MOSTY - Beton TKSB ETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE 4/2009 1 Ročník: devátý...

4 / 2 0 0 9

M O S T Y

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

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR

Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4

tel.: 246 030 153


www.svb.cz

SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH

KONSTRUKCÍ

Sirotkova 54a, 616 00 Brno

tel.: 541 421 188, fax: 541 421 180

mobil: 602 737 657


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


www.cbsbeton.eu

3 /

4 8 /

1 0 /

S I L N I Č N Í O K R U H K O L E M P R A H Y

T Ě Ž K É P O D S K R U Ž E N Í P R O V E L K É Z A T Í Ž E N Í

L Á V K Y K O M B I N U J Í C Í P Ř E D P J A T Ý P Á S S O B L O U K Y

/ 3 4

/ 2 8

F R I T Z L E O N H A R D T ( 1 9 0 9 – 1 9 9 9 )

M O S T Y N A M I M O Ú R O V Ň O V É M P R O P O J E N Í S I L N I C E I I / 4 6 8 A P R Ů M Y S L O V É Z Ó N Y

V T Ř I N C I - B A L I N Á C H

2 0 / V I A D U K T 5 2 1 5 S T A V B Y D Á L N I C E D 4 7 0 5

/ 9 2M E T R O V D I L L Í

B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 9 11

Ročník: devátýČíslo: 4/2009 (vyšlo dne 14. 8. 2009)Vychází dvouměsíčně

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

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

Redakční rada:Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, Prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (před seda), Prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místo-předseda), 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.

Grafický návrh: DEGAS, grafický ateliér,Heřmanova 25, 170 00 Praha 7

Sazba: 3P, s. r. o., Radlická 50, 150 00 Praha 5

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

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

Redakce, objednávky předplatného a inzerce:tel.: 224 812 906, 604 237 681, 602 839 429e-mail: [email protected]

[email protected]

Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovnéa balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH21 EUR (+ poštovné a balné 7,20 EUR), cena bez DPH, studentské 270,- Kč (včetně poštovného, bez DPH)

Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157ISSN 1213-3116Podávání 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

BETON TKS je přímým nástupcem časopisůBeton a zdivo a Sanace.

O B S A H

Ú V O D N Í K

Milan Kalný / 2

T É M A

SI LN IČ N Í OKR U H KOLE M PR AHY, STAVBA 514Patrik Kotas, Petr Šafránek, František Hanuš, Milan Šístek / 3

S T A V E B N Í K O N S T R U K C E

LÁVKY KOM B I N U J ÍC Í PŘ E DPJAT Ý PÁS S OB LOU KY

Jiří Stráský, Radim Nečas, Libor Hrdina, Petr Štefany / 1 0

MOST PŘ ES MALŠ I V ROU DN É M

Radek Falář, Milan Kodet, Lukáš Vráblík / 1 7

VIADU KT 5215 STAVBY DÁLN IC E D4705Pavel Svoboda, Ilja Hustý, Martin Formánek, Antonín Brnušák, Ivan Batal / 2 0

RE KONSTR U KC E MOSTU PŘ ES Ř E KU SVATAVU NA S I LN IC I 21042 V OBC I OLOVÍ

Jan Procházka, Luděk Oberhofner, Radek Toman / 2 4

MOST Y NA M I MOÚ ROVŇOVÉ M PROP OJ E N Í S I LN IC E I I/468 A PR Ů MYSLOVÉ ZÓNY V TŘ I NC I-BAL I NÁC H

Marek Foglar, Pavel Fischer / 2 8

FR ITZ LEON HAR DT (1909 – 1999)Karel Dahinter / 3 4

MOST M EZ I STALET Í M I

Jana Margoldová / 4 2

M AT E R I Á L Y A T E C H N O L O G I E

VLIV PŘ I DÁN Í ANORGAN IC KÝC H P IG M E NTŮ NA TRVAN L IVOST B ETON U

Francisco C. de Arruda Coelho / 4 4

TĚŽKÉ P ODSKR UŽE N Í PRO VE LKÉ Z AT ÍŽE N Í

Jan Sedláček / 4 8

MI MOSTAVE N ISKOVÁ DOPR AVA Č E RST VÉ HO B ETÓN U A VPLY V TE PLOT Y PROSTR E DIA

Peter Briatka, Lukáš Štefánik, Peter Makýš / 5 0

DODATEČ N É PŘ E DP Í NÁN Í MOSTŮ SO 204 A SO 209.2 NA SOKP 514Pavel Vaněk / 5 6

S A N A C E

IN J E KTÁŽ TR H L I N A DUT I N V B ETON U ČÁST 2: VÝB Ě R A P OUŽ IT Í I N J E KTÁŽN ÍC H MATE R IÁLŮ

Holger Graeve / 5 9

CE M E NTOB ETÓNOVÉ VOZOVKY NA P OHYBOV ÝC H PLOC HÁC H LET ÍSK – NAMÁHAN I E , P OR UC HY OPR AV Y

Ľudmila Bartošová, Miroslav Fogel / 6 4

P R O F I L Y

V OB DOB Í KR IZE C HYSTÁ EXPANZ I DO EVROPY / 6 9

E K O L O G I E

PROT I H LU KOVÉ STĚ NY Z LE H KÉ HO M EZE ROVITÉ HO B ETON U A J E J IC H SC HOPNOST SN IŽOVAT ZN EČ IŠTĚ N Í OVZDUŠ Í

Michala Hubertová, Ondřej Matějka / 7 0

V Ě D A A V Ý Z K U M

K OTÁZC E STANOVE N Í ZTR ÁT PŘ E DPĚT Í V PRVC ÍC H A KONSTR U KC ÍC H Z PŘ E DPJATÉ HO B ETON U

Lukáš Vráblík, Jan Loško, Vladimír Křístek / 7 4

DYNAM IC K Á ODEZVA B ETONOV ÝC H L ÁVE K

Jiří Stráský, Radim Nečas, Jan Koláček / 8 0

N O R M Y • J A K O S T • C E R T I F I K A C E

ZNOVU K Ú DA J NÝM PROB LÉ M Ů M S MODU LE M PR UŽNOST I B ETON U, MOŽNOST J E HO SPEC I F I K AC E DLE ZM Ě NY Z3 ČSN EN 206-1Pavel Rieger, Alain Štěrba / 8 8

S P E K T R U M

METRO V DI LL Í

Pavel Hustoles / 9 2

A K T U A L I T Y

SE M I NÁŘ E, KON FE R E NC E A SYM P OZIA / 9 6

F I R E M N Í P R E Z E N T A C E / 9 6

/ 2

/ 3

1 0

O P O T Ř E B Ě Z M Ě N Y

Ú V O D N Í K

2 B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 9

E D I T O R I A L

Milé čtenářky, vážení čtenáři,musím říci, že i když mnoho nových teo-rií, objevů a vynálezů znamenalo skutečnou revoluci, nemám z principu změny skokem příliš rád. Vždycky se ptám, zda technický či technologický pokrok je i pozitivním posu-nem v kvalitě života, zda přináší lepší prostře-dí, rozumnější chování lidí, zda usnadňuje vzájemnou komunikaci a zda je možné vrá-tit věci do původního stavu, pokud se novin-ka neosvědčí. Zda vytvořená hodnota je sku-tečně nová a přínosná. Změna teorie navrho-

vaní konstrukcí nemusí přirozeně znamenat i hodnotnější kon-strukce, jejich lepší používání, ani kvalitnější život v takto navrh-nutých stavbách.

Pro navrhování mostů a předpjatých betonových konstruk-cí bude příští rok znamenat skutečnou revoluci. Koncem břez-na 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 spe-cializovaných odborníků po značně dlouhou dobu. V porovná-ní s některými národními předpisy se zřetelně projevují výhody i nedostatky takto sestavených kompromisních dokumentů. Pra-vidla 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 konstruk-cí v osmdesátých létech, což znamená, že v některých oblastech již nepostačuje současné praxi. Proto má být v roce 2010 vydá-na 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 celo-evropská norma přenos poznatků, rozvoj podnikání bez omeze-ní hranicemi a odlišnými předpisy a posiluje roli evropského sta-vebnictví 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 nároč-nosti 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 sou-časně bezpečná, spolehlivá, hospodárná, elegantní a má prove-ditelné detaily, technologie i snadnou údržbu.

