dovybavením moderními řídícími systémy a zařízeními na recyklaci čerstvého betonu. Předpisy – Svaz výrobců betonu ČR se spolupodílí na implementaci evropských technických norem z oblasti technologie betonu do prostředí české legislativy. Na všech betonárnách je zaveden certifikovaný systém řízení výroby dle ČSN EN 206-1 a zákona č. 22/1997 Sb. ve smyslu Nařízení vlády č. 312/2005 Sb. a systém ISO 9001. Na mnohých i ISO 14001 a 18001. ERMCO – SVB ČR je členem Evropského svazu výrobců transportbetonu ERMCO. Jeho prostřednictvím sleduje nejnovější trendy v oblasti transportbetonu a udržuje profesní vazby s kolegy ze zahraničí. Příjemné prostředí – mnoho betonáren členů SVB ČR obdrželo titul „Ekologická betonárna“ od Evropského svazu výrobců transportbetonu za to, jak využívají recyklovanou vodu a kamenivo, za ozelenění výrobny a jejího bezprostředního okolí a další aktivity spojené s rozumným přístupem k výrobě betonu a jeho vlivu na okolí. Michal Števula Svaz výrobců betonu ČR Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 e-mail: [email protected], tel.: 246 030 153

4/2009

87

S TOARV M N E BY N •Í

JKAOKNOSSTTR U• K C C EE R T I F I K A C E S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N

ZNOVU

K ÚDAJNÝM PROBLÉMŮM S MODULEM PRUŽNOSTI BETONU, MOŽNOST SPECIFIKACE DLE ZMĚNY Z3 ČSN EN 206-1 BACK TO SUPPOSED PROBLEMS WITH MODULUS OF ELASTICITY OF CONCRETE, POTENCY OF SPECIFICATION AC C O R D I N G TO C H A N G E Z 3 O F T H E Č S N E N 206-1 STA N DA R D P AV E L R I E G E R , A L A I N Š T Ě R B A ČSN EN 206-1[1] se již natolik vžila, že se specifikací základních požadavků na typový beton nejsou žádné vážné problémy. Horší situace je se specifikací doplňujících požadavků uvedených v článku 6.2.3. Důvodem může být původní evropské znění tohoto článku, ve kterém chyběly některé závažné požadavky, jako např. modul pružnosti. Následující příspěvek proto komentuje některé doplňky dané změnou Z3 uvedené normy z května 2008 a vyjadřuje se k některým kritickým publikacím. ČSN EN 206-1[1] has been established to a point, in which there are no problems with specification of basic requirements for designed concrete. A worse scenario occurs in the specification of supplemental requirements, specified in the article 6.2.3. The reason might consist in the original European version of this article, in which some important requirements were missing, for example the modulus of elasticity. The following article comments on some auxiliary parts given by the Z3 change of the mentioned standard from May 2008 and reflects on some critical publications. Témata vztahu specifikace přetvárných vlastností betonu a vzájemného vztahu modulu pružnosti a pevnosti betonu v tlaku byla již dostatečně osvětlena, v poslední době např. články Vaškové, Števuly a Veselého [2] a Teplého [3]. Nadále se však vyskytují články a akce, které z uvedených hledisek kritizují kromě technických norem a činnosti projektantů i činnost výrobců betonu. Především jsou to publikace Petra Mokříže [4, 5], který s dobrou vůlí o nápravu uvádí i některé názory, které jsou v rozporu s některými současnými správnými trendy. Těmito trendy jsou především změny směřující ke snížení energetických nároků na výrobu betonu, a tím i jeho vstupních složek, zejména 88

cementu. Dále je to stálé zlepšování zpracovatelnosti betonu vyžadované zejména odběrateli betonu. Jeho kladným důsledkem je kromě snížení pracnosti ukládky betonu i zlepšování pracovních a hygienických podmínek (hlavně pokud jde o hlučnost a vibrace). Usnadnění zpracovatelnosti má navíc pozitivní vliv i na některé výsledné parametry ztvrdlého betonu, a tím celé konstrukce, hlavně na hutnost, nepropustnost, dokonalé obalení výztuže a na pohledovost povrchů. Výše uvedené tendence mohou mít vliv na vztah mezi přetvárnými vlastnostmi a pevností betonu v tlaku. V zájmu zjednodušení bude jako charakteristika přetvárnosti uváděn dále jen modul pružnosti a to s vědomím, že u jiných charakteristik (mimo jiné dotvarování a smršťování) mohou být specifické odlišnosti. Tyto odlišnosti však neovlivní řešení základního problému, kterým je správná, úplná a účelná specifikace požadavků na vlastnosti betonu. Pro určitou pevnost betonu v tlaku směrně (s výjimkami) platí, že lepší zpracovatelnost (tekutost, snadnohutnitelnost, samozhutnitelnost) a větší obsah jemných zrn (včetně zrn příměsí, např. popílku) mají na velikost modulu pružnosti negativní vliv. Uvedený vliv může být zcela nebo částečně (v mírné závislosti na přísadou ovlivněném obsahu vzduchu) eliminován použitím novodobých účinných superplastifikačních přísad. S relativním poklesem modulu pružnosti proti dřívějšímu období je však třeba počítat. U nás o tom svědčí především příspěvek Misáka a Vymazala [6], ve kterém jsou výsledky sto třiceti průměrných hodnot sečnového modulu pružnosti graficky porovnávány s výpočtovými hodnotami uvedenými v tab. 3.1 ČSN EN 19921-1 [7] a to v neprospěch měřených hodnot. Velmi závažný je hlavně rozptyl měřených hodnot. Kvantitativní hodnocení popsaných skutečností je uvedeno v následující kapitole.

