TOVÁRNÍ KOMÍN MLADÁ BOLESLAV - PERMANENTNÍ MONITOROVÁNÍ DYNAMICKÉHO CHOVÁNÍ METODOU BRIMOS® VZHLEDEM K PROVOZNÍMU STAVU A ZATÍŽITELNOSTI INDUSTRIAL SMOKESTACK MLADÁ BOLESLAV - PERMANENT MONITORING OF THE DYNAMIC BEHAVIOUR WITH BRIMOS® WITH REGARD TO THE MAINTENACE CONDITION AND THE LOAD BEARING CAPACITY Dipl. Ing. Robert Veit-Egerer (PhD Candidate) VCE - Vienna Consulting Engineers Holding s.r.o, Hadikgasse 60, A-1140 Vídeň, Rakousko Tel.: +43-1-90292-1420, Fax.: +43-1-90292-2420,
[email protected] ; www.vce.at Ing. Zdeněk Jeřábek, Csc. INFRAM a.s, Pelušková 1407, CZ-198 00 Praha 9 Kyje, Česká Republika Tel.: +420 281 940 147, Fax.: + +420 281 940 140,
[email protected] ; www.infram.cz Klíčová slova: komín, měření dynamického chování, zatížení větrem / smockestack, measurement of dynamic behaviour, stong wind loading Anotace: Příspěvek shrnuje diagnostické dílo, tvořeno průzkumným permanentním měřením dynamického chování železobetonového komínu (výška 200m) metodou BRIMOS® na areálu firmy ŠKO-ENERGO a analytickými výpočti metodou konečných prvků. Účelem diagnostického úkolu bylo ověření provozního stavu a zejména stanovení zatížitelnosti a odolnosti vzhledem k zaručení bezpečného užívání továrního komínu. Realizovaným postupem bylo ověřeno, jak závažně je nosná konstrukce ovlivněna zvolna postupujícími procesy, které by mohly vést k omezení funkčnosti či k podstatnější degradaci (změny či setrvalost dynamického chování konstrukce). Monitorovací interval obsahuje dostatečnou četnost silného zatížení větrem, a slouží jako doklad o případném výskytu, rozvoji a působení trhlin, poruch a degradace materiálu a jejich vlivu na zatížitelnost konstrukce v časovém úseku provedených měření. Teprve na základě jednoročního permanentního měření lze rozhodnout o přiměřenosti případných sanačních opatření. Abstract: The present investigations are based on a long-term preoccupation of VCE with BRIMOS (BRIdge MOnitoring System) at a 200 m high concrete chimney in the Czech Republic (since 2005) with regard to the structure’s global maintenance condition as well as the load bearing capacity. An initial, full-scale dynamic measurement (ambient signals due to regular operational conditions) has been used parallel to Finite Element Analysis in 2005. These studies already indicated a degradation of structural stiffness in the upper part of the chimney. To quantify, how grave the present situation really is a permanent monitoring system was installed in 2006 to observe the dynamic behaviour of the industrial smockestack over a period of 1 year. Furthermure this approach - which is based on a sufficient amount of strongwind events - assures the determination, observation and assessment of slowly progressing processes in the structure, which might lead to damage or to deterioration of the structure’s operational integrity. These investigations strongly support the decision process of the industrial facility owners in the course of cost planning for appropriate maintenance and tailormade rehabilitation measures. 1
1. ÚČEL MĚŘENÍ Monolitický železobetonový tovární komín v areálu firmy ŠKO-ENERGO má velký význam v rámci zásobování firmy ŠKODA AUTO a města Mladá Boleslav elektrickou energií a teplem a byl postaven v roce 1974. Komín slouží odvodu spalin z kotelny. Konstrukce má výšku 200m a tvar komolého kužele (zúžení vnějšího poloměru ze 7,53 m na 3,62 m). Příčný řez ukazuje složenou konstrukci sestavenou ze železobetonové stěny, ochranného pouzdra (z kameninových komínovek) a tepelné izolace (z pálených křemelinových cihel), jejichž tloušťka se také postupně zužuje. V rámci podrobného průzkumu v říjnu 2005 byla k manuální a vizuální inspekci (lokální diagnostika) aplikována nedestruktivní diagnostika BRIMOS (BRIdge MOnitoring System), která je založená na snímání a vyhodnocování dynamických charakteristik (globální diagnostika - celkový stav konstrukce). Účelem tohoto úvodního dynamického měření továrního komínu v říjnu 2005 bylo stanovení celkového provozního stavu nosné konstrukce, ověření současné funkčnosti vzhledem k zaručení odolnosti a kontrola bezpečného užívání průmyslového komínu. Vedle toho byl plněn i účel detekce a lokalizace neviditelných poruch a vyhodnocoval se i vliv známých poruch. Navíc byl zhotoven analytický model nosné konstrukce