Zejména navrhování předpjatých konstrukcí s postupnou metodou výstavby a z různých materiálů spolupůsobících v prů-řezu i v konstrukci vyžaduje mít plně pod kontrolou všech-ny podstatné vlivy na průběh vnitřních sil v konstrukci a jejich změny. Tuto kontrolu lze velmi obtížně zajistit, pokud se pou-žívají 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 stávají-cí normy podle teorie dovolených namáhání, které jsou v řadě

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 čin-nost neměla ani smysl. Přesto však nelze na normotvorný pro-ces rezignovat. Pokud chceme tento proces ovlivňovat, musí se naši odborníci z praxe více zapojit do přípravy a připomínková-ní 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 princi-pů a podkladů jako EC2, ale jsou z hlediska použití v praxi jedno-dušší, stručnější a jasnější. Pro návrh předpjatých konstrukcí jsou mezní stavy použitelnosti obvykle rozhodující a je příznačné, že obě tyto normy umožňují ověřovat použitelnost konstrukce jedno-duše 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 pří-pustného tahového napětí z EC2 prakticky zmizel a posouzení prováděná pomocí porovnání dvou sumárně stanovených průře-zových hodnot nemají stejnou vypovídající schopnost.

Výbor České betonářské společnosti si uvědomuje, že zave-dení evropských norem pro navrhování betonových konstrukcí znamená velkou komplikaci, které jsou pro projektové a staveb-ní firmy a společnosti. Podstatně vzroste složitost a rozsah sta-tických výpočtů, aniž se zvětší jejich výstižnost a přehlednost. Navržené konstrukce mohou být méně konkurenceschopné vzhledem k jiným materiálům, čas na jejich projektování se pro-dlouží 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 doká-žou s přechodem vypořádat, i pro ně je to však nákladný pro-ces. Pro menší firmy zatím neexistují vhodné postupy, komen-táře a pomůcky a hrozí i rozdílná úroveň projektů, které v čes-kém prostředí budou realizovány bez patřičné technické kontro-ly 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 přecho-du 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 dou-fejme i důležitější než sponzorování jiných aktivit.

Ing. Milan Kalný

předseda České betonářské společnosti

T É M A

R I N G R O A D R O U N D P R A G U E , C O N S T R U C T I O N 5 1 4S I L N I Č N Í O K R U H K O L E M P R A H Y , S T A V B A 5 1 4

B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 9 3

T O P I C

P AT R I K K OTA 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 , M I L A N Š Í S T E K

Příspěvek seznamuje čtenáře s dopravně-urbanistickou a archi-tektonickou 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 eta-pách vytváří jeden ze dvou dopravně nejdůležitějších okružních systémů hlavního města Prahy. Vnější silniční okruh je rozdělen na několik samostatných staveb, které jsou budovány postup-ně a v různých časových etapách. V západní části území Prahy na již zprovozněný úsek Ruzyně–Zličín–Slivenec navazuje veli-ce významný úsek, který propojuje dálnici D5 směrem na Plzeň a Norimberk s dálnicí D1 směrem na Brno. Tento úsek je tvo-řen třemi stavbami označenými jako 512, 513 a 514. Právě

stavba 514 má svůj počátek u mimoúrovňové křižovatky stáva-jícího ukončení rychlostní čtyřproudé komunikace poblíž Sliven-ce v místě napojení tzv. Barrandovské výstupní komunikace. Ta v současnosti svádí veškerou tranzitní dopravu z dosud nedo-stavěného vnějšího silničního okruhu na městský okruh. Bar-randovská výstupní komunikace tak přivádí velké množství tran-zitní 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 mnohaki-lometrové kolony kamionů jsou dokladem mimořádné, napro-

Obr. 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 pěšíFig. 4 Visualization of the bridge across the Berounka River with

a hung footbridge

1

2

3

4

T É M A


T O P I C

sto neoddiskutovatelné potřebnosti vnějšího silničního okruhu. Právě rozestavěný soubor staveb 512, 513 a 514 by měl vyře-šit 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 A R C H I T E K T O N I C K Á K O N C E P C E M O S T Ů P Ř E S Ú D O L Í B E R O U N K Y

Stavba 514 je ze souboru uvedených tří staveb po stránce technických požadavků a urbanistického začlenění do složité-ho terénního reliéfu určitě nejnáročnějším úsekem. Ve směru od Zličína totiž obsahuje několik mostních objektů, významný tunel a vrcholí složitou mimoúrovňovou křižovatkou přes rych-lostní komunikaci ve směru na Strakonice. Navazující přemostě-ní Vltavy již náleží k sousední stavbě 513.

Širší urbanistické a krajinářské vztahyTrasa rychlostní komunikace stavby 514 probíhá velmi atraktiv-ní, místy dramatickou krajinou z velké části ve stávající zeleni, která je zejména pro Pražany velmi cenná. Prochází či se dotý-ká významných přírodních lokalit, a to hlavně Lochkovského pro-filu, Slavičího údolí a oblasti Krňák. Překlenuje Lochkovské údolí, Radotínskou nivu, Berounku (obr. 1) a následně tok Vltavy. Urba-nisticko–architektonické řešení bylo motivováno snahou mini-málně narušit tyto lokality a vytvořit symbiózu moderní stavby s důležitými krajinnými prvky.

Trasa ve směru od Slivence klesá směrem na jih, kde nejpr-ve vytváří mimoúrovňovou křižovatku Lochkov, následně se táh-lým levosměrným obloukem stáčí a přechází významným most-ním objektem Lochkovské údolí a dalším kratším a nižším mos-

tem Slavičí údolí. Poté se rychlostní komunikace vnoří do tunelu, tvořeného dvojicí ražených tubusů, jejichž oba konce jsou hlou-bené a vytvářejí zřetelné tunelové portály, architektonicky tvaro-vané. 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 konstruk-ci, jejíž niveleta pozvolně klesá přes údolní nivu řeky Berounky. Těsně za tunelovým portálem začíná dvojice konstrukčně nezá-vislých, avšak tvarově totožných rovnoběžných mostů (obr. 3), tvořících dlouhou estakádu napříč celým údolím, která vrcho-lí mostem přes řeku Berounku (obr. 4). Dále trasa komunika-ce pokračuje opět estakádou, která se větví do sběrné a přípoj-né rampy navazující mimoúrovňové křižovatky se Strakonickou ulicí. Opačný konec této mimoúrovňové křižovatky se již nachá-zí 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 krajinářské-ho 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 horizon-tů 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-

5

T É M A

5B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 9

T O P I C

ňové křižovatky se Strakonickou ulicí poblíž Lahovic. Zde, díky stoupajícím a klesajícím rampám, vzniká typický propletenec komunikačních ramen mimoúrovňové křižovatky, u něhož zani-ká až na výjimky možnost panoramatického průhledu pod kon-strukcemi. 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 strán-ce v rámci celé dlouhé mostní horizontály zdůrazněn podvě-šenou pěší lávkou v podobě táhlého oblouku (obr. 4). Lávka z úrovně terénu stoupá zvolna nízkým parabolickým oblou-kem, který vnáší do architektury mostu motiv lehké dynami-ky. Směr pěšího pohybu je přímý v logické návaznosti na okol-ní pěší komunikace. Lávka je zavěšena ve dvou rovinách sub-tilních nerezových ocelových závěsů, které díky proměnli-vé niveletě lávky vytvářejí dynamicky působící osnovu různě nakloněných táhel.

Hlavní sjednocující principy architektonického řešeníArchitektonický návrh jednotlivých částí okruhu (mostů, portálů, tunelů atd.) vychází z motivů měkkých linií a maximálního odleh-čení 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 archi-tektonicky sjednoceným dojmem nezávisle na tom, je-li komu-nikace 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;

Obr. 5 Vizualizace návrhu MÚK StrakonickáFig. 5 Visualization of the design of the rotary interchange

Strakonická

Obr. 6 Situace mostní estakády SO 205 a 204/1Fig. 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 betonážeFig. 8 Shape of the pillars of the frame bridge in the place of free-

cantilever concretings

7

8

6

T É M A


T O P I C

• design stožárů veřejného osvětlení, který křivkově prohnutým tvarem navazuje na siluetu mostních pilířů;

• design obou tunelových portálů, který předstupující, dynamic-ky tvarovanou pergolou s částečně akusticky tlumivým účin-kem navazuje na konstrukční prvky mostů v tomto úseku;

• design a konstrukční uspořádání zavěšené pěší lávky pod mos-tem přes Berounku, se systémem závěsných táhel s dynamic-ky křivou rovinou závěsu;

• barevnost a jednota materiálového provedení všech pohledo-vých částí konstrukcí mostů, tunelů a ocelových prvků doprav-

ních zařízení – světlá šedobílá barva pohledových betono-vých konstrukcí; temně modrá barva ocelových konstrukcí pěších lávek, protihlukové stěny a stožárů veřejného osvětle-ní; lesklá stříbrná barva nerezových ocelových táhel u zavě-šené 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 B E R O U N K Y A MÚK S T R A K O N I C K Á

Oproti zadání stavby dochází v oblasti MÚK Strakonická ke změnám vedení křižovatkových větví (obr. 5) tak, aby byla

9 10

11

T É M A


T O P I C

doprava ze všech směrů, od Prahy, Plzně, Strakonic, Zbraslavi a Brna, navedena na okružní pás. Na základě úpravy MÚK Stra-konická byla navržena nová rozpětí estakády a byly optimalizo-vány průřezy nosné konstrukce a spodní stavby. Se změnou křižovatky dochází k vylepšení dopravní přehlednosti a průjezd-nosti 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 204/1Mostní estakáda se s ohledem na svoji celkovou délku a pře-mosťované 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 sta-věn letmou betonáží.