Další nové výsledky obsahuje příspěvek Hely a Křížové [8] zaměřený na maltovou složku betonu (použit jemnozrnný beton s Dmax = 4 mm). Porovnávány byly betony s konstantním obsahem pojiva 360 kg/m3 a superplastifikátoru. Všechny čerstvé betony měly přibližně stejnou konzistenci (rozlití malty kolem 135 mm). Betony, u kterých bylo 90 kg/m3 cementu nahrazeno příměsí (čtyři druhy popílku, struska z Třince), měly modul pružnosti výrazně nižší. Při respektování reálných k-hodnot (u popílku hodnoty 0,40) by byla rozdílnost jistě menší. Se snížením hodnot modulu pružnosti se počítá i v zahraničí. Německá směrnice pro samozhutnitelné betony [9] počítá u samozhutnitelného betonu se snížením modulu pružnosti o 15 %. Jsou však uváděny i jiné, příznivější zkušenosti. Poněkud mírněji posuzuje vliv samozhutnitelnosti Evropská směrnice pro samozhutnitelný beton [10]: „Protože objem tmelu je v samozhutnitelném betonu často vyšší než u vibrovaného betonu, lze předpokládat, že modul pružnosti bude o něco nižší. To by však mělo být dostatečně ošetřeno předpoklady bezpečnosti, ze kterých jsou odvozeny vztahy v ČSN EN 1992-1-1. U předpjatého betonu jde hlavně o modul pružnosti v době předpínání. Protože má samozhutnitelný beton vyšší objem cementového tmelu, lze předpokládat, že součinitel dotvarování bude rovněž vyšší než u běžného betonu stejné pevnosti. Tyto rozdíly jsou nicméně malé a jsou podchyceny předpoklady bezpečnosti v tabulkách a vztazích v Eurokódu.“ Uvedené i neuvedené příklady ukazují, že s určitým posunem musíme uvažovat. Druhou, podstatně závažnější skutečností je později popsaná problematičnost bezvýhradného používání teoretické závislosti [7] modulu pružnosti na pevnosti betonu v tlaku i při značné citlivosti konstrukce na přetvoření.


4/2009

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N Z ÁV I S LO S T

MODULU PRUŽNOSTI

NA PEVNOSTI BETONU V TLAKU

Pro případy, kdy nejsou pro stanovení modulu pružnosti k dispozici přesnější poklady, udává ČSN EN 1992-1-1 [7] následující vztah určující závislost statického modulu Ecm [GPa] na průměrné pevnosti betonu v tlaku fcm [MPa]: Ecm = 22 (fcm/10)0,3 ,

(1)

kde fcm se odvozuje z pevnostní třídy fck [MPa] za použití vzorce fcm = fck + 8. Dále je v normě uveden postup, jak výpočtem získané hodnoty zpřesnit jejich přizpůsobením dalším známým podmínkám (korekcemi závislými na použitém druhu kameniva). I po provedení uvedených a dalších korekcí půjde však vždy o hrubé odhady. O rozdílu mezi teoretickými hodnotami danými vzorcem (1) a výsledky zkoušek a o velkém rozptylu měřených hodnot svědčí výše uvedený příspěvek Misáka a Vymazala [7]. Zde jsou graficky znázorněny výsledky statického modulu pružnosti sto třiceti betonů. Každý výsledek Ez je přitom průměrem šesti experimentálně zjištěných hodnot. Z hodnot Ez jsou dále odvozovány pro každou pevnost betonu v tlaku střední hodnoty Ezs a minimální hodnoty Ez,min. Rozdíly mezi hodnotami Ecm dle vzorce (1) a středními hodnotami Ezs Při pevnosti v tlaku 40 MPa je střední hodnota Ezs přibližně o 5,4 GPa (-16 %) menší než hodnota Ecm vypočtená dle vzorce (1). Při vysokých pevnostech v tlaku (80 MPa) je obdobný rozdíl menší: -3,8 MPa (-9,3 %). Podrobnější relativní odhady dává rovnice (2) Ecm/Ezs = 1,08 + 2,7/fcm

(2).

Rozdíly mezi hodnotami Ecm dle vzorce (1) a minimálními hodnotami Ez,min Nejzávažnější je vysoký rozptyl všech jednotlivých výsledků Ez, proto i velké rozdíly mezi hodnotami Ecm a minimálními hodnotami Ez,min. Při pevnosti v tlaku 40 MPa je střední hodnota Ez,min přibližně o 11,9 GPa (-36 %) menší než hodnota Ecm. Při vysoké pevnosti v tlaku 80 MPa je odpovídající rozdíl: -10,3 MPa (-25 %). S růstem pevnosti v tlaku se relativní rozdíl zmenšuje. Podrobnější relativní odhady dává rovnice (3) Ecm/Ez,min = 1,21 + 1,2/fcm

(3).

Variabilita modulu pružnosti a její příčiny Z grafů v příspěvku [7] je zřejmé, že veliká variabilita modulů pružnosti Ez je u všech pevnostních tříd betonu. V oboru pevností 20 až 100 MPa jsou rozdíly mezi maximálními hodnotami Ez,max a minimálními hodnotami Ez,min kolem 14 GPa. Relativní rozdíly se proto zmenšují s růstem pevnosti betonu v tlaku fcm. Na uvedené variabilitě se podílí v prvé řadě modul pružnosti použitého hrubého kameniva. Modul pružnosti dále ovlivňuje podíl objemu kameniva k objemu betonu. Tento podíl je závislý v prvé řadě na obsahu vody, tím na použitém zhutňování (proto i na konzistenci čerstvého betonu), na maximální jmenovité horní mezi frakce kameniva (Dmax), na použití přísad a na použité přepravě betonu (na nárocích na čerpatelnost). Modul pružnosti betonu je ovlivněn i vlastnostmi maltové a pojivové složky. Proto se kromě vlivu vodního součinitele (tím nepřímo pevnosti betonu) uplatňují především vlivy provzdušnění. Takto se kromě provzdušňujících přísad uplatňují i některé plastifikační přísady. Ve shodě s platnými normami se připouští jejich vliv na zvětšení obsahu vzduchových pórů až o 2 %. Proto se může stát, že vliv plastifikační nebo superplastifikační přísady na modul pružnosti betonu bude menší, než by se dalo očekávat od přísadou dosaženého zmenšení vodního součinitele. Uvedený modul pružnosti dále snižují (v interakci s dalšími faktory někdy i zvyšují) např. i následující faktory: druh a obsah příměsí, druh cementu, přísady proti smrštění, polymerní přísady, vlhkost betonu. Samostatnou kapitolou je problematika modulu pružnosti lehkých betonů. V době používání konstrukce modul pružnosti stále roste, zvláště v případě použití pucolánových a latentně hydraulických složek. Zpravidla bývá ovlivněn i vlivy prostředí. Teplý [11] upozorňuje na vliv mrazu. Při některých zkouškách porušení vnitřní struktury se po cyklech zmrazování a rozmrazování měří dynamický modul pružnosti. Podle doporučení RILEM se připouští jeho snížení až na 80 % hodnoty změřené před požadovaným počtem cyklů zmrazování a rozmrazování. Na druhé straně jsou známá sledování (Bílek [12], Brameshuber [13]), kdy za určitých podmínek (např. přírod-