metodou konečných prvků a určeny modální parametry (modální parametry: vlastní frekvence & tvary kmitočtu). Porovnání obdržených výsledků analytického výpočtu s měřením vždy podporuje vyhodnocení celkového stavu a umožňuje kvantifikování zatížitelnosti korelací výsledků dynamického měření s teoretickým modelem komínu s metodou konečných prvků. Výsledky průzkumu z roku 2005 slouží jednak jako báze pro porovnání s teoretickými dynamickými parametry a na druhé straně jako báze pro porovnání s následujícími (budoucími) měřeními. Z diagnostického díla 2005 vyplývalo, že funkčnost komínu v době průzkumu byla zajištěna. Selhání se z tehdejšího hlediska nedalo očekávat, na základě provedeného měření nebyla zapotřebí žádná okamžitá opatření (dodatečná stavební opatření či omezení provozu). Průzkum [2] ale indikoval systematickou degradaci tuhosti v horní čtvrtině komínu pro oba analyzované hlavní příčné směry X & Y – zejména porovnáním analytických výpočtů a měření podle BRIMOS. V oblasti vyšších vlastních frekvencí, které jsou vyvolány v rámci přenášení vneseného zatížení za aktivování lokální odolnosti nosné konstrukce (odolnost v ohybu) je znát pokles vyšších měřených vlastních frekvencí oproti očekávaným hodnotám (třetí a čtvrté vlastní frekvence). Vzhledem k plánování investic do údržby a sanace tato degradace vyžadovala ověření a kvantifikování dynamického chování železobetonového komínu za typického, hlavního zatížení (silný vítr), které během úvodního měření komínu nebylo převládající. Z této situace vyplynula koncepce a provozování permanentního monitorovacího systému BRIMOS. Technicky seriózní řešení tohoto problému - zaměřené na přiměřenost případných konstrukčních zásahů či sanačních opatření - muselo být založené na monitorování jednoho uzavřeného ročního cyklu. Monitorovací interval obsahuje dostatečnou četnost silného zatížení větrem a slouží jako doklad o případném působení výrazných trhlin, poruch a degradace materiálu a jejich vlivu na zatížitelnost a odolnost konstrukce v časovém úseku provedených měření. Tento postup umožnil posudek provozního stavu vzhledem k zaručení bezpečného užívání nezávisle na klimatických podmínkách okolí.
2
2. PERMANENTNÍ MONITOROVACÍ SYSTÉM Měřené soubory obsahují informace o kmitání (2 senzory zrychlení), o teplotě a o rychlosti a směru větru. Zároveň byl během ročního cyklu pozorován dilatační pohyb dvou vybraných svislých trhlin.
Obr. 1: Měřící rastr senzorů na čtyřech místech podél stavební konstrukce – monitorování rozhodujících parametrů na nosné konstrukci a na střeše vedlejší budovy (kotelna)
Podrobné vysvětlení ke každé součásti měřícího rastru je sestaveno v [3]. Monitorovací systém byl dodatečně vybaven dálkovým přístupem (s pomocí telekomunikační techniky), což umožňuje pravidelnou kontrolu, údržbu a servis permanentního monitorovacího systému a kontrolu zaznamenaných dat.
3. VYHODNOCENÍ PROVOZNÍHO STAVU ZA HLAVNÍHO ZATÍŽENÍ (SILNÝ VÍTR) 3.1
Analýza zatížitelnosti nosné konstrukce
Následující kapitola popisuje vyhodnocování monitorování jednoho uzavřeného ročního cyklu. Účelem analýzy je stanovení provozního stavu ověřením zatížitelnosti a dynamické tuhosti, opírající se o dostatečné množství výskytu hlavního zatížení (silný vítr), stejně tak i v závislosti na klimatických podmínkách okolí. Velice specifická vyhodnocení jsou provedena modulem VCE Trend, který je součástí speciálního software BRIMOS® a který byl vyvinut firmou VCE. Účelem tohoto programového modulu je vyhodnocení trendu dynamické tuhosti (zatížitelnosti) z velkého množství naměřených dat během dlouhých časových intervalů. K lepšímu porozumění, jak vysoká je převládající intenzita zatížení vzhledem k vytrvalosti rychlosti větru, je tato křivka postupně vyladěna, čímž jsou získány křivky pohyblivého průměru 10, 20 a 30 minut. Tímto způsobem zobrazení je zdůrazněno, že nosná konstrukce komínu je pravděpodobně méně ovlivněná krátkodobě působící vysokou rychlostí větru, než déle a vytrvale působícími nárazy větru s menší rychlostí. Dále se samozřejmě musí brát ohled na fakt, že komín je vystaven vlivu nelineární křivky zatížení větrem ve výšce. Proto může permanentním monitorovacím systémem na střeše 3
kotelny naměřený signál rychlosti větru reprezentovat pouze úzký segment celkového nelineárního profilu zatížení (Obr. 2).