Mosty jsou navrženy jako předpjaté komorové konstrukce z betonu C35/45-XF2 a XD1.

Celkový návrh mostu vychází ze změny křižovatky Strakonic-ká. Tvar pilířů byl pro spojité konstrukce hlavní estakády a křižo-vatkové 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 odsouhla-seny 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 řím-sovkou, na které je kotvená protihluková stěna, veřejné osvětle-ní a portály dopravního značení.

1. dilatační část – mostní objekt SO 205Nosná 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 ohle-dem 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 pilí-řem 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 orga-nizována tak, aby na silnici I/4 byl vždy zachován provoz ve dvou jízdních pruzích v obou směrech.

2. dilatační část – mostní objekt SO 204/1.1Nosná konstrukce mostu délky 397 m (obr. 5) je navržená jako spojitý komorový nosník výšky 2,6 m z předpjatého beto-nu 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 konstruk-ci 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 rozší-řenou hlavou. Na přechodu mezi mosty jsou navrženy přecho-dové 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).

Obr. 9 Příčné řezy nosnou konstrukcí letmo betonovaného mostuFig. 9 Cross sections of the supporting structure of the bridge erected by means of light concreting

Obr. 10 MÚK Strakonická, navazující rampa SO 201 – stavby 513 na větvi „D“Fig. 10 Rotary interchange Strakonická, continuing ramp SO 201 – constructions 513, branch D

Obr. 11 Výstavba mostu SO 204/1.1 na pevné a výsuvné skružiFig. 11 Construction of bridge SO 204/1.1 on a firm and travelling centering

Obr. 12 Výstavba mostu přes Berounku SO 204/1.2 na pevné skružiFig: 12 Construction of the bridge across the Berounka River SO 204/1.2 on a firm centering

Obr. 13 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

12 13

T É M A


T O P I C

3. dilatační část – mostní objekt SO 204/1.2Nosná 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 přemos-tění Berounky za použití pevné skruže.

Hlavní pole mostu je tvořeno parabolickým náběhem na výšku komory 4,8 m. Na přechodu mezi mosty jsou navrženy přecho-dové 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 204/1.3Nosná konstrukce mostu délky 388 m je navržená jako spo-jitý komorový nosník z předpjatého betonu o rozpětích 40 + 5 x 49 + 51 + 52 m. Délka polí je navržena s ohledem na pou-žití 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 roz-šířenou hlavou. Na přechodu mezi mosty jsou navrženy pře-chodové 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 pře-sunutí výsuvné skruže z levého na pravý most (obr. 13).

5. dilatační část – mostní objekt SO 204/1.4Nosná konstrukce mostu délky 559 m je navržená jako spoji-tý 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 Praž-ských 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 přístupnos-ti k jednotlivým podporám. Mostní objekt je letmo betonova-ný po lamelách délky 5 m. Délka zárodků uložených nad dvoji-ci 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 spod-ní stavby. Veškeré změny sledovaly kromě statických důvodů i snížení pracnosti, již tak komplikované konstrukce, vícenásob-ným opakováním malého počtu prvků. Např. celý 570 m dlouhý letmo betonovaný úsek tohoto objektu je tvořen pouze z dese-ti 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 dotvarová-ní a smršťování na namáhání a deformace konstrukce byl pou-žit rovinný rámový model v programu NEXIS.

Pro popis dotvarování a smršťování byl aplikován model dle EN. Výpočetní postup je založen na step-by-step procedu-ře implementované v aplikaci TDA. Zadáno bylo celkem 119 fází zahrnujících postup výstavby a působení mostní konstruk-ce za provozu.

Obr. 14 Pohled na jednotlivá vahadla mostu SO 204/1.4Fig. 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

T É M A


T O P I C

Vliv redistribuce kroutících momentů byl řešen relaxační meto-dou na prostorovém rámu respektujícím půdorysné zakřive-ní konstrukce.

Pro respektování prostorového působení konstrukce byl vytvo-řen 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 skuteč-né chování jednotlivých materiálů, tj. beton, ocel a základové podloží.

Tento výpočetní program zohlednil také nelineární chování použitých materiálů při výpočtu konstrukce na mezi její únos-nosti.

Pro ověření napjatosti konstrukce byly do spodní stavby a nosné konstrukce osazeny tenzometry z optických vláken.

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 prostře-dí a náročných architektonických podmínek při výrazně zkráce-né lhůtě výstavby.

Během projektu došlo několikrát ke změně postupu výstavby mostních objektů. Dokončení výstavby celé estakády na stavbě 514 se předpokládá v květnu 2010.

Účastníci výstavbyInvestor stavby Ředitelství silnic a dálnic ČR, PrahaArchitektonický návrh mostu a stavby 514 Patrik Kotas a Petr Šafránek

Projekt stavby DSP SUDOP Praha, RD ValbekProjekt mostu Valbek, Novák & Partner, PontexAutorský návrh křižovatky Valbek – Koloušek, HanžlZhotovitel stavby Sdružení Strabag – Hochtief – Max Bögl & Josef KrýslZhotovitel mostu Max Bögl & Josef KrýslTechnický dozor 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]

Ing. František Hanuš


Ing. Milan Šístek


oba: Novák & partner, s. r. o.

Perucká 5, 120 00 Praha 2

fax: 221 592 070, www.novak-partner.cz

16


F O O T B R I D G E S C O M B I N I N G A R C H E S W I T H S T R E S S - R I B B O N SL Á V K Y K O M B I N U J Í C Í P Ř E D P J A T Ý P Á S S O B L O U K Y

1 0 B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 9

S T R U C T U R E S

J I Ř Í S T R Á S K Ý , R A D I M N E Č A S , L I B O R H R D I N A , P E T R Š T E FA N

Nový konstrukční systém, který kombinuje oblouky s předpjatým pásem, je popsán z hlediska architektonického a kon-strukčního řešení, statické a dynamické analýzy a postupu výstavby. Konstrukční systém byl vyvinut na základě detailní statické a dynamické analýzy a výsled-ků zkoušek fyzikálních modelů. Výhody konstrukčního systému jsou demonstro-vány 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 structu-ral solution, static and dynamic analyses, and the process of construction. The structural system was developed on the basis of detailed static and dyna-mic 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.

Předpjatý pás tvoří štíhlá betonová deska tvaru řetězovky, která je vetknu-tá do kotevních bloků [1]. Předpjatý pás je nesen a předepnut kabely, které dáva-jí konstrukci dostatečnou tuhost a stabili-tu. Lávky z předpjatého pásu mohou mít jedno, nebo více polí, jsou lehké a trans-parentní a lze je stavět nezávisle na teré-nu. Lze je vytvořit monoliticky, nebo z pre-fabrikovaných segmentů.

Nevýhodou těchto konstrukcí je nutnost přenesení velkých tahových sil do podlo-ží, což mnohdy ovlivňuje jejich použití. Proto byl vyvinut nový konstrukční sys-tém, ve kterém je předpjatý pás pode-přen, nebo zavěšen na obloucích. Pro-tože kotevní bloky pásu jsou spojeny se základy oblouku tlačenými vzpěrami, je vodorovná složka tahové síly z předpjaté-ho pásu vyrovnána vodorovnou složkou obloukové síly. Základy jsou pak zatíženy jen svislými silami.

Popisované konstrukce byly pečlivě ana-lyzovány 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 Olo-mouce, 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.

K O N S T R U K Č N Í SY S T É M

Vývoj samokotvených konstrukcí je zřej-mý 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 oblou-ku a radiál ními silami vyvolanými tahem v nosných kabelech (obr. 1c). Po přede-pnutí předpjatého pásu se pás a oblouk chovají jako jedna konstrukce.

1

3 4

2


1 1

S T R U C T U R E S

B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 9

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 dvo-jicí vodorovných sil HSR.h = HA.h je přenášen momentem svislých sil ΔV.LP. Takto je vytvořen samokotvený systém, který namáhá základy jen svislými sila-mi (obr. 1d).

Je zřejmé, že předpjatý pás může být také zavěšen na oblouku. Jak ukazu-je obr. 2, je možné navrhnout několik řešení. Obr. 2a ukazuje oblouk vetknu-tý 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 podob-nou funkci jako konstrukce z obr. 1d. Je zřejmé, že kotevní blok předpjatého pásu lze spojit se základy oblouku skloněný-mi tlačenými vzpěrami přenášejícími tah z pásu do patek oblouku. Obr. 2c před-stavuje konstrukci, u které je předpjatý pás v nezavěšené části ohybově ztužen.