4/2009

ních) může vliv mrazu ovlivnit dynamický modul pružnosti i pozitivně. Vysoký rozptyl hodnot statického modulu pružnosti ovlivňuje i zkušební metoda. Brameshuber popsal [14] výsledek mezilaboratorních zkoušek dvanácti laboratoří, ve kterých byly prováděny zkoušky na identickém betonu. Poměr minimálního a maximálního výsledku vyšel 0,74. Proto je třeba zdokonalit metody zkoušení a upravit zkušební normu. Výsledky zkoušek nezanedbatelně ovlivňuje také volba zkušebních těles. Z dlouhodobých zkušeností vyplývá, že výsledky zjištěné na válcích jsou o 5 až 10 % horší než výsledky zjištěné na trámcích. Dále, podle Dohnálka [15], dávají zkoušky na vývrtech poněkud jiné výsledky než zkoušky těles vyrobených ve zkušebních formách. Nikoliv bezdůvodně uvedli v příspěvku [16] Šmilauer a Bittnar: „Zvětšování modulu pružnosti (a všeobecněji zmenšování deformací) je řádově obtížnější než zvětšování pevnosti. Pro řešení těchto úloh je proto třeba využít i popsané náročné postupy.“ Uvedené nejistoty se týkají projektanta hlavně tím, že si jich bude vědom. Podobné nebo větší nejistoty jsou i u dalších druhů přetvoření, např. dotvarování a smrštění. Vítek [17] proto doporučuje snahu o robustnost návrhu. Připomíná, že v době projektu není znám výrobce betonu, a tím nemohou být známy vlastnosti složek betonu, a tím ani jeho složení. V době projektu nemusí být znám ani dodavatel, který bude konstrukci realizovat. Projektant proto nemůže vždy znát všechny faktory (hlavně např. druh hrubého kameniva, konzistenci, důsledky z nároků na čerpatelnost a na provzdušnění), které ovlivňují modul pružnosti betonu zvolené pevnostní třídy. Z druhého pohledu není však dobré, že se k výrobci betonu dostávají požadované specifikace často až „za pět minut dvanáct“. V současné praxi výroby transportbetonu, kdy dodavatel stavby není zároveň výrobcem betonu, mohou technologové betonu jen s povzdechem naslouchat vyprávění svých starších kolegů (např. Ing. Miroslava Moravce) o tom, jak předvýrobní příprava velký staveb probíhala několik měsíců i let před samotnou stavbou. Ze všech uvedených důvodů je účelné použít postup uvedený v následující kapitole. 89

NORMY •

JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N

Z ÁV I S LO S T

S P E C I F I K AC E P O Ž A D AV K Ů

NA CITLIVOSTI KONSTRUKCE NA PŘETVOŘENÍ

Na rozdíl od původního evropského znění jsou ve změně Z3 ČSN EN 206-1 [1] do jejího článku „6.2.3 Doplňující požadavky“ zahrnuty dříve chybějící závažné požadavky, mimo jiné i požadavek na modul pružnosti. Proto se projektant může a musí rozhodnout, zdali požadavek na modul pružnosti uplatní. Jak bude dále uvedeno a zdůvodněno, nemá tato specifikace důsledky pouze technické; dosti závažné jsou i její důsledky ekonomické. Proto je třeba především pečlivě rozlišovat, zdali má chybný odhad modulu pružnosti závažné nebo málo závažné důsledky. Toto rozlišení rozhodne o zařazení modulu pružnosti (event. dalších požadavků ovlivňujících přetvoření prvku nebo konstrukce) do specifikovaných doplňujících požadavků na typový beton dle čl. 6.2.3 ČSN EN 206-1 (dále jen „specifikovaných požadavků“). Malá citlivost na přetvoření V prvé řadě jde o případy, kdy o návrhu prvku nebo konstrukce nerozhoduje závažný požadavek na použitelnost, když např. není třeba limitovat průhyb prvku většího rozpětí nebo limitované výšky. Do zařazení „malá citlivost“ mohou dále patřit případy, kdy namáhání v kritických průřezech staticky neurčitých konstrukcí není významně ovlivněno změnami přetvoření, tedy i modulem pružnosti. Při „malé citlivosti“ není třeba modul pružnosti zařazovat do specifikovaných požadavků. Když v době projektu nebudou známy výrobní podmínky, bude třeba předpokládat, že skutečný modul pružnosti bude kolem střední hodnoty Ezs a že se v krajním případě mohou vyskytnout mimořádně nízké hodnoty kolem Ez,min. V zájmu návaznosti na tabulku eurokódu 3.1 jsou tyto hodnoty uvedeny v tab. 1.

Velká citlivost na přetvoření V případech závažného vlivu modulu pružnosti by měl mít projektant v zásadě možnost stanovit hodnotu modulu pružnosti podle svých potřeb, podobně jako stanovuje požadovanou pevnostní třídu. Pro reálnost požadavku a v zájmu hospodárnosti by požadované hodnoty neměly příliš překračovat hodnoty Ecm a naprosto výjimečně by měly být požadovány hodnoty vyšší než 40 GPa. V tomto případě zařadí projektant stanovenou hodnotu modulu pružnosti do seznamu požadavků, které bude nárokovat specifikátor u výrobce čerstvého betonu. Specifikátor uplatní uvedený požadavek projektanta tím, že jej zařadí do doplňujících požadavků na typový beton (čl. 6.2.3 ČSN EN 206-1 [1]).