Obr. 2: Profil zatížení větrem v různých oblastech působení a výšková úroveň snímané křivky měřené rychlosti větru na střeše kotelny (červeně)
Pro analýzu permanentního monitorovacího systému jsou k dispozici výsledky úvodního dynamického měření BRIMOS®em ([2] - říjen 2005), které reprezentují referenční provozní stav továrního komínu za tehdy převládajících provozních podmínek (slabý vítr a normální, neomezený provoz). Proto jsou výsledky tohoto úvodního měření vždy čárkovaně označeny jako očekávané hodnoty do vyhodnocených dílčích trendů za silných a vytrvalých nárazů větru ( např. Obr. 4). Dodatečně poskytují již provedené analytické výpočty továrního komínu (metoda konečných prvků) stabilní možnost porovnání s nepoškozeným referenčním stavem. Dosavadní průzkum indikoval degradaci tuhosti nosné konstrukce – zejména porovnáním analytických výpočtů a měření podle BRIMOS. V oblasti vyšších vlastních frekvencí, které jsou vyvolány v rámci přenášení vneseného zatížení za aktivování lokální odolnosti nosné konstrukce (odolnost v ohybu), je znát jejich pokles oproti očekávaným hodnotám (třetí a čtvrté vlastní frekvence). Dále je nutno poznamenat, že se měřené vlastní frekvence pod vlivem vysokého zatížení větrem objevují v širokém fluktuačním pásmu. Tento mimořádný jev potvrzuje pokročilou degradaci tuhosti konstrukce v horní čtvrtině komínu pro oba analyzované hlavní příčné směry X & Y (víz [3]). Kvůli této degradaci a vzhledem k potřebě stanovení zatížitelnosti byla naměřená data podrobně vyhodnocena za střídavého vlivu zatížení. Velice specifické vyhodnocení, které bylo vyvinuto firmou VCE, provádí frekvenční analýzu, která bere ohled na střídavou intenzitu vnesené energie. V časovém období květen 2006 – červenec 2007 byla pro každý měsíc z databáze permanentního měření vybrána reprezentativní hodina, která obsahuje převážně nepřetržitě silné zatížení větrem. Na základě těchto vybraných úseků zatížení byla provedena studie citlivosti trendu dynamické tuhosti. Za střídavé intenzity zatížení pak bylo pozorováno ovlivnění relevantních vlastních frekvencí, které nejlépe popisují zatížitelnost komínu, a sice 1. frekvence v ohybu - 0,3 Hz, 2. frekvence v ohybu - 1,1 Hz, 3. frekvence v ohybu - 2,6 Hz a 4. frekvence v ohybu - 4,6 Hz pro oba analyzované hlavní příčné směry X (východzápad) a Y (sever-jih). Analýza trendu frekvenčních spekter obvykle ukazuje v nepoškozeném stavu zřetelnou dynamickou charakteristiku, která je nejen jednoznačná, ale která se za různého zatížení také 4
nemění a tak ukazuje lineární, v grafu svislý průběh relevantních vlastních frekvencí během časového úseku měření. Případný výskyt odchylných hodnot od tohoto trendu je vyhledáván jako zdroj informace o zatížení, pod kterým se konstrukce začíná chovat nestandardně. Citlivost parametrů a způsob zobrazení umožňuje prokázání kritického zatížení podle různých prahových hodnot vnesené energie kmitání. Průzkum ukazuje, že lokální části nosné konstrukce na podněty silnými nárazy větru nereagují s harmonickou oscilací a nepřenášejí vnesené zatížení. Tento harmonický výkyv by ale měl být nutnou součástí uspokojujícího chování a potvrzením dobrého celkového stavu. V provozu, když je nosná konstrukce zatížena silným větrem, kolísá dynamická odezva systému někdy velmi silně. To ukazuje, že se nosný systém velmi špatně vrací do rovnovážného vlastního kmitání pod tímto velkým zatížením. Vysoké vnesení energie do konstrukce vede kromě velkého přetížení k nestabilní systémové odezvě uvnitř velice rozšířeného kmitočtového pásma. Vliv zatížení větrem na velikost kmitající hmoty je pro nosnou konstrukci komínu zanedbatelný. Pod vlivem vytrvalých nárazů větru vzniká takzvané aerodynamické tlumení, které způsobuje posunutí uzlů tvaru kmitání podél výšky, což může vést ke změně referenčních hodnot pozorovaných, relevantních příslušných frekvencí, které stále reprezentují stejný druh dynamické odezvy. Popsaný jev, kdy se celá fluktuační pásma za aerodynamického tlumení přesunou do jiných oblastí, se ukazuje hlavně u štíhlých nosných konstrukcí či stavebních součástí a byl často pozorován v rámci diagnostické činnosti firmy VCE na podobných konstrukcích. To také znamená, že změna referenčních hodnot relevantních frekvencí, způsobená během zvláštních podmínek zatížení může způsobit jak přírůstek tak i úbytek v hodnotách měřených vlastních frekvencí. Protože toto přesunutí vyhodnocovaných frekvencí proti referenčním hodnotám není užíváno pro stanovení rozsahu degradace ale jde jen o poměrné kolísání frekvence v rámci průběhu nového referenčního pozorování vlastní frekvence pod zatížením silným větrem, můžeme považovat minimální vliv teploty okolí během ročního cyklu na dynamickou odezvu za zanedbatelný. Nové referenční hodnoty vlastních frekvencí po přesunutí uzlů tvarů kmitání jsou pro toto dílo brány jako základ pro stanovení 100% odolnosti. Popsané odchylky - které vlivem vysokého zatížení indikují evidentní změnu chování nosného systému – jsou vždy kvantifikovány redukcí relevantních frekvencí ve fluktuačním pásmu frekvenčních spekter vyhodnocených trendů dynamické tuhosti každého měsíce monitorování (např Obr. 5 - Obr. 7).