Z K O U Š K Y M O D E L Ů

Popisované konstrukce mohou najít širo-ké uplatnění. Proto bylo jejich chová-ní ověřeno nejen rozsáhlými paramet-rickými výpočty provedenými programo-vým systémem ANSYS, ale také fyzikál-ními modely.

Statický model byl sestaven pro navr-hovanou konstrukci lávky přes řeku Rad-buzu. Konstrukce byla tvořena obloukem z ocelových trubek a mostovkou sestave-nou z prefabrikovaných segmentů. Roz-pětí oblouku bylo 77 m, délka před-pjatého pásu 99 m. Model byl vytvo-řen v měřítku 1 : 10. Rozměry kon-

strukce i zatížení byly navrženy v soula-du s modelovou podobností. Předpja-tý pás byl sestaven ze segmentů tloušť-ky 18 mm, v místě vetknutí do kotevních bloků byl navržen monolitický náběh. Oblouk byl vytvořen ze dvou trubek prů-měru 60 mm, koncové vzpěry komoro-vého průřezu byly svařeny ze dvou [ prů-řezů (obr. 3 a 4).

Prefabrikované segmenty z microbeto-nu charakterické pevnosti 50 MPa byly podepřeny a předepnuty dvěma mono-strandy situovanými pod segmenty. Jejich poloha byla dána dvěma úhelníky zabeto-novanými v segmentech. Zatížení, určené v souladu s modelovou podobností, bylo tvořeno ocelovými tyčemi zavěšenými na ocelové příčníky a na oblouk. Umís-tění a počet tyčí se měnily podle polohy studovaného zatížení.

Postup stavby modelu odpovídal stav-bě modelované konstrukce. Po montáži oblouku a koncových vzpěr byly nataže-ny a napnuty monostrandy. Potom byly osazeny segmenty a následně byly vybe-tonovány spáry mezi segmenty a kon-cové náběhy. Když beton spar dosáhl požadované pevnosti, monostrandy byly dopnuty na projektovanou hodnotu. Při montáži bylo v souladu s modelovou podobností aplikováno požadované zatí-žení. Před montáží byly na segmenty a oblouky osazeny tenzometry, které sloužily k monitorování stavu napjatos-ti jak během stavby, tak i při zatěžová-ní konstrukce. Napětí v monostrandech bylo měřeno dynamometry umístěnými pod kotvami kabelů.

Model byl zkoušen pro pět poloh naho-dilého zatížení, na závěr byla určena mezní únosnost konstrukce. Bylo zřej-mé, že mezní únosnost konstrukce není dána únosností předpjatého pásu, pro-tože 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 zvy-šující nahodilé zatížení vyvolané hydrau-lickým lisem vzepřeným proti zatěžova-címu rámu. Konstrukce byla porušena vybočením oblouku při zatížení 1,87krát větším, než bylo požadované mezní zatí-žení 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 neli-neární analýzou konstrukce, při které bylo zatížení postupně zvyšováno. Kon-strukce ztratila stabilitu při zatížení, při kterém nebylo možné najít rovnováhu na deformované konstrukci. Při řeše-ní konstrukce vyrobené se sinusovým průběhem imperfekce s amplitudou 10 mm ve čtvrtinách rozpětí oblouku bylo dosaženo maximální shody. Výsled-ky měření potvrdily správnost analytické-ho modelu.

Dynamické chování navrhované kon-strukce bylo také ověřeno na aeroelas-tickém modelu Prof. Pirnerem v Ústa-vu teoretické a aplikované mechaniky Akademie věd Praha. Zkouška ve větr-ném tunelu prokázala, že kritická rychlost větru působící na model je 11,07 m/s; tomu odpovídající rychlost větru působí-cí 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 K O M U N I K AC I R35 U O LO M O U C E

Konstrukce z předpjatého pásu podepře-ného obloukem byla poprvé postave-na na rychlostní komunikaci R35 u Olo-mouce (obr. 6). Lávku tvoří předpjatý pás o dvou polích, který je podepřen štíhlým obloukem o rozpětí 64 m (obr. 7). Před-pjatý pás délky 76,5 m je sestaven z pre-fabrikovaných segmentů délky 3 m nese-

Obr. 1 Předpjatý pás podepřený obloukemFig. 1 Stress ribbon supported by arch

Obr. 2 Předpjatý pás zavěšený na obloukuFig. 2 Stress ribbon suspended on arch

Obr. 3 Statický model – příčný řezFig. 3 Static model – cross section

Obr. 4 Statický modelFig. 4 Static model

Obr. 5 Statický model – mezní zatíženíFig. 5 Static model – ultimate load5


1 2

S T R U C T U R E S


ných a předepnutých dvěma vnějšími kabely (obr. 8 a 9).

Prefabrikované segmenty a koncové vzpěry jsou z vysokopevnostního beto-nu charakteristické pevnosti 80 MPa. Na monolitický oblouk byl použit beton charakteristické pevnosti 70 MPa. Vněj-ší kabely jsou tvořeny svazky z 31 mono-strandů ∅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 oblou-kem a krátkými stěnami. U opěr jsou kabely podepřeny krátkými sedly tvo-řenými konzolami vetknutými do opěr. Ve středu mostu jsou předpjatý pás a oblouk vzájemně spojeny.

Patky oblouku jsou založeny na vrta-ných pilotách, krajní opěry na mikro-pilotách. Místí anomálie v podloží byla

během stavby příčinou selhání kotvení mikropilot u jedné opěry. Proto byla jejich funkce nahrazena dodatečně vybetono-vaným balastem.

Most byl postaven v několika krocích. Po provedení zemních prací a pilot byly smontovány koncové vzpěry a vybeto-novány krajní opěry. Oblouk byl vybeto-nován do bednění podporovaného leh-kou skruží. Když beton dosáhl dostateč-nou pevnost, byly smontovány a napnuty vnější kabely. Potom byly na kabely osa-zeny prefabrikované segmenty (obr. 9). Po úpravě napětí v kabelech byly vybeto-novány spáry mezi segmenty a po dosa-žení 80% pevnosti betonu spar byly kabely dopnuty na projektovanou hodno-tu. Protože kabely jsou zakřivené, vyvola-né radiální síly zatížily a následně přede-pnuly předpjatý pás.

Konstrukční řešení bylo navrženo

na základě zkušeností z dříve popsaných zkoušek a na základě velmi detailní static-ké a dynamické analýzy. Velká pozornost byla věnována posouzení stability velmi štíhlého oblouku. Nelineární analýza uva-žující možnou imperfekci výroby proká-zala, že konstrukce má dostatečný stu-peň bezpečnosti.

První ohybová frekvence f(1) = 1,53 Hz je blízko frekvenci lidských kroků f(w) = 2 Hz. Proto byla v souladu s návrhem Eurokó-du z roku 1995 [2] provedena analýza vybuzeného kmitání. Maximální zrychlení amax = 0,145 m/s2 je menší než přípust-né zrychlení alim = 0,5 f(1)

0,5 = 0,49 m/s2. Ačkoliv konstrukce je mimořádně štíh-lá, uživatelé lávky nemají nepříjemný pocit vyvolaný kmitáním od pohybu lidí a větru. Funkce mostu byla ověřena sta-tickou a dynamickou zkouškou. Most byl dokončen v roce 2008.

6

8

9

7


1 3

S T R U C T U R E S


L ÁV 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 cen-trum (Spielberk Office Centre) s histo-rickým centrem. Je situována v těsné blízkosti nově budovaného hotelu. Poblíž mostu je starý železniční oblou-kový most s pilíři v řece. Bylo zřejmé, že nový most by měl být také oblouko-vý, avšak bez pilířů v korytě řeky. S ohle-dem na geotechnické podmínky neby-lo možno navrhnout tradiční oblouko-vou konstrukci zatěžující základy vel-kou vodorovnou silou. Proto byla navr-žena samokotvená oblouková konstruk-ce, u které byla vodorovná síla zachyce-na tahovou únosností přímo pocháze-ného předpjatého pásu (obr. 12). Hlad-ké 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 situ-ovány za těmito zdmi. Opěry jsou pode-přeny dvojicemi vrtaných pilot. Zadní piloty jsou namáhané tahem, přední tla-kem. Moment této dvojice sil vyrovná-vá moment od vodorovných sil, které namáhají předpjatý pás a oblouk. Roz-pětí oblouku L = 42,9 m, jeho vzepě-tí f = 2,65 m, poměr vzepětí k rozpě-tí f/L = 1/16,19. Oblouk má proměn-nou šířku a tloušťku. Směrem od opěr ke středu mostu se rozvětvuje ve dvě samostatné části. 43,5 m dlouhý před-pjatý pás je sestaven z prefabrikovaných segmentů délky 1,5 m. Uprostřed roz-pětí je předpjatý pás podepřen na sed-lech tvořených nízkými stěnami vybeto-novanými na oblouku (obr. 13, 14 a 15). Předpjatý pás je nesen a předepnut

čtyřmi vnitřními kabely tvořenými svaz-ky z 12 monostrandů ∅15,5 mm zain-jektovaných v PE trubkách. Segmenty se zakřiveným podhledem mají v příčném směru proměnnou tloušťku. Jak před-pjatý pás, tak i oblouk jsou provedeny z vysokopevnostního betonu charakte-ristické pevnosti 80 MPa.