šebnickou činnost (samostatné průkazní zkoušky, kontrolu shody). Některé ze základních a doplňujících požadavků jsou přitom splnitelné jen ve stanoveném oboru pevnostních tříd. Nejde přitom pouze o otázku cen. Např. požadavek vyžadující výhradní použití portlandského cementu CEM I nebo zvýšený obsah tohoto cementu (např. při nepoužití příměsí) má nezanedbatelný vliv nejen na spotřebu energie, ale i na emise. Další příklady vlivů na životní prostředí budou uvedeny v následující kapitole. Povinnost automatického plnění doplňujících požadavků i v těch případech, kdy není důvod je nárokovat, by proto mělo zbytečné, ekonomicky i ekologicky nežádoucí důsledky.

Ekonomické a ekologické důvody uvedeného rozlišování Jak bylo zmíněno v úvodní kapitole, stále se vyskytují názory, že u betonu požadované pevnostní třídy by měl výrobce betonu automaticky dodržovat statický modul pružnosti uvedený v tabulce 3.1 ČSN EN 1992-1-1 [7]. Tento názor se zcela vymyká z pojetí platné normy ČSN EN 206-1 [1] a ze současné praxe. Jako příklad lze uvést, že výrobci betonu uvádějí pro beton určité třídy v cenících nejen základní cenu, ale i příplatky za další požadavky (případně i slevy za hospodárněji vyráběné betony). Hlavně jde o nároky stupňů vlivu prostředí XF2 až XF4, a tím zpravidla i na provzdušnění. Oprávněně jsou podobně vyjadřovány zvýšené nároky i u požadavků na odolnost proti dalším vlivům prostředí a další nezanedbatelně náročné specifické požadavky. Některé z nich si vyžádají použití ekonomicky náročnějších složek betonu (např. požadavek na urychlení tvrdnutí betonu v zimním období), jiné si vyžádají nezanedbatelně náročnou zku-

DŮSLEDKY

SPEC I FI K AC E MODU LU

PRUŽNOSTI PRO VÝROBCE BETONU

Když je specifikace pevnostní třídy betonu doplněna o specifikaci statického modulu pružnosti, musí výrobce betonu v prvé řadě prověřit současný stav, tedy provést příslušné zkoušky. U běžných typových betonů nejsou zkoušky modulu pružnosti vyžadovány. V souhlasu s platnými technickými normami nemusí být tyto zkoušky součástí průkazních zkoušek, a není prováděna kontrola shody. V případě, že je výše uvedenými zkouškami zjištěno, že nově specifikovaná hodnota modulu pružnosti je větší než zaručeně dosažitelná hodnota příslušného typového betonu, je třeba provést zpravidla zkoušky betonu nově navrženého složení. Jednou z možností, jak zvětšit modul pružnosti, je změna druhu hrubého kameniva. Jako příklad lze uvést náhradu hrubého předrcovaného těženého kameniva s modulem pružnosti kolem 35 GPa drceným čedičovým kamenivem s modulem pružnosti kolem 75 GPa. Směrně lze pak očekávat, že dosud dosahovaný modul pružnos-

Tab. 1 Pevnostní a pružnostní charakteristiky betonu pevnostních tříd C -/Fck,cube Tab. 1 Strength and elasticity characteristics of concrete of the strength levels C -/Fck,cube Charakteristika fck,cube[MPa] fcm [MPa] Ecm [GPa] 2) Ezs [GPa] 3) Ez,min [GPa] 3)

1)

(1) (2) (3)

15 20 27 22 15

20 24 29 24 17

25 28 30 25 18

Hodnoty pevností betonu v tlaku a statických modulů pružnosti 30 37 45 50 55 60 67 33 38 43 48 53 58 63 31 33 34 35 36 37 38 27 29 30 31 32 33 34 20 22 23 24 25 26 27

75 68 39 35 28

85 78 41 37 30

95 88 42 38 31

Pozn. 1) čísla výše uvedených použitých rovnic, 2) viz Eurokód ČSN EN 1992-1-1 [7], 3) odvozeno z [6]

90


4/2009

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE S TA N D A R D S • Q U A L I T Y • C E RT I F I C AT I O N ti se uvedenou změnou zvětší o 20 % přírůstku modulu pružnosti kameniva, tedy o 0,2.(75 – 35) = 8 GPa. (Použité směrné pravidlo – růst o 20 % přírůstku modulu pružnosti kameniva – bylo odvozeno z podrobných zkoušek publikovaných Schiesslem a kol. [18]). Vhodnost změny složení betonu je nutno potvrdit průkazními zkouškami. Dalším důsledkem uvedeného doplňujícího požadavku je běžně neprováděná kontrola shody statického modulu pružnosti v tlaku, která byla nově stanovena v ČSN EN 206-1 [1] změnou Z3. Zvětšení nákladů nemusí být ovlivněno pouze uvedenými dosti náročnými zkouškami. Např. změna dodavatele kameniva si zpravidla vyžádá nejen změnu ceny kameniva, ale i zvětšení nákladů na jeho dopravu (kamenivo s velkým modulem pružnosti není vždy v blízkosti betonárny). Navíc je třeba zpravidla počítat i s provozními obtížemi vyplývajícími z odděleného skladování a z dávkování další složky betonu. Celospolečenský dopad mohou mít i energetické nároky na drcení kameniva, které jsou u tvrdého a houževnatého kameniva vyhovujícího požadavku na vysoký modul pružnosti významně větší než u běžně používaného kameniva vyhovující pevnosti. Z uvedeného je zřejmé, že není účelné obecně (nezávisle na konkrétních podmínkách) vždy vyžadovat (a tím i garantovat), aby všechny typové betony plnily současně se základními požadavky i pouze teoreticky podložené požadavky na modul pružnosti nebo některé další vlastnosti betonu.