1 λ 2 E ⋅ I 2 f = i i 2⋅π⋅ L2 m
λι ........Parametr podmínek uložení L .........geometrická délka nosné konstrukce (výkres) [m] EI .......odolnost v ohybu komínu [Nm2] (Modul pružnosti x moment setrvačnosti) m ........hmotnost konstrukce na jeden metr [kg/m] Pro dobrý odhad, jaký podíl odolnosti se za vysokého zatížení podílí na přenášení vneseného ∆f2 / ∆f3 / ∆f4), vypočítané zatížení, slouží měřením stanovené odchylky měřených frekvencí (∆ následujícími rovnicemi (aktivovaná odolnost v ohybu). 5
EI =
2 2 ⋅π ⋅ L 2 fi ⋅m ⋅ λi2
f Ref − ∆f i ∆EI = f Ref
2
2
Jinými slovy je pomocí každého analyzovaného fluktuačního pásma stanoveno, jaký podíl má aktivovaná odolnost na původní odolnosti v ohybu (byla stanovená během permanentného měření za ambientních podmínek). Tyto podíly mohou být považovány za zbývající zatížitelnost a jsou sestaveny v následující tabulce. Následně jsou podrobně sestaveny a exemplárně zobrazeny výsledky vyhodnocování permanentního monitorování vzhledem k zatížitelnosti.
zbývající zatížitelnost pozorovaná hodina pro měsíc 05.2006 06.2006 07.2006 08.2006 09.2006 10.2006 11.2006 12.2006 01.2007 02.2007 03.2007 04.2007 05.2007 06.2007 07.2007
zbývající zatížitelnost
BRIMOS®_PAVM zbývající zatížitelnost
rychlost větru
směr větru
analýza
∆ f2 [Hz]
EI2 [%]
∆ f3 [Hz]
EI3 [%]
∆ f4 [Hz]
EI4 [%]
maximum [km/h]
průměr [km/h]
průměr [ °]
relevantní směr
0,030 0,015 0,002 0,120 0,015
95,6 97,8 99,6 78,6 97,8
-------
-------
0,060 0,077 0,080
97,3 96,4 96,2
0,295
84,1
---
---
-----
0,021
99,0
53,64 37,08 57,10 52,06 73,44
34,02 22,75 32,58 21,56 45,79
112 - 126 70 - 138 102 - 145 146 - 202 87 - 119
východo-západní východo-západní severo-jižní severo-jižní východo-západní
-----------
-----------
---
---
---
---
39,35 39,53 64,22
20,74 22,54 37,55
69 - 122 69 - 118 109 - 110
východo-západní východo-západní východo-západní
---
---
---
---
96,4 98,8 98,2
64,22 47,88 64,98
46,62 30,42 41,76
66 - 73 67 - 78 69 - 89
východo-západní východo-západní východo-západní
---
---
-----
0,045 0,016 0,155
89,4 94,3 67,0
0,130 0,075 0,48
91,6 93,8 71,1
---
---
0,033 0,030 0,004
96,1 96,7 99,5
-----
-----
0,015 0,035
99,1 97,9
0,092 0,031 0,046
-----
-----
---
---
---
---
---
---
0,096
96,4
66,96
27,00
110 - 114
východo-západní
---
---
0,040
95,5
Tab. 1: Celková analýza zbývající zatížitelnosti a porovnání během uzavřeného jednoročního cyklu dynamického monitorování pod vlivem silného větru
Všechny výsledky (Tab. 1) ale ukazují jeden jednoznačný, společný znak. Druh dynamické odezvy za silného větru se totiž zásadně změní oproti plánovánému. Za takových podmínek se vytvoří nelineární charakteristika vybraných vlastních frekvencí, která velice silně koreluje s trendem křivky rychlosti větru. Účinek vytrvale působících nárazů větru je očividný a je potvrzen zejména srovnáním Obr. 5 - Obr. 7. Přírůstek vytrvalého zatížení větrem je nevyhnutelně spojen s poklesem dynamické tuhosti a obráceně. Průzkum odhalil, že změna druhu dynamického chování nosného systému – způsobená nadměrným zatížením větrem - je vzhledem k zatížitelnosti znepokojivá, protože se jedná o nereverzibilní jev. Tento poznatek je zejména potvrzen faktem, že základní vlastní frekvence, která nejlépe reprezentuje celkové dynamické chování nosné konstrukce, v rámci všech studií citlilvosti dynamické tuhosti za různého zatížení zůstává absolutně stabilní. Proto lze definitivně říct, že dynamická odezva za hlavního zatížení ukazuje teprve skutečný provozní stav, za kterého je odhalen a kvantifikován vliv systematické degradace a závažných trhlin. Aplikovaná metodika prokazuje, že permanetní monitorování jednoho ročního cyklu v rámci střídavého namáhání podél východo-západní osy indikuje pokles zbývající zatížitelnosti v ohybu na 67,0 %. V rámci střídavého namáhání podél severo-jižní osy aplikovaná metodika indikuje pokles zbývající zatížitelnosti v ohybu na 78,6 %. Ačkoliv za pravděpodobného přetížení nosné konstrukce trendy vyšších vlastních frekvencí (dynamické odolnosti) velice silně korelují s trendem křivky rychlosti větru, nedá se poznat zákonitost mezi hodnotami zbývající zatížitelnosti a zatížením větrem. Důvodem je velice individuální charakteristika 6
nárazů větru a zároveň střídavý směr zatížení během analyzovaných, relevantních časových úseků. 8.8.2006 EXTWS_0608 m/s 14.5
0.3 10:30
10:40
10:50
11:00
11:10
11:20
10:40
10:50
11:00
11:10
11:20
10:40
10:50
11:00
8.8.2006 EXTWS_0608_10 m/s 8 7 6 5 10:30 8.8.2006 EXTWD_0608_10 * 250 200 150 10:30
11:10
11:20
8.8.2006
Obr. 3: Měřená rychlost větru (vlevo nahoře), vyladěný pohyblivý průměr 10 minut rychlosti větru (vlevo uprostřed), měřený směr větru (vlevo dole) a výsledný směr zatížení (vpravo)– SRPEN 2006 mg 9.00 8.75 8.50 8.25 8.00 7.75 7.50 7.25 7.00 6.75 6.50 6.25 6.00 5.75 5.50 5.25 5.00 4.75 4.50 4.25 4.00 3.75 3.50 3.25 3.00 2.75
intenzita
2.50 2.25 2.00 1.75 1.50 1.25 1.00 0.75 0.50 0.25 0.00 0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
4.0
4.5
5.0
5.5
6.0 Hz
frekvence
čas
frekvence 1.