Oblouk je sestaven ze dvou oblouko-vých segmentů, které byly při stavbě zavěšeny na montážní kabely zakotve-né v opěrách [3]. Před betonáží střed-ní spáry byl vliv deformace pilot elimino-ván úpravou geometrie kabelů. Jakmile beton spáry získal dostatečnou pevnost, byly montážní kabely nahrazeny vněj-šími kabely spojujícími opěry. Násled-ně byly vybetonovány nízké stěny tvo-řící sedla. Poté byly segmenty umístě-ny na střední stěny (obr. 15) a na vněj-ší kabely.

Obr. 6 Lávka u OlomouceFig. 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 OlomouceFig. 10 Footbridge near Olomouc

10


1 4

S T R U C T U R E S


Potom byly protaženy a napnuty vnitř-ní kabely a následně odstraněny vněj-ší kabely. Tím konstrukce získala požado-vanou geometrii. Poté byly vybetonová-ny spáry mezi segmenty a vnitřní kabe-ly byly dopnuty. Předpjatý pás tak získal požadované předpětí.

Také tato konstrukce byla navržena na základě velmi detailní statické a dyna-mické analýzy. Velká pozornost byla věnována posouzení stability velmi štíh-

lého oblouku. Nelineární analýza uvažu-jící možnou imperfekci výroby prokáza-la, 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 návr-hem Eurokódu z roku 1995 [2] pro-vedena 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 nepříjem-ný pocit vyvolaný kmitáním konstruk-ce od pohybu lidí a větru. Funkce mostu byla ověřena statickou zatěžovací zkouš-kou. Stavba mostu byla zahájena v únoru a byla předána do provozu v září 2007.

Na konferenci „footbridge 2008“ v por-tugalském Portu získala lávka první cenu jak za estetické, tak i technické řešení.

11

12 13

15

14


1 5

S T R U C T U R E S


L ÁV K A M C L O U G H L I N B O U L E VA R D , P O R T L A N D , O R E G O N , USALávka McLoughlin Boulevard (obr. 16) je součástí rekreační stezky spojující jednot-livé části metropolitní oblasti Portlandu v Oregonu.

Mostovka z předpjatého pásu je zavě-šena na dvou skloněných obloucích a je zakotvena v kotevních blocích, které sou-časně tvoří krajní opěry. Protože kotevní bloky jsou spojeny s patkami oblouků tla-čenými vzpěrami, tvoří konstrukce samo-kotvený systém namáhající základy jen svislými silami (obr. 17). Protože mostov-ka je zavěšena na obloucích prostřednic-tvím radiálně uspořádaných závěsů, mají oblouky kruhový výslednicový tvar. Štíhlé oblouky průměru 457 mm jsou zavětro-vány dvěma stěnovými výztuhami.

Předpjatý pás je sestaven z prefabri-kovaných segmentů a spřažené desky (obr. 18a). V krajních polích jsou segmen-ty zesíleny krajními nosníky vyztužený-mi ocelovými I nosníky (obr. 18c). Tah v mostovce od zatížení stálého je přená-šen nosnými kabely, tah od nahodilého zatížení a objemových změn je přenášen předpětím od předpínacích kabelů. Jak nosné, tak i předpínací kabely jsou umístě-ny 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. Předpí-

nací kabely jsou tvořeny šesti kabely z 10 lan průměru 15,5 mm, které jsou zainjek-továny v kabelových kanálcích.

Závěsy z hladkých tyčí průměru 25,4 mm jsou kotveny v krátkých ocelových konzo-lách T průřezu připevněných ve spárách k segmentům (obr. 19). Vodorovná slož-ka síly ze závěsů je zachycena předpína-cími tyčemi průměru 32 mm vedený-mi v okrajových trubkách spojujících krát-ké konzoly.

Mezera mezi segmenty a krajní trubkou je překryta mřížovinou. Ochranné zábrad-lí výšky 2,4 m, které je také tvořeno mří-žovinou, je zavěšeno na závěsy. Na závě-sy jsou také připevněny příčné konzo-ly 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 dyna-mické analýzy. Velká pozornost byla věno-vána posouzení stability velmi štíhlého oblouku a dynamické analýze. Nelineár-ní 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 střed-ní podpěrou, která zatěžovala oblouk kont-rolovanou silou.

Dynamická analýza prokázala, že kon-strukce má uspokojivou odezvu na seis-mické zatížení. Protože první ohybová frek-vence f(1) = 1,021 Hz je menší než frek-vence lidských kroků f(w) = 2 Hz, byla provedena dynamická analýza vybuze-ného 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 kmitá-ním 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 podpě-ry situované ve středním pruhu komunika-ce a u patek oblouků. Po spojení oblouků a zabetonování patek oblouků byly kon-cové opěry vzájemně spojeny nosnými kabely a střední podepření oblouků bylo nahrazeno zatížením oblouků malou silou. Konstrukce tak začala působit jako samo-kotvená oblouková konstrukce.

Segmenty byly montovány po pěti syme-tricky od středu mostu (obr. 20). V průbě-hu montáže byla postupně kontrolová-na 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-

Obr. 11 Lávka přes SvratkuFig. 11 Footbridge across the Svratka

River

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 BoulevardFig. 16 McLoughlin Boulevard

footbridge

16


1 6

S T R U C T U R E S


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.

Z Ú Č A S T N Ě N Í

Výzkumné práce spojené s vývojem nové-ho typu konstrukcí jsou prací Ústavu beto-nových a zděných konstrukcí FAST VUT v Brně. Statický model navrhl a odzkoušel Tomáš Kulhavý.

Lávku pro pěší přes rychlostní komunika-ci R35 u Olomouce vyprojektovala firma Stráský, Hustý a partneři, Brno. Zodpověd-ným projektantem byl Libor Hrdina, lávku postavila firma Bögl a Krysl, Plzeň.

Lávku přes řeku Svratku v Brně vypro-jektovala firma Stráský, Hustý a partne-ři, Brno ve spolupráci s firmou Acht Archi-tects, Praha, Rotterdam. Zodpovědným projektantem byl Petr Štefan, lávku posta-vila firma Skanska DS, Brno.

Lávka McLoughlin Boulevard, Portland, Oregon, USA, byla vyprojektována firmou OBEC Consulting Engineers, Eugene, Ore-gon, ve spolupráci s Jiri Strasky, Consul-ting Engineer, Greenbrae, California. Zod-povědný projektant byl Gary Rayor. Lávka byla postavena firmou Mowat Constructi-on Company, Vancouver, Washington.

Statická a dynamická analýza popisova-ných konstrukcí je prací Radima Nečase a Richarda Nováka.

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


www.shp.eu

Ing. Radim Nečas

tel.: 541 147 855, fax: 549 250 218


oba: FAST VUT v Brně, ÚBZK

Veveří 95, 662 37 Brno

www.fce.vutbr.cz

Ing. Libor Hrdina


Ing. Petr Štefan


oba: Stráský, Hustý a partneři, s. r. o.


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 Cable-

Supported 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

17

19

18 20


M O S T P Ř E S M A L Š I V R O U D N É MT H E B R I D G E O V E R T H E M A L Š E R I V E R I N R O U D N É

B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 9 1 7

S T R U C T U R E S

R A D E K F A L Á Ř , M I L A N K O D E T , L U K Á Š V R Á B L Í K

Most, který převádí silnici III/15532 přes řeku Malši v obci Roudné, je budován jako náhrada za původní konstrukci z roku 1892, která nevyhovovala sou-časným požadavkům zatížitelnosti a šíř-kovým 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 con-structed.

Ř E Š E N Í S TAV BY

Stavba se nachází v katastrálním území obcí Roudné a Vidov v okrese České Budě-jovice. Přemostění je situováno na okraji obce a v blízkosti obytné zástavby. Překra-čovanou překážkou je řeka Malše a cesta pro pěší. Původní směrové řešení stáva-jící trasy silnice III/15532 České Budějo-vice-Vidov muselo být zachováno, neboť v obci Roudné nebylo nalezeno vhodněj-ší místo k překročení řeky Malše.