Literatura: [1] ČSN EN 206-1 Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda, ČNI, 2001, včetně změny Z3 z května 2008 [2] Vašková J., Števula M., Veselý V.: Modul pružnosti automaticky? Beton TKS 6/2007 [3] Teplý B.: Ještě k modulu pružnosti, Beton TKS 1/2008 [4] Pokorný J., Mokříž P.: Beton – nejrozšířenější stavební materiál, současné problémy při návrhu a realizaci některých betonových konstrukcí, 15. Beton. dny (2008) [5] Mokříž P.: Studie bez názvu zaměřená na specifikaci betonu, zvláště na jeho pružnost, dotvarování, smrštění a pevnosti v tahu, 2008 až 2009, Ing. Petr Mokříž, PPP, s. r. o. [6] Misák P., Vymazal T.: Modul pružnosti vs. pevnost v tlaku, Beton TKS 2/2009 [7] ČSN EN 1992-1-1 Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla pro pozemní stavby, ČNI (2006) [8] Hela R., Křížová K.: Moduly pružnosti v závislosti na návrhu složení betonu, 8. konf. Technologie betonu (2009) [9] Selbstverdichtender Beton – Eigenschaften und Prüfung. (Samozhutnitelný beton – vlastnosti a zkoušení), Beton 7+8/2006 [10] Evropská směrnice pro samozhutnitelný beton, www.svb.cz/ pomucky.htm, květen 2005 [11] Teplý B., Rovnaník P.: Účinky mrazu na beton, Beton TKS, 4/2007

Z ÁV Ě R Příspěvek ukazuje, že požadavky na dodržení modulu pružnosti lze racionálně plnit i v rámci současně platných technických norem. Pokud jde o navrhování, je možno připustit, že vlivem současných ekonomických a ekologických trendů (lepší zpracovatelnost betonů – u transportbetonu nyní hlavně konzistence S4 a též snadnohutnitelné betony a samozhutnitelné betony, používání příměsí a směsných cementů, širší používání hrubého těženého snadněji drtitelného kameniva, snaha o použití recyklovaného kameniva) dochází k výše specifikovanému zmenšování statického modulu pružnosti a ke zvětšování jeho variability. Podle vysvětlení Procházky [19] lze však dopad

uvedeného vlivu řešit i bez změny eurokódu EN 1992-1-1. V krajním případě lze pro mezní stav použitelnosti použít jiný součinitel spolehlivosti, než je obvyklá hodnota 1,0. Zařazení modulu pružnosti mezi specifikované požadavky si u výrobce betonu vyžádá nezanedbatelné vícepráce, navíc dosti často i použití nákladnějších a dopravně náročnějších složek betonu. Z uvedeného důvodu má specifikace doplňujícího požadavku technické i tržní dopady. Pro dosavadní výjimečnost požadavku nejsou nyní zpravidla tyto dopady zahrnuty do ceníků betonů. S cenovým dopadem je však třeba počítat. Specifikace sledovaného doplňujícího požadavku by proto měla být


4/2009

[12] Bílek V., Mosler T., Keršner Z., Schmid P.: ...a nejlepší je beton, který zmrzne. Betonářské dny 2001, Sb. př. (2001) [13] Brameshuber W., Spörel F.: Frostwiderstand (XF1 und XF3) von CEM III-Betonen – langjährige Auslagerung im Vergleich zum Laborprüfverfahren (Mrazuvzdornost (XF1 und XF3) betonů s CEM III – dlouhodobé uložení v porovnání s laboratorní zkušební metodou), CEMEX HOZ-Seminar 2007 [14] Brameshuber W., Brockmann T.: Ringversuch zur Ermittlung des statischen Elastizitätsmoduls von Beton. (Mezilaboratorní zkoušky ke zjištění statického modulu betonu), Beton 6/2003 [15] Dohnálek J.: Stanovení pevnosti betonu v tlaku na jádrových vývrtech – průkaznost a reprodukovatelnost: Konference Zkoušení a jakost ve stavebnictví (2007) [16] Šmilauer V., Bittnar Z.: Elastické vlastnosti betonu z víceúrovňové homogenizace, Beton TKS 4/2006 [17] Vítek J. L.: Smršťování a dotvarování betonu – obecné zákonitosti, 6. konf. Technologie betonu (2007) [18] Schiessl P., Spengler A., Wiegring K. H.: Einfluss der Gesteinkörnung auf den E-Modul von Beton (Vliv kameniva na E-modul betonu), Beton 2/2003 [19] Procházka J.: Zavádění EN 1992: „Navrhování betonových konstrukcí“ do praxe – Úvodní část, Beton TKS 1/2003

uplatňována pouze v případech velké citlivosti prvku nebo konstrukce na přetvoření. Téměř vše, co je v příspěvku uvedeno pro statický modul pružnosti, lze v zásadě uplatňovat i u ostatních charakteristik přetvoření, případně i u dalších doplňujících požadavků. Ing. Pavel Rieger ZAPA beton, a. s. Vídeňská 495, 142 01 Praha 4 e-mail: [email protected] Ing. Alain Štěrba Loudin a spol., s. r. o. Křivá 8, 130 00 Praha 3 e-mail: [email protected]

91

SPEKTRUM SPECTRUM

METRO

V

DILLÍ /

DELHI METRO

P AV E L H U S T O L E S Článek podává základní informace o dopravě v hlavním městě Indie Dillí, o současné, budované a plánované výstavbě sítě metra se základními technickými informacemi a o vztazích ve výstavbě metra. The paper describes transport in the capital of India Delhi, operated, at present constructed and planned metro network with basic technical information and relations in metro building. Hlavní město Indie Dillí (Delhi) se svými šestnácti miliony obyvatel se nachází na rozloze pouhých 1 484 km2, což znamená 11 500 obyvatel/km2. K tomuto množství je nutno připočítat několik více než milionových měst v okolí Dillí, které v současné době srůstají s hlavním městem v jeden organický celek. Při této hustotě obyvatelstva lze předpokládat též velice hustý provoz na komunikacích. Veškerá doprava jak nákladní, tak osobní se pohybovala až do nedávné doby pouze po silnicích. Železniční doprava uvnitř města je skoro nulová, slouží téměř výhradně jen jako doprava dálková. A tak přeprava nákladů uvnitř města závisí z větší části na automobilové dopravě, volských potazích a pro drobnou přepravu se hojně používají nákladní rikšy. Osobní přeprava využívala ještě nedáv1