2.
3.
4.
Vlastní frekvence dle úvodního měření metodou BRIMOS®
Obr. 4: Trend zatížitelnosti pomocí dynamické tuhosti E4FBAy (0 - 6 Hz) pod vlivem silného větru – permanentní monitorování během 1 reprezentativní hodiny v srpnu 2006
7
mg 4.4 4.2 4.0 3.8
intenzita
3.6 3.4 3.2 3.0 2.8 2.6 2.4 2.2 2.0 1.8 1.6 1.4
frekvence
1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 0.0 230
240
250
260
270
280
290
300
310
320
330
340
350
360
10:40 10:30 8.8.2006 0.3
EXTWS_0608
m/s 14.5
10:30 8.8.2006 5
6
frekvence
m/s 7
EXTWS_0608_10
10:40
čas
10:50
10:50
11:00
11:00
11:10
11:10
11:20
11:20
mHz
Obr. 5: Trend zatížitelnosti (nahoře & vlevo dole) pomocí dynamické tuhosti E4FBAy (0,1 - 0,5 Hz) pod vlivem silného větru (vpravo dole) – permanentní monitorování během 1 reprezentativní hodiny v srpnu 2006
mg 2.3 2.2 2.1
Aplikovaná metodika prokazuje, že během permanentního monitorování 1 reprezentativní hodiny v srpnu 2006 pod vlivem silného větru (max = 52,06 km/h, průměr = 21,56 km/h; relevantní směr severo - jižní) byl zaregistrován pokles odolnosti v ohybu na 78,6 %.
2.0 1.9 1.8 1.7 1.6 1.5 1.4 1.3
intenzita
1.2 1.1 1.0 0.9 0.8
Křivka dynamické tuhosti velice silně koreluje s trendem křivky rychlosti větru.
0.7 0.6 0.5 0.4
frekvence
0.3 0.2 0.1 0.0 0.80
0.85
0.90
0.95
1.00
1.05
1.10
1.15
1.20
1.25
1.30 Hz
11:20
0.75
10:30 8.8.2006 0.3
EXTWS_0608
m/s 14.5
10:30 8.8.2006 5
6
frekvence
m/s 7
EXTWS_0608_10
10:40
čas
10:40
10:50
10:50
11:00
11:00
11:10
11:10
11:20
0.70
Obr. 6: Trend zatížitelnosti (nahoře & vlevo dole) pomocí dynamické tuhosti E4FBAy (0,8 - 1,2 Hz) pod vlivem silného větru (vpravo dole) – permanentní monitorování během 1 reprezentativní hodiny v srpnu 2006
8
mg 9.0 8.5 8.0
Aplikovaná metodika prokazuje, že během permanentního monitorování 1 reprezentativní hodiny v srpnu 2006 pod vlivem silného větru (max = 52,06 km/h, průměr = 21,56 km/h; relevantní směr severo - jižní) byl zaregistrován pokles odolnosti v ohybu na 84,1 %.
7.5 7.0 6.5 6.0 5.5
intenzita
5.0 4.5 4.0 3.5 3.0 2.5
Křivka dynamické tuhosti velice silně koreluje s trendem křivky rychlosti větru.
2.0 1.5
frekvence
1.0 0.5 0.0 3.15
3.20
3.25
3.30
3.35
3.40
3.45
3.50
3.55
3.60
3.65
3.70
10:30 8.8.2006 0.3
EXTWS_0608
m/s 14.5
10:30 8.8.2006 5
6
frekvence
m/s 7
EXTWS_0608_10
10:40
čas
10:40
10:50
10:50
11:00
11:00
11:10
11:10
11:20
11:20
Hz
Obr. 7: Trend zatížitelnosti (nahoře & vlevo dole) pomocí dynamické tuhosti E4FBAy (3,1 - 3,8 Hz) pod vlivem silného větru (vpravo dole) – permanentní monitorování během 1 reprezentativní hodiny v srpnu 2006
3.2
Analýza dilatačního chování svislých trhlin
Následně jsou podrobně sestaveny a exemplárně zobrazeny výsledky vyhodnocování permanentního monitorování vzhledem k chování závažných svislých trhlin. Všechny výsledky (Tab. 2) ukazují jeden jednoznačný, společný znak pod vlivem teploty okolí. Během monitorovaného ročního cyklu střídavých podmínek teploty se vytvoří křivka dilatačního pohybu, která velice dobře koreluje s trendem průměrné teploty. Přírůstek teploty okolí je nevyhnutelně spojen s postupným roztažením svislých trhlin a obráceně. Maximální odchylka dilatačního pohybu svislé trhliny na západní straně – způsobená vlivem teploty okolí – byla během monitorování ročního cyklu zaregistrovaná s hodnotou 0,081mm, což odpovídá 4 % referenční šířky (stanovené v oblasti 2 mm – [3]). Maximální odchylka dilatačního pohybu svislé trhliny na jižní straně – způsobená vlivem teploty okolí – byla během monitorování ročního cyklu zaregistrovaná s hodnotou 0,226mm, což odpovídá 9,1 % referenční šířky (stanovené v oblasti 2,5 mm - [3]). Výsledky chování svislých trhlin pod vlivem silného větru ukazují následující, společný znak. Během monitorovaného ročního cyklu se vytvořila křivka dilatačního pohybu svislé trhliny na západní straně, která velice dobře koreluje s křivkou rychlosti větru, pokud souvisí s namáháním podél severo-jižní osy. Křivka dilatačního pohybu svislé trhliny na jižní straně velice dobře koreluje s křivkou rychlosti větru, pokud souvisí s namáháním podél východozápadní osy. Maximální odchylka průměrného dilatačního pohybu svislé trhliny na západní straně – způsobená vlivem silného větru – byla během monitorování ročního cyklu zaregistrovaná s hodnotou 0,117 mm, což odpovídá 5,9 % referenční šířky (stanovené v oblasti 2 mm 9
[3]). Maximální odchylka průměrného dilatačního pohybu svislé trhliny na jižní straně – způsobená vlivem silného větru – byla během monitorování ročního cyklu zaregistrovaná s hodnotou 0,089 mm, což odpovídá 3,6 % referenční šířky (stanovené v oblasti 2,5 mm [3]).