Komunikace je v daném úseku navr-žena v kategorii S7,5/50, po obou stra-nách silnice budou chodníky šířky 1,25 až 1,5 m a výškově je trasa vedena při-bližně o 0,6 m výše oproti stávající nive-letě s ohledem na hladinu stoleté vody. Zachování trasy komunikace procháze-jící intravilánem obce Roudné s hus-tou okolní zástavbou si před započe-tím demolice stávajícího mostu vyžá-dalo přípravná opatření v podobě zříze-ní objízdné komunikace s provizorním mostem přes řeku.

P Ů V O D N Í M O S T

Silniční most přes Malši byl v Roudném (obr. 1) postaven v roce 1892. Konstruk-ci tvořila dvojice ocelových nýtovaných příhradových oblouků s lomeným horním pásem a dolní mostovkou. Příhradové oblouky byly příčně ztuženy příhradový-mi polorámy. Konstrukční výška uprostřed rozpětí byla 4,8 m, přičemž výška oblou-ku 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 ocelo-vých 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 kvád-rového kamenného zdiva. Po zhodno-cení požadavku na zvýšení zatížitelnosti a s přihlédnutím ke stavebně technické-mu stavu stávajícího mostu bylo doporu-čeno jeho odstranění včetně stávajících opěr a nahrazení novou konstrukcí.

O B J Í Z D N Á T R A S A

Demolice stávajícího mostu byla pod-míněna převedením silniční dopravy na objízdnou komunikaci, která překra-čovala řeku Malši rovnoběžně s trasou silnice III/15532 ve vzdálenosti přibliž-ně 30 m směrem proti proudu řeky. Pro překročení vodního toku bylo nutné navrhnout mostní provizorium. Pro pře-mostění byl použit ocelový příhrado-vý typový most MS-60 rozpětí 27 m (obr. 2). Byl založen standardně na opě-rách vyskládaných z železobetonových silničních panelů.

N O V Ý M O S T V průběhu zpracování dokumentace pro stavební povolení a zadání stav-by byl zvolen obloukový most se síťově uspořádanými závěsy a dolní mostov-kou z předpjatého betonu s nízkou sta-vební výškou. Tento konstrukční systém byl v souladu s požadavkem obce Roud-né na zachování obloukové mostní kon-strukce, která jí po léta dominovala.

Na základě provedeného inženýrsko-geologického průzkumu bylo doporu-čeno hlubinné založení opěr na velko-průměrových pilotách. Podmínkou reali-zace pilotového založení bylo odstraně-ní všech nevrtatelných částí původních základů. Vyhloubená jáma byla zpět-ně zasypána s následným hutněním až do úrovně předpokládané pilotova-cí plošiny. Opěry nového mostu jsou masivní železobetonové. Vnější líc opěr je opatřen kamenným obkladem. Jako materiál obkladu byla vybrána kozáro-vická žula modrošedé barvy.

Hlavní nosnou konstrukci mostu tvoří dva ocelové oblouky o rozpětí 34 m se síťově uspořádanými závěsy. Šikmé závěsy se mimoběžně protínají. Ocelo-vé oblouky mají tvar paraboly druhého stupně s teoretickým vzepětím 6,05 m (obr. 3). V příčném směru jsou oblou-ky osově vzdáleny 8,65 m. Chodníky šířky 1,25 m jsou součástí betonové

Obr. 1 Původní most ev. č. 15532-1Fig. 1 The original bridge

Obr. 2 Provizorní most přes MalšiFig. 2 Temporary bridge over

the Malše river

1 2


1 8

S T R U C T U R E S


mostovky a jsou umístěny na konzo-lách vně ocelových oblouků. Chodníko-vé konzoly jsou na krajích ukončeny líc-ními prefabrikáty a opatřeny ocelovým zábradlím.

Oblouky jsou navrženy svařovaného otevřeného průřezu tvaru U v reverz-ní poloze o rozměrech 350 x 350 x 35 mm. Oba oblouky jsou vzájemně stabilizovány třemi svařovanými rámo-vými příčlemi umístěnými nad průjezd-ným průřezem. Nad ložisky jsou navr-ženy koncové ocelobetonové příčníky. K zakotvení šikmých závěsů do mostov-ky 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 uspořáda-ných závěsů (v jednom oblouku). Závě-sy jsou navrženy z tyčí ∅ 50 mm z leš-těné korozivzdorné oceli pevnostní třídy S240 (1.4571). Šikmé závěsy jsou při-pojeny ke styčníkovým plechům v horní a dolní části oblouku čepovými spoji. Styčníkový plech vycházející nad povrch

Obr. 3 Podélný řezFig. 3 Longitudinal section

Obr. 4 Příčný řezFig. 4 Typical cross-section

Obr. 5 Výstavba mostuFig. 5 New bridge under Construction

Obr. 6 Demontáž skružeFig. 6 Falsework removal

Obr. 7 Pohled na čelo mostuFig. 7 View of the forefront of the bridge

Obr. 8 Podhled mostuFig. 8 The view of the bridge soffit

5

7

3

4

6

8

1 9B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 9

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, maxi-málně 620 mm v místě oblouků a 450 mm uprostřed rozpětí mezi oblouky. Horní plocha mostovky je ve střechovitém příč-ném sklonu 2,5 %. Podhled desky je v příčném směru vodo-rovný. 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 TAT 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 ana-lýza byla provedena ve výpočetním programu NEXIS, přičemž bylo vytvořeno několik výpočetních modelů pro podélný a příč-ný 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 stano-vena stabilitním výpočtem na 3D modelu konstrukce pro nejne-příznivější kombinaci zatížení. Posouzení bylo provedeno podle ČSN 73 6205 Navrhování ocelových mostů a ČSN 73 1401 Navrhování ocelových konstrukcí. Závěsy byly navrženy v sou-ladu s ČN P ENV 1993-1-4 Navrhování ocelových konstrukcí – doplňující pravidla pro korozivzdorné oceli.

I betonová mostovka byla vyšetřována na dvou výpočet-ních modelech. Základní 2D prutový model pro analýzu účinků dotvarování a smršťování a 3D deskostěnový model pro analý-zu příčného směru desky a pro návrh výztuže koncového příč-níku se zabetonovaným ocelovým nosníkem. Posouzení bylo provedeno podle ČSN 73 6206 Navrhování betonových a žele-zobetonových mostních konstrukcí a ČSN 73 6207 Navrhování mostních konstrukcí z předpjatého betonu.

Z ÁV Ě R

V současné době probíhají na mostě dokončovací práce. Pro-jekt mostu je financován Jihočeským krajem za podpory fondů Evropské unie.

Zúčastnění na stavběInvestor Jihočeský krajGenerální projektant Mott MacDonald Praha, spol. s r. o.

Zhotovitel stavby sdružení firem Eurovia CS, a. s. (dříve SSŽ), závod České Budějovice a SMP CZ, a. s., Praha

Ing. Radek Falář


tel: 221 412 819

Ing. Milan Kodet

Ing. Lukáš Vráblík, Ph.D.

všichni: Mott MacDonald, spol. s r. o.

Národní 15, 110 00 Praha 1 CZ

PE

RI/9

.119

Stavebnice bednění a lešení pro výstavbu mostů a tunelů

Dál

ničn

í mos

t na

D 8

, O

párn

o

bedněnílešení služby

www.peri.cz

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


V I A D U C T 5 2 1 5 O F H I G H W A Y D 4 7 0 5V I A D U K T 5 2 1 5 S T A V B Y D Á L N I C E D 4 7 0 5


S T R U C T U R E S

P AV E L S V O B O D A , I L J A H U S T Ý , M A R T I N F O R M Á N E K , A N T O N Í N B R N U Š Á K , I VA N B ATA 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 čás-tečně 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 monolitic-kých postupně betonovaných konstrukcí. Within the continuation of the construc-tion 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 prestres-sed concrete that is progressively cast

in a movable scaffolding. A continu-ous structure of the length of 856.8 m with out 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 nezá-vislých mostních konstrukcí z monolitic-kého předpjatého betonu o jednadva-ceti spojitých polích s rozpětím 40,8 m. Viadukt převádí dálnici přes údolí Husí-ho potoka, kde překračované překážky tvoří vodní tok, železniční trať Suchdol nad Odrou–Fulnek a vesnice Hladké Životice včetně místních komunikací. V místě via-duktu je trasa dálnice vedena v pravoto-čivém 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 podél-ným náběhem. S ohledem na možnosti

výsuvné skruže se spodním hlavním nosní-kem bylo nutné přepracovat původní řeše-ní na dvoutrámovou konstrukci se spodním náběhem. Toto konstrukční řešení je nutné pro zachování průjezdného profilu elektrifi-kované železniční tratě.

K O N S T R U K C E M O S T U

Založení mostu je hlubinné na velkoprů-měrových 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 ve-tknutým do samostatné základové patky.

Krajní opěry jsou tvořeny základovou deskou s vetknutými úložnými dříky, tvarově podobnými mezilehlým pilířům. Po napnutí kabelů podélného předpě-

1


2 1

S T R U C T U R E S


tí a dodatečném zhotovení koncového příčníku je provedena závěrná zídka včet-ně částečně zavěšených křídel.