Městská autobusová doprava je velice významnou součástí přepravy osob. V Dillí je několik set pravidelných autobusových linek zajišťovaných městem a několik desítek soukromými společnostmi. Autobusy jsou většinou starší, ve velice špatném stavu a převážně přecpané. Jezdí s otevřenými dveřmi, a tak se nastupuje a vystupuje tam, kde autobus právě zastaví, tedy i před křižovatkou v nejvzdálenějším pruhu od okraje vozovky, pokud právě odbočuje doprava (v Indii je levostranný provoz). Zlepšení provozu v osobní přepravě se očekává od vybudování sítě metra (obr. 2). Postupně v letech 2003, 2005 a 2007 byly otevřeny tři linky metra, které mírně zlepšily situaci v některých částech města, ale většího efektu by mělo být dosaženo až v příštím roce. Stávající tři linky nazývané Fáze 1 jsou provozovány v celkové délce 65 km s padesáti osmi stanicemi. Tyto linky tvoří základní systém se dvěma trasami ve směru západ– východ křížené trasou ve směru sever–jih. Ve Fázi 2, která je v současné době ve výstavbě a má být uvedena do provozu v příštím roce, se buduje dalších nových 128 km s šedesáti šesti stanicemi. Jedná se o prodloužení stávajících tras a výstavbu nového spojení centra města od železničního nádraží Nové Dillí s mezinárodním letištěm (Indira Gandhi International Airport). Tato část je budována jako

rychlostní s pěti stanicemi v celé délce. Výhledově se připravují Fáze 3 a 4 výstavby metra, které by měly být dokončeny v letech 2015 a 2021. Měla by se budovat další prodloužení stávajících tras s novými větvemi a dvěma okružními linkami. Celková délka metra v Dillí by tak v roce 2021 měla dosáhnou 415 km. Metro v Dillí je budováno a provozováno státní organizací DMRC (Delhi Metro Rail Corporation). Celá výstavba je rozdělena do velkého počtu stavebních úseků, které jsou pak budovány různými stavebními firmami či skupinami firem, a to jak domácími, tak zahraničními. Prováděcí projekty staveb jsou součástí stavební dodávky. Většinou jsou zpracovávány místními projekčními kancelářemi na podkladě tendrové dokumentace, kterou pro investora (DMRC) připravily opět místní projekční kanceláře. Prováděcí projekty schvaluje investor, stejně tak investor zajišťuje stavební dozor. Metro Dillí je budováno ve středu města a v místech s hustším provozem jako podzemní (obr. 3 až 5). Nadzemní části jsou navrženy v méně frekventovaných oblastech (obr. 7 až 10). Viadukty jsou velice často umístěny nad středním dělícím pruhem směrově rozdělených komunikací. Stanice v těchto úsecích jsou také visuté. Dvě linky metra kříží řeku, v obou případech na viaduktech.

2

GHAZIABAD

RED FORT

RAJIV CHOWK

GOVERNMENT INDIA GATE OFFICES

INDIRA GHANDI INTERNATIONAL AIRPORT LOTUS TEMPLE

STÁVAJÍCÍ METRO - VIADUKT STÁVAJÍCÍ METRO - TUNEL METRO FÁZE 2 - VIADUKT METRO FÁZE 2 - TUNEL LETIŠTNÍ RYCHLODRÁHA - VIADUKT LETIŠTNÍ RYCHLODRÁHA - TUNEL HLAVNÍ SILNICE ŽELEZNICE DEPO

A UN M YA

92

NOIDA

KA ŘE

no pouze autobusy, osobní automobily (z toho většinou taxi), motocykly, tříkolové autorikši, rikši a jízdní kola (obr. 1). Provoz na komunikacích je navíc komplikován naprostou nekázní řidičů, chodců a všudypřítomnými posvátnými krávami. Rikši, motocykly, cyklisty a občas i osobní auta můžete běžně potkat v protisměru. Chodci přecházejí křižovatky tím nejkratším směrem, který potřebují.

QUTAB MINAR

0

1

2

3

4

5 km

GURGAON


4/2009

SPEKTRUM SPECTRUM

3a

3b

Dillí leží v povodí řeky Gangy na jejím přítoku řece Yamuně. Nalézají se zde velké vrstvy prachovitých písků anebo jílů, které překrývají skalnaté podloží tvořené křemenci. Horizont křemenců je velice nepravidelný, někde s mnoha výchozy, jinde naopak zase velmi hluboko. Konstrukce tunelů je odvislá od jejich hloubky. Mělce situované tunely jsou hloubené, budované v otevřených pažených výkopech (Cut and Cover), hlouběji situované ražené razicím štítem TBM (Tunnel Boring Machine) anebo Novou rakouskou tunelovací metodou s krytím čelby ocelovými mikropilotami se stříkaným ostěním (NATM). Viadukty jsou většinou konstruovány jako prosté nosníky tvořené předepnutými segmentovými konstrukcemi komůrkového, U průřezu nebo předepnutými prefabrikovanými I nosníky se spřaženou železobetonovou monolitickou deskou. Tam, kde bylo nutno překlenout větší rozpětí, jsou použity buď předpjaté letmo betonované spojité konstrukce komůrkového průřezu, anebo ocelové nosníky s horní spřaženou železobetonovou des-

4

Obr. 1 Rikši a autorikši Fig. 1 Rikshas and autorikshas

Obr. 3 Ražený tunel, a) razicí štít TBM, b) hotový tunel s prefabrikovaným ostěním Fig. 3 Bored tunnel, a) TBM machine, b) completed tunnel with prefab lining

Obr. 2 Mapa metra v Dillí Fig. 2 Delhi Metro map

Obr. 4 Ražený tunel se stříkaným ostěním Fig. 4 Sequential method constructed tunel with sprayed lining Obr. 5 a) Stavební jáma pro stanici s pohledem na ražený tunel, b) stavební jáma hloubeného tunelu Fig. 5 a) Construction pit for station with view of bored tunnel, b) construction pit for cut and cover tunnel