vybraná svislá trhlina - ochoz č. 5 (na západní straně) pozorovaná hodina pro měsíc 05.2006 06.2006 07.2006 08.2006 09.2006 10.2006 11.2006 12.2006 01.2007 02.2007 03.2007 04.2007
min [mm]
max [mm]
3,54 2,98 3,49 2,96 2,97
3,57 3,02 3,53 3,03 3,02
BRIMOS_PAVM vybraná svislá trhlina - ochoz č. 5 (na jižní straně)
dilatační pohyb dilatační pohyb průměr za za silného větru během ročního silného větru [mm] cyklu [mm] 3,56 3,00 3,51 3,00 3,00
0,031 0,033 0,033 0,070 0,054
0,554 -0,002 0,506 -0,005 -0,006
min [mm]
max [mm]
-0,09 -0,19 -0,16 -0,18 -0,21
-0,05 -0,16 -0,13 -0,12 -0,16
dilatační pohyb dilatační pohyb průměr za za silného větru během ročního silného větru [mm] cyklu [mm] -0,07 -0,18 -0,14 -0,15 -0,17
0,043 0,032 0,029 0,058 0,057
teplota
průměr [ °C]
0,075 -0,025 0,006 0,003 -0,022
22,6 26,5 24,0 19,1 24,0
---
---
---
---
---
---
---
---
---
---
---
2,96 2,98 2,99
3,03 3,02 3,01
2,99 3,00 3,00
0,067 0,044 0,021
-0,009 -0,004 -0,004
-0,28 -0,28 -0,37
-0,22 -0,25 -0,30
-0,24 -0,26 -0,33
0,058 0,034 0,063
-0,093 -0,113 -0,184
9,0 5,6 -2,6
---
---
---
---
---
---
---
---
---
---
---
3,02 2,99
3,14 3,07
3,08 3,03
0,117 0,085
0,081 0,028
-0,42 -0,42
-0,33 -0,34
-0,37 -0,38
0,089 0,081
-0,222 -0,226
-2,0 -1,9
Tab. 2: Celková analýza dilatačního pohybu vybraných svislých trhlin během uzavřeného jednoročního cyklu dynamického monitorování pod vlivem silného větru a teploty
Ačkoliv za pravděpodobného přetížení nosné konstrukce křivky dilatačního pohybu svislých trhlin velice dobře korelují s křivkami rychlosti větru, nedá se poznat zákonitost mezi hodnotami pohybu trhlin a zatížením větrem. Tento fakt byl také pozorován v rámci analýzy dynamické tuhosti vzhledem k stanovení zatížitelnoti. Důvodem je opět velice individuální charakteristika nárazů větru a zároveň střídavý směr zatížení během analyzovaných, relevantních časových úseků.
4. ZÁVĚREČNÝ POSUDEK 4.1
Popis problematiky
Po 30 letech provozu 200m vysokého továrního komínu je zatížitelnost železobetonového dříku podstatně snížená. Důvodem je velké množství závažných svislých trhlin (s šířkou > 2mm), jejichž délky standardně přesahují desítky metrů. Tyto otevřené trhliny vznikly extrémními rozdíly mezi teplotami na vnější a vnitřní straně železobetonového dříku (v technické zprávě firmy Teplotechny z roku 1974 je teplota spalin stanovena na 250 °C). Dodatečně se nestacionární (nestálý) vliv teploty - a jeho distribuce v příčném řezu nosné konstrukce - denními cykly stejně jako provozními cykly neustále mění. Další příčinou zeslabení železobetonového dříku může v této souvislosti být teplotní šok (prudká změna teploty) v rámci náhlé obnovy provozu, kondenzace a pronikání dešťové vody. Za popsaných podmínek rozdílných teplot se obvykle vytvoří nelineární charakteristika, která způsobuje podružné namáhání železobetonového pláště. Do dříku je vnesené dodatečné zatížení v ohybu, které působí směrem do kruhu. Následkem jsou tahová a tlaková napětí, která se sčítají s vnitřním napětím – daným zabráněnou deformací. Překročí-li napětí na okraji chladnější strany železobetonového dříku mez pevnosti v tahu, 10
vznikne první svislá trhlina. V závislosti na druhu betonu vznikají trhliny při gradientu v oblasti 15 - 20 °C.