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

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

Obr. 1 Pohled na pravý mostFig. 1 View of the right bridge

Obr. 2 Příčný řez mostuFig. 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

2 3

4

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

2 2

S T R U C T U R E S


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 oboustran-nými přímkovými náběhy až na hodno-tu 450 mm ve vetknutí do trámů. Cel-ková 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 pro-vedeno krajními nadopěrovými příčníky a mezi opěrami pouze monoliticky připo-jenou horní mostovkovou deskou.

Nosná konstrukce z betonu C35/45-XF1 je předepnuta podélnými kabely soudrž-ného předpětí. Předpětí je tvořeno systé-mem Dywidag, ∅ Ls 15,7 – 1 860 MPa. Na jednu mostní konstrukci připadá dva-náct zvedaných kabelů po devatenácti lanech a dva přímé kabely po patnácti lanech, napínaných v každé etapě. Použi-tí přímého kabelu je nutné jak pro redukci kladných ohybových momentů v polovi-ně rozpětí po odskružení nosné konstruk-ce a přesunu skruže ke zhotovení dalšího

betonážního celku, tak při celkové kombi-naci pro optimalizaci normálového napětí ve spodních vláknech v oblasti podpěr. Pro informaci jsou na obr. 3 vykresleny průbě-hy momentů, které vznikají v konstrukci při stavbě třetího pole před zavěšením skruže (3) a po vybetonování pole (4).

Konstrukce náběhu a minimalizace spo-třeby výztuže vedla ke specifickému řeše-ní příčné výztuže mostovky (obr. 4). Příč-ná výztuž trámu je tvořena čtyřstřižný-mi třmínky, jejichž výška přesně odpoví-dá výšce konkrétního řezu. Aby byla sní-žena spotřeba příčné výztuže mostov-ky, je část výztuže horního povrchu vyu-žita i pro vykrytí kladných ohybových momentů v ose desky. U konce mostu je ortogonální výztuž doplněna diagonál-ní výztuží, přenášející tahové síly od pruž-né deformace trámu vlivem předpětí do mostovkové desky.

Na základě důkladného statického výpočtu bylo možné optimalizovat spo-třebu betonářské a předpínací výztuže. Optimalizace prokázala vhodnost navrže-ného řešení pro dané rozpětí mostní kon-strukce (tab. 1).

Dilatace nosné konstrukce mezi kraj-ními opěrami přenášejí osmilamelové dilatační závěry Maurer Söhne D640. Na vnitřní straně mostu je navrženo oce-lové zábradelní svodidlo JSMNH4/H2 kotvené do celomonolitické římsy. Na vnější straně je uspořádání vycháze-jící z dispozice bezřímsového svršku, tzn. volně ložené betonové svodidlo, betono-vý obrubník a odvodňovací žlab.

V Ý S TAV B A M O S T U

Nosná konstrukce je betonována postup-ně po polích od opěry OP1 k OP22 pro pravý most, resp. od OP22 k OP1 u levé-ho mostu.

Výsuvnou skruž se spodním nosní-kem tvoří čtyři podélníky z ocelových

Obr. 5 Pilíře mostuFig. 5 Bridge piers

Obr. 6 Příčný řez skruží při betonáži, resp. výsunuFig. 6 Cross section of the scaffolding during

casting and launching

Obr. 7 Postup výstavbyFig. 7 Progress

of the construction

Obr. 8 Detail skružeFig. 8 View of the scaffolding

Tab. 1 Spotřeba betonu a výztuže v nosné konstrukci mostu

Tab. 1 Consumption of concrete and reinforcement in the bridge structure

Materiál Spotřebabetonářská výztuž [kg/m3] 106,7předpínací výztuž [kg/m2] 21,85 beton NK [m3/m2] 0,693

7

6

5


2 3

S T R U C T U R E S


příhradových nosníků. Bednění je ulo-ženo na příčnících položených přes tyto nosníky. Skruž je podepřena na přesuv-ných montážních podpěrách založených na patkách sloupů definitivních mezi-lehlých podpěr. Všechna pole kromě posledního budou betonována s konzo-lou přesahující přední podpěru betonova-ného pole o 8,16 m. V betonážní poloze je na konec konzoly zavěšen zadní konec hlavních nosníků posuvné skruže, před-ní konec je podepřen na výkyvných ložis-cích v ose přední montážní podpěry.

Změny polohy pevného bodu konstruk-ce během výstavby je dosaženo pomocí dočasné blokace ložisek a jejich postup-ného 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 nulo-vých ohybových momentů od vlastní tíhy. Přímo spojkované je 57 % podél-né výztuže, zbývající část kabelů je ulo-žena na výsuvné skruži a po zhotove-ní další etapy je uložena a napnuta. Při tomto postupu odpadá nutnost použi-tí plovoucích spojek. V poslední etapě

jsou napnuty všechny navržené podél-né kabely z čela nosné konstrukce nad opěrou. Po přesunu skruže je zhoto-ven monolitický koncový příčník. Vyční-vající výztuž z nosné konstrukce kolidující s bedněním výsuvné skruže je spojková-na pomocí šroubovacích spojek.

Vliv postupné výstavby a s tím souvise-jící změny statického systému a připnutí výsuvné skruže na konzole k nosné kon-strukci byl uvažován při vlastním dimen-zování průřezů a dále při výpočtech nad-výšení konstrukce. Vzhledem k dilatační délce mostu bylo nutné provádět poloho-pisné a výškopisné přednastavení souřad-nic pro betonáž jednotlivých etap v sou-ladu s výsledky podrobné časové analý-zy konstrukce.

Z ÁV Ě R

Počet mostních polí a náročný terén přímo vybízí k použití technologie výstavby po polích s krátkým cyklem výstavby jed-notlivých etap. Postupná výstavba mono-liticky na spodní výsuvné skruži s čtrnác-tidenním pracovním cyklem pro střední pole se ukázala jako bezproblémová a díky

technologii výstavby je reálné plnit poža-davky 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 vyso-kou 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.


Ing. Ilja Hustý

Ing. Martin Formánek

všichni: Stráský, Hustý a partneři, s. r. o.


tel.: 547 101 858, fax: 547 101 881, www.shp.eu

Ing. Antonín Brnušák


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

8


R E C O N S T R U C T I O N O F T H E B R I D G E O V E R T H E S V A T A V A R I V E R O N T H E R O A D 2 1 0 4 2 I N O L O V Í

R E K O N S T R U K C E M O S T U P Ř E S Ř E K U S V A T A V U N A S I L N I C I 2 1 0 4 2 V O B C I O L O V Í


S T R U C T U R E S

J A N P R O C H Á Z K A , LU DĚ K OB E R HOFN E R, RADE K TOMAN

Předmětem článku je popis rekonstrukce mostu přes řeku Svatavu v obci Oloví a přilehlé části komunikace přes inun-daci řeky. Důvodem pro rekonstrukci byl nevyhovující stavební stav mostu včetně navazujících opěrných zdí.The subject of the article is a descrip-tion 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.

H I S T O R I E M O S T U

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 vrcho-lu a 0,8 m v patce. Na okrajích je klen-ba vyztužena podélným žebrem tvo-řícím zároveň poprsní zídku. Prostor nad klenbou je před opěrami vylehčen na každé straně dvěma klenbami svět-losti 1,5 m. Most byl navržen dle sys-tému Prof. Melana, profesora staveb-ní 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. redak-ce) spočíval ve výstavbě nejprve výztuž-ných příhradových obloukových nosníků (zde šesti) opřených o bárky a nesou-cích tíhu čerstvého betonu prostřednic-tvím bednění mezi bárkami. Pásy příhra-dového oblouku jsou ze dvojic úhelní-ků 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 masiv-ní rovnoběžná křídla předsunutá bočně o 400 mm před klenbu.

1 2

3


2 5

S T R U C T U R E S


K O N C E P C E N ÁV R H U

Šířka oboustranných chodníků původ-ního mostu byla 1,25 m, šířka vozovky mezi zvýšenými obrubami pouze 4,5 m. Tato šířka nevyhovovala pro obousměr-ný provoz. Ve skutečnosti provoz pro-bíhal obousměrně, protože obrubníky byly přeasfaltované, a tak docházelo k pojíždění chodníkových konzol. Původ-ní zábradlí a chodníkové konzoly byly degradované (obr. 2).

Projektant navrhl rozšíření vozov-ky 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 upra-vit most tak, aby zůstal zachován jeho historický vzhled. Pro urychlení výstav-by a zvýšení kvality prací byla navržena prefabrikace tvarově složitých částí.