5a BETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE

5b 4/2009

93

SPEKTRUM SPECTRUM

6a

6b

7a

7b

8a

8b

8c

94


4/2009

SPEKTRUM SPECTRUM

Obr. 6 Stanice Rajiv Chowk v křížení dvou linek a), b) Fig. 6 Rajiv Chowk Station at two lines crossing a), b) Obr. 7 a) Viadukt z předpjatých I nosníků se spřaženou deskou, v pozadí stanice, b) nadzemní stanice Fig. 7 a) Prestressed I beams with composed deck slab with station in background, b) elevated station Obr. 8 Montáž segmentů za plného provozu a), b), c) Fig. 8 Erection of segments in rush hours a), b), c) Obr. 9 Letmo betonovaný předpjatý most o rozpětí 50 + 70 + 70 + 50 m a), b) Fig. 9 Balanced cantilever prestressed bridge spanning 50 + 70 + 70 + 50 m a), b) Obr. 10 Letmo betonovaný předpjatý most o rozpětí 40 + 60 + 40 m ve směrovém oblouku Fig. 10 Balanced cantilever prestressed bridge spanning 40 + 60 + 40 m in plan curve

kou. Téměř veškeré mostní konstrukce jsou založeny na vrtaných pilotách. Metro v Dillí má rozchod kolejí 1 700 mm. Spojitě svařované kolejnice jsou uloženy na podélných železobetonových prazích monoliticky betonovaných. Vozy metra jsou 22 m dlouhé se dvěma dvounápravovými podvozky se zatížením 160 kN na nápravu. Stanice jsou řešeny pro vlaky o osmi vozech. Návrhová rychlost je 120 km/h. Konstrukce mostů a tunelů jsou navrženy na zemětřesení se základním seismickým zrychlením 0,24g. Pro navrhování konstrukcí byly použity indické normy (Indian Standards), což jsou

většinou upravené britské normy. Ne vše je však v indických normách dostatečně postiženo, a tak lze využít britské normy, evropské normy anebo US normy, a to v pořadí, jak uvádím. Společnost Mott MacDonald Delhi vypracovala mimo jiné ve Fázi 1 (tab. 2) projekt v současnosti nejfrekventovanější přestupní stanice Rajiv Chowk (obr. 6). Společnost Mott MacDonald Praha vypracovala projektovou dokumentaci dvou letmo betonovaných mostů. Most o rozpětí hlavních polí 70 m a s výškou nivelety 19,3 m nad terénem je v současném Dillí nejvyšším mostem a s největším rozpětím (obr. 9).

Tab. 1 Stavební náklady jednotlivých fází výstavby Tab. 1 Construction costs of individual phases of the construction Fáze 1 2

Náklady [mil. USD] 2 300 4 300

Tab. 2 Přehled účasti společnosti Mott MacDonald na projektech Tab. 2 Overview of the participation of the Mott MacDonald company in projects Fáze výstavby 1

2

Typ projektu prováděcí projekt tendrová dokumentace prováděcí projekt

tunely 6,5 km

Počet/délka viadukty stanice sedm – podzemních

26 km 4,9 km

22 a 1 depo 6,5

5 podzemních, 3 visuté

Ing. Pavel Hustoles Mott MacDonald, Národní 15, 110 00 Praha 1 e-mail: [email protected] tel.: +911 999 9429 223, +420 608 849 278 Obrázky: Mott MacDonald Delhi, Pavel Hustoles

9a

9b 8a 10

9b

10


4/2009

95

AKTUALITY TOPICAL

SUBJECTS

SEMINÁŘE, SEMINÁŘE,

KONFERENCE A SYMPOZIA ZAHRANIČNÍ

KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR

F I B R E CONCR ETE 2009 5. mezinárodní konference • Technologie, Navrhování, Aplikace a realizace • Výzkum, Vláknobetony a udržitelný rozvoj Termín a místo konání: 17. až 18. září 2009, Praha, Masarykova kolej Kontakt: e-mail: http://concrete.fsv.cvut.cz/fc2009 PODL AHY 2009 Odborná konference Termín a místo konání: 17. až 18. září 2009, Praha, Kulturní centrum Novodvorská Kontakt: e-mail: www.konferencepodlahy.cz SANACE A R EKONSTR U KCE STAVEB 2009 31. konference • Obnova historických staveb • Progresivní trendy v sanacích staveb • Sanace betonových konstrukcí • Fyzikálně-chemické vlastnosti • Statika a diagnostika staveb Termín a místo konání: 3. a 4. listopadu 2009, Praha, Masarykova kolej Kontakt: e-mail: [email protected], www.wta.cz

B ETONÁŘSKÉ DNY 2009 16. mezinárodní konference • Betonové konstrukce pro období ekonomického útlumu • Výzkum, technologie výstavby a materiálů • Koncepce, modelování a navrhování konstrukcí z betonu • Prefabrikace a betonové dílce • Významné realizace (budovy, mosty, tunely a další zajímavé stavby z betonu v ČR i zahraničí) Termín a místo konání: 25. a 26. listopadu 2009, Hradec Králové Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected] SANACE 2010 20. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 20. až 21. května 2010, Brno Kontakt: e-mail: [email protected], www.sanace-ssbk.cz CONCR ETE ENGI N EER I NG FOR EXCELLENCE AN D EF F ICI ENCY fib sympozium Termín a místo konání: 6. až 8. června 2011, Praha Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected]

96

54. B ETONTAGE Německé betonářské dny Termín a místo konání: 9. až 11. února 2010, Neu-Ulm, Německo Kontakt: e-mail: [email protected] CONGR ESS ON POLYM ERS I N CONCR ETE 13. mezinárodní kongres • Concrete-Polymer Composites (CPC) • Interface Zone Polymer/Concrete • Coatings and Crack injection, Concrete Rehabilitation Termín a místo konání: 10. až 12. února 2010, Madeira, Portugalsko Kontakt: www.icpic-community.org/icpic2010 B ETÓN NA SLOVENSKU 2006 – 2010 fib konference • PPP projekty a realizácie cestnej siete na Slovensku • Betónové konštrukcie, Betónové mosty • Spriahnuté betónové a oceľobetónové konštrukcie • Nové materiály a technológie • Navrhovanie a modelovanie betónových konštrukcií • Diagnostika, monitoring, opravy a rekonštrukcie • Financovanie, normy, legislatíva Termín a místo konání: 17. a 18. února 2010, Žilina, Slovensko Kontakt: e-mail: [email protected] B ETONTAG 2010 Rakouské betonářské dny Termín a místo konání: 22. a 23. dubna 2010, Vídeň, Rakousko Kontakt: www.ovbb.at