Obr. 8: Mechanizmus tvoření trhlin v komínových konstrukcích ze železobetonu [5]
Hodnocení stavu nosné konstrukce indikuje pozvolné rozdělení železobetonového dříku na jednotlivé svislé lamely velkým množstvím zavážných svislých trhlin (s šířkou > 2mm), s korodující výztuží a plastickými jevy (obnažení výztuže). Dále bylo na povrhu dříku nalezeno i podstatné množství kratších svislých trhlin s šířkami (ca. 0,2mm), které jsou pravděpodobně následkem výstavby pomocí posuvného bednění.
Obr. 9: Přírůstek tlakového napětí v rozpukaném dříku [5] (vlevo) – dělicí svislé trhliny na objektu ŠKOENERGO (vpravo)
Ve svislých trhlinách se přenáší namáhání příčným tahem od tíhy betonového dříku a namáhání smykem za ohybu pouze na kruhovou výztuž. Možnost selhání této výztuže se u komínových konstrukcí obvykle ukazuje stálým přírůstkem šířek popsaných svislých trhlin. Jestliže rozmístění, množství, průměr a jakost povrchu výztuže stejně jako tloušťka a pevnost betonu nejsou dostatečné, není možné adekvátně omezovat dilatační pohyb svislých trhlin. V případě tohoto komínu je v rámci silného namáhání větrem registrován tak velký přírůstek šířky trhliny, že je nejisté, zda je v těchto místech silně namáhaná kruhová výztuž vůbec ještě schopná zachycovat bezpečně tahové a smykové síly, které působí kolmo k popsaným trhlinám. Z pružného zvětšení šířky trhlin vlivem větru o 4 % (referenční hodnota 2,5mm - jih) a o 6% (referenční hodnota 2,0 mm - západ), lze usoudit, že výztuž nemá soudržnost s betonem v okolí trhliny do vzdálenosti min. 50 mm (jih) a do vzdálenosti min. 60 mm (západ). Široké trhliny a nedostatečné ozubení částí průřezu, které jsou porušeny trhlinami, podporují tendenci postupného rozdělení původně monolitického železobetonového dříku 11
do lamelových součástí s velkou délkou. Tím je působení nosné konstrukce jako převislý konec během vodorovného namáhání větrem silně omezeno a přenášení smykových sil, podporované třením v trhlinách už není zajištěno v žádáném rozsahu.
Obr. 10: Ohrožení překlopením vzhledem k nedostatečné odolnosti (plastický kloub) pod silným zatížením [6] (vlevo) – přetížení kruhové výztuže v oblasti ochozu č. 5 objektu ŠKO-ENERGO (vpravo)
4.2
Shrnutí výsledků dynamických měření
Z průzkumu vyplývá, že zatížitelnost a funkčnost nosné konstrukce v době průzkumu už nejsou zajištěny v plném rozsahu. Selhání se ze současného hlediska při vysokém zatížení nedá vyloučit. Z dynamického chování vyplývá problematický provozní stav. Hlavním důvodem je podstatný pokles dynamické odolnosti (zatížitelnosti) a tím omezená funkčnost. Uvedený pokles je způsoben pokročilou degradací tuhosti konstrukce v horní čtvrtině komínu pro oba analyzované hlavní příčné směry X a Y. Obdržené výsledky v rámci porovnání analytických výpočtů (= nepoškozený referenční stav) a měření metodou BRIMOS potvrzují hodnocení vzhledem k degradaci tuhosti nosné konstrukce. Aplikovaná metodika prokazuje, že permanetní monitorování jednoho ročního cyklu v rámci střídavého namáhání podél východo-západní osy indikuje pokles zbývající zatížitelnosti v ohybu na 67,0 %. V rámci střídavého namáhání podél severo-jižní osy aplikovaná metodika indikuje pokles zbývající zatížitelnosti v ohybu na 78,6 %. V rámci mezinárodních studií [4], [5] & [6] podobně problematických komínových konstrukcí byly za simulování realistických podmínek – zejména implementace lokálně degradovaných částí – obdrženy zbývající zatížitelnosti v oblasti 70 %, což také potvrzuje posudek předloženého diagnostického průzkumu. 12
4.3
Hodnocení podle BRIMOS® klasifikace
Zařazení továrního komínu do klasifikace na základě dynamické charakteristiky podle BRIMOSu dobře ověřuje skutečné mechanické chování nosné konstrukce, které se porovnává s původně plánovaným, projektovaným chováním. Klasifikace bere ohled jak na vizuální a manuální inspekci, tak i na dynamické měření a na analytický výpočet metodou konečných prvků. Na základě této klasifikace je stanoven celkový provozní stav, zatížitelnost a je kontrolováno bezpečné užívání. Ověření a kvantifikování zatížitelnosti je provedeno korelací dynamického měření - to znamená z relevantních dynamických parametrů (vlastní frekvence, tvar kmitání, intenzita kmitání a tlumení na celé nosné konstrukci) - s teoretickým modelem komínu s metodou konečných prvků a studií citlivosti trendu dynamické tuhosti za zároveň monitorované rychlosti a směru větru. Pro rozšířenou interpretaci výsledků jsou vyhodnocení a výsledky porovnány s jinými relevantními měřeními z BRIMOS®-databáze. Klasifikace:
C
C
C
Kat. A: dobrý stav
Kat. B: dobrý stav, s lokálními poruchami
Kat. C: problematický stav
Obr. 11: Klasifikace – tovární komín Mladá Moleslav – Objekt ŠKO-ENERGO
Zařazení železobetonového komínu do klasifikace podle BRIMOSu indikuje kategorii C – tj. problematický provozní stav. Hlavním důvodem je podstatný pokles zatížitelnosti (dynamické odolnosti) a tím omezená funkčnost - způsobená pokročilou degradací tuhosti konstrukce v horní čtvrtině komínu pro oba analyzované hlavní příčné směry X a Y.