T E C H N I C K É Ř E Š E N Í Originální řešení rekonstrukce mostu využívá bočně odsazená masivní kříd-la, do kterých se opírá o 400 mm obou-stranně 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 kom-pletní členitou chodníkovou konzolou

Obr. 1 Dobová pohlednice s rozestavěným mostem v OlovíFig. 1 An elderly picture postcard showing almost

completed bridge in Oloví

Obr. 2 Fotografie původního mostu před rekonstrukcíFig. 2 A photo of the original bridge before reconstruction

Obr. 3 Schéma rekonstrukce nosné konstrukceFig. 3 Scheme of superstructure reconstruction

Obr. 4 a) Podélný řez, b) příčný řezFig. 4 a) Longitudinal section, b) cross section

Obr. 5 Vázání výztuže do formy na lícní prefabrikátyFig. 5 Assembling of rebar cage in the face panel’s form

Obr. 6 Lícní prefabrikát připravený k osazení na místoFig. 6 The completed face panel ready to assembly

4a

4b

5 6


2 6

S T R U C T U R E S


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 pre-fabrikáty zavěšeny pomocí speciálního přípravku na stávající klenbu.

Mezi starou klenbou a prefabriká-tem vznikl prostor šířky 200 mm, který po vyztužení a provázání s kotevní výztu-ží prefabrikátů a s výztuží dobetonávky celé klenby byl ve dvou etapách zabe-tonován. Dobetonávka klenby jde min. 100 mm nad starou klenbu (ve vrcholu klenby v úžlabí u obrubníku).

Prefabrikovaná část klenby byla rozděle-

na po délce na čtyři díly symetrické podle svislé osy klenby. Nad křídly je další pre-fabrikát pouze v chodníkové části. Cel-kem tedy boční líc mostu tvoří dvanáct prefabrikátů šesti různých typů. Tvar klen-by byl podrobně zaměřen. I když shoda tvaru křivek klenby dle os symetrie je s ohledem na dobu výstavby obdivuhod-ná, přesto projektant přistoupil ke zvětše-ní prefabrikátu pod teoretický tvar klenby o 40 mm, aby došlo s jistotou k vykrytí celé klenby. Teoretická mezera mezi pre-fabrikáty je 100 mm ve vrcholu, 10 mm ve spáře ve čtvrtině klenby a 50 mm mezi křídlem a prefabrikátem. Obě kraj-ní mezery byly zabedněny a zabetonová-ny, 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 opís-kovány spodní pasy příhradových nosní-ků. Bylo zjištěno, že koroze byla menší,

než se očekávalo, ale přesto byly v patě oblouku nejvíce oslabené pásnice doplně-ny příložkami. Pásnice byly opatřeny anti-korozní vrstvou a byly zakryty sanační mal-tou. Obtížné bylo vyplnění 10 mm široké a 85 mm hluboké mezery mezi sousední-mi přírubami L profilů dolního pasu.

S ohledem na zachování původního tvaru klenby a zábradlí bylo nutno zachovat i původní sklon na mostě a velikost zakru-žovacího oblouku komunikace. Symetrický podélný sklon na mostě je 3 % a poloměr vrcholového oblouku 110 m. Na mostě je osazena kopie původního zábradlí v pre-fabrikované verzi (kombinace betonových rámů a ocelové výplně), sestávající ze třice-ti kusů v devíti typech (obr. 7 a 8).

Mezi křídly na obou stranách mostu je dobetonována zesilující stěna, která zpev-ňuje 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 izo-lace 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 vrst-vy 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-

ky na mostě došlo k zvýšení plynulos-ti a bezpečnosti provozu. U mostu byla péčí obce obnovena i původní historická socha sv. Jana Nepomuckého.

Účastníci výstavby

Investor KSÚS Karlovarského kraje, p. o.

Zpracovatel projektu Pontika, s. r. o.Zhotovitel TIMA, spol. s r. o.Podzhotovitel prefabrikátů nosné konstrukce

Intermont Karlovy Vary, spol. s r. o.

Podzhotovitel prefabrikátů zábradlí Lias Vintířov, k. s.

Podzhotovitel sanací a izolací Metalšpric - servis, s. r. o.

Obr. 7 Forma na panel zábradlí připravená k betonáži

Fig. 7 The handrail panel’s form ready to concreting

Obr. 8 Hotový panel zábradlíFig. 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)

7

8

9


2 7

S T R U C T U R E S


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.

10a

10b

10c


B R I D G E S O N T H E G R A D E - S E P A R A T E D C O N N E C T I O N O F T H E R O A D I I / 4 6 8 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 O S T Y N A M I M O Ú R O V Ň O V É M P R O P O J E N Í S I L N I C E I I / 4 6 8 A P R Ů M Y S L O V É Z Ó N Y V T Ř I N C I - B A L I N Á C H


S T R U C T U R E S

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 oblou-ky a přilehlé rampy jsou spojeny v jeden statický a dilatační celek. Popis konstruk-ce 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 adja-cent ramps into one dilatation and static system is presented and illustrated by photos from the construction.

Článek popisuje mosty na mimoúrovňo-vém propojení silnice II/468 a průmyslo-vé 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-

lové zóny v Třinci-Balinách a dále do areá-lu Třineckých železáren, a. s.

Investor požadoval vytvoření repre-zentativní vstupní brány do města Tři-nec. 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 okrajo-vé podmínky realizace jsou konfrontová-ny s realizovanou konstrukcí.

P O P I S M O S T N Í C H O B J E K T Ů

SO 201 Most přes železniční traťPro přemostění rozpětí 73,5 m a převe-dení čtyřpruhové komunikace při stlače-né stavební výšce byl navržen obloukový most s dolní mostovkou. Hlavní nosnou částí jsou dva oblouky, z celosvařované-ho uzavřeného ocelového průřezu rozmě-

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 hlav-ním nosným prvkem je předpjaté táhlo šířky 2 m vedené v ose oblouku, které je předpjaté čtyřmi 27lanovými předpinací-mi kabely, doplněné podélným žebrem šířky 500 mm a výšky 750 mm s jedním 27lanovým předpínacím kabelem a příč-ná žebra, každé o šířce 550 mm s pro-měnnou výškou od 550 do 750 mm, se dvěma předpínacími kabely. Mezi příč-nými žebry je osová vzdálenost 2 m. Mostovka je navržena z betonu C35/45-XF2, tloušťky 225 mm. V osách uložení oblouku jsou navrženy masivní ocelobe-tonové koncové příčníky. Stavební výška je cca 800 mm.

Spojení ocelového oblouku a betono-vé mostovky zajišťuje třicet šest ocelo-vých závěsů tyčového průřezu ∅ 60 mm z oceli S460N. Geometrie závěsů je navr-žena v síťovém uspořádání. Z vnější strany oblouků jsou navrženy dva chodníky šířky 0,75 a 1,5 m. Vozovka má střechovitý příč-ný sklon, stejně jako mostovka.

Most je na straně průmyslové zóny ukončen masivní železobetonovou opě-rou, na druhé straně dvěma železobeto-novými pilíři v těsné blízkosti koridorové tratě. Založení mostu je hlubinné na velko-průměrových pilotách ∅ 1 200 mm.

SO 202 Most přes silnici II/468Oblouková část mostu SO 202, konstrukč-ně řešená obdobně jako SO 201, převá-dí dvoupruhovou komunikaci přes silni-ci II/468. Průřezy hlavních nosných částí mostu odpovídají menší šířce mostu, uza-vřený ocelový průřez oblouku má roz-měr 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 C35/45-XF2, tloušťky 225 mm. Průměr závěsů je 52 mm při zachování stejného uspořádá-

II/468

TESINCESKY

SO 203MOSTNA RAMPE 3

SO 201MOSTPRES ZELEZNICNITRAT

SO 202MOSTPRES SILNICIII/468

SO 204MOSTNA RAMPE 4

TRINEC

SO 103UPRAVASTAVAJICI SILNICEII/468

SO 207OPERNA ZEDNA RAMPE 4

SO 206OPERNA ZEDNA RAMPE 3

SO 205OPERNA ZEDNA MIMOUROVNOVEMPRIPOJENÍ

SO 702PROTIHLUKOVASTENANA SO 102 A SO 103

SO 702PROTIHLUKOVASTENANA SO 102 A SO 103

PROTIHLUKOVASTENAPODEL ZELEZNICNI TRATI

SO 102 MUK TRINEC

SO 102 MUK TRINEC

SO 101MIMOUROVNOVE PRO-POJENI SIL. II/468 APRUMYSLOVE ZONYKERN s r.o.

KERN s r.o.

TRIN

ECKE

ZELE

ZARN

Y

1


2 9

S T R U C T U R E S


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. srd-covka, tvořící rozplet vnějších dopravních pruhů SO 201 směrem do ramp. V ní se sbíhá podélné předpětí ramp s průběž-nou částí předpětí obloukových mostů, doplněné jejím příčným předpětím. Srd-covka tvoří technicky nejnáročnější část celého soumostí a spojuje všechny most-ní objekty v konstrukční