PR EZENTACE

PERI Ing. Software Dlubal EPSTAL SMP CZ VSL SYSTÉMY (CZ) MC-Bauchemie Betosan Nekap Červenka Consulting Pontex SVB ČR Liapor Mott MacDonald

I NOVATIVE CONCR ETE TECH NOLOGY I N P R ACTISE 5. středoevropský kongres CCC • Fibre reinforced Concerte, Prestressed Concrete • Self compacting Concrete, Ultra high performance Concrete • Prefabricated Concrete, Innershell Concrete • Sprayed Concrete, Recycled Concrete • Concrete for roads, Concrete for maintenance • Concrete of Tunneling excavation • Geothermal energy with concrete • Planing & Construction for Traffic Infractructure and Building Construction Termín a místo konání: 24. až 25. září 2009, Baden, Rakousko Kontakt: e-mail: [email protected], www.CCC2009.at B ETÓN 2009 Celostátní konference s mezinárodní účastí • Štandardizácia, Stavebné materiály a vlastnosti betónu • Výroba betónu, Kvalita, OŽP a BOZP Termín a místo konání: 7. až 9. října 2009, Štrbské Pleso, Slovensko Kontakt: e-mail: [email protected], www.savt.sk

VODN Í PAP RSEK 2009 – V Ý ZKU M, V Ý VOJ, AP LI K ACE Konference Termín a místo konání: 4. a 5. listopadu 2009, Ostrava Kontakt: e-mail: [email protected], www.ugn.cas.cz

FIREMNÍ

KONFERENCE A SYMPOZIA

/19 /31 /41 /47 /57 /61 /63 /63 /67 /79 /87 /3. /4 .

STR. OBÁLKY STR. OBÁLKY

CODES I N STR UCTU R AL ENGI N EER I NG – DEVELOP M ENTS AN D N EEDS FOR I NTER NATIONAL P R ACTISE IABSE – fib konference Termín a místo konání: 3. až 5. května 2010 Kontakt: www.iabse.org/conferences/Dubrovnik2010/index.php TH I N K GLOBALLY B U I LD LOCALLY 3. mezinárodní fib kongres a sympozium Termín a místo konání: 29. května až 2. června 2010, Washington, USA Kontakt: www.fib2010washington.com CONSEC’10 – CON F ER ENCE ON CONCR ETE U N DER SEVER E CON DITIONS 6. mezinárodní konference Termín a místo konání: 7. až 9. června 2010, Mérida, Yucatán, México Kontakt: www.consec10.com


4/2009

ÃÀ¸ÇÆÉ¹¼ËÆÅ ÊÄÐÊÃÇÉÆéæíåæí[ßì¥¥¥

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

î

î

î ¥

ã

à

Ø

ç

æ

é ¥

Ú

ñ

ÊË¼ÁÅVÍVÂÆÅ£ ÇÆÃÆÍÀ&Å2¿ÄÆËÅÆÊË ËîêÞémáÚÝàØÝ×ÚéäãëâäÙÚçãmâèéÖëÞéÚá¢ èéëm âY ë èäêbÖèãäèéÞ ëÚáàd åÚçèåÚàéÞëî£ ¶áÚ ØäéäëáÖèéãeßÚÁÞÖåäç×ÚéäãÖßÖàdßèäêßÚÝä åÚÙãäèéÞ´ ÅäÙáÚ ãäçÚâ ßÚ éä ×Úéäã¡ ßÚÝä ä×ßÚâäëY Ýâäéãäèé ßÚ âÚãm ãÚ §¥¥¥ àÜ¤ â¨£ ËïÝáÚÙÚâ à ëîèäàdâê åäÙmáê áÚÝàdÝä àÚçÖâÞØàdÝäàÖâÚãÞëÖÁÞÖåäçëéäâéäÙçêÝê ×Úéäãê áïÚ éîéä ×Úéäãî äïãÖbÞé åmëáÖèéàÚâ ãÚßÚãĊáÚÝàdý¡ÖáÚéÖàdĊàÚçÖâÞØàdý£½áÖëãm åÚÙãäèém ÁÞÖåäç×Úéäãê ßÚ åÚÙÚëmâ ãmïàY ä×ßÚâäëYÝâäéãäèéåÞïÖØÝäëYãmëÚØÝåä¢ ïÞéÞëãmØÝëáÖèéãäèémãäçâYáãmÝä×Úéäãê£Èãmï¢ àäêä×ßÚâäëäêÝâäéãäèémÁÞÖåäç×Úéäãêßèäê èåäßÚãîÞëîãÞàÖßmØméÚåÚáãeÖïëêàäëeÞïäáÖbãm ëáÖèéãäèéÞ£ÁÚÝà×ÚéäãïàÚçÖâÞØàdÝäàÖâÚ¢ ãÞëÖ âY éÖàd ëîm åäYçãm äÙäáãäèé Ö ßÚÝä èäçåbãmÖÙÞÛïãmëáÖèéãäèéÞåÞèåmëÖßmàÚïáÚå¢ ÚãmâÞàçäàáÞâÖéêëÞãéÚçÞdçÚØÝèéÖëÚ×£

zkušenost

kvalita 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 Firma Mott MacDonald Praha, spol. s r.o. pracuje v systémech jakosti dle ýSN EN ISO 9001:2001, životního prostŐedí dle ýSN EN ISO 14001:2005 a bezpeþnosti práce dle OHSAS 18001:1999. 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 GSM: +420 724 022 870 www.mottmac.com, e-mail: [email protected]

M O S T Y

Recommend Documents