5. NÁVRH OPATŘENÍ A DOPORUČENÍ 5.1
Opatření
Okamžitá opatření:
ŽÁDNÁ
Krátkodobá opatření:
Zkrácení želozobetonového komínu až pod ochoz číslo 5. Zbývající konstrukci lze trvale zesílit volnou výztuží (jednotlivé předpínací prvky – monostrandy) v určitých výškových rozmezích a zároveň zainjektovat závažné svislé trhliny. 13
Střednědobá opatření: Dlouhodobé opatření:
5.2
Ověření úspěchu konstrukčního zásahu přejímacím diagnostickým měřením metodou BRIMOS Pozorování a kontrola vývoje provozního stavu periodickým dynamickým měřením metodou BRIMOS v časovém intervalu tří let.
Doporučení
Z důvodu podstatného klesnutí zatížitelnosti (dynamické odolnosti) - způsobeného pokročilou degradací konstrukce – je doporučeno pro další provozování zkrácení želozobetonového komínu až pod ochoz číslo 5 (=> nová výška přibližně 165m). Tento zásah by nejen zabránil posunutí degradace do nižších částí konstrukce, ale znamenal by i podstatné snížení zatížení celého komínu větrem. Dodatečně by tak byla redukována plocha sanování a tím i náklady budoucí údržby. Zbývající konstrukci lze dodatečně trvale zesílit volnou výztuží (jednotlivé předpínací prvky – monostrandy) v určitých výškových rozmezích. Cílem je obnova celkové odolnosti. Předpětím by do železobetonového dříku směrem do kruhu byly vneseny normálové tlakové síly. Žádoucí přenášení sil, podporované třením v trhlinách, by bylo nutné dodatečně zajistit zainjektováním závažných trhlin. Realizovaným postupem by bylo možné kontrolovat stav zesílení a hodnoty účinných výztužných sil. Po dokončení konstrukčního zásahu je doporučeno ověření úspěchu či působení zesílení přejímacím diagnostickým měřením dynamického chování metodou BRIMOS. Průzkum by byl založen na podrobně vybudované znalosti o dosavadním dynamickém chování továrního komínu (úvodní průzkumné měření metodou BRIMOS® 2005 & permanentní monitorování jednoho ročního cyklu zatížitelnosti a odolnosti pod vlivem silného větru 2006-2007). V rámci dalšího provozování továrního komínu každopádně doporučujeme pozorování vývoje stavu během zbývající životnosti pomocí periodického měření dynamického chování. Rozsáhlost předloženého diagnostického díla metodou BRIMOS umožňuje periodické kontroly nosné konstrukce v časovém intervalu tří let, které jsou daleko méně náročné. Tento postup by sloužil jako doklad o případném výskytu, rozvoji a působení zvolna postupujících procesů, které by dále omezovaly zatížitelnost a funkčnost komínu (změny či setrvalost dynamického chování konstrukce).
6. LITERATURA [1] [2]
[3]
[4]
H. Wenzel, R. Veit.: BRIMOS BRIdge Monitoring System – Diagnostika mostů založená na ambientním měření kmitání ;Sborník 10. mezinárodního sympozia MOSTY 2005, Sekurkon, Brno, Česká Republika, Duben 2005, ISBN 80-86604-17-9 R. Veit, Z. Jeřábek.: Monolitický železobetonový komín_Mladá Boleslav - Dynamická charakteristika nosné konstrukce metodou BRIMOS; Sborník 16. mezinárodního sympozia SANACE 2006, SSBK, Brno, Česká Republika, Květen 2006, ISSN 1211 – 3700 R. Veit-Egerer, Z. Jeřábek.: Permanentní monitorování dynamického chování továrního komínu metodou BRIMOS - Předběžná analýza vzhledem k provoznímu stavu; Sborník 17. mezinárodního sympozia SANACE 2007, SSBK, Brno, Česká Republika, Květen 2007, ISSN 1211 - 3700 Wippel, H.; Steidle, P.: Instandsetzung des durch vertikale Trennrisse stark geschädigten Schafts eines Industrieschornsteins. Beton- und Stahlbetonbau, Ernst & Sohn, Berlin 1991.
14
[5] [6] [7] [8]
Noakowski, P.; Breddermann, M.; Harling, A.; Schnetgöke, J.: Rißbildung in turmartigen Tragwerken – Schleuderbetonmast versus Stahlbetonschornstein. Beton- und Stahlbetonbau, Ernst & Sohn, Berlin 2005. Noakowski, P.; Breddermann, M.; Harling, A.; Rost, M.; Potratz, S.; Leszinski, H.: Verstärkung turmartiger Bauwerke – Typische Schwächungen und ihre Behebung. Beton- und Stahlbetonbau, Ernst & Sohn, Berlin 2003. Wenzel H., Pichler D.: Ambient Vibration Monitoring; J. Wiley and Sons Ltd, ISBN 0470024305; Chichester England, April 2005 Blevins, R.D.: „Formulas for natural frequency and mode shape“ Van Regional Company, New York 1979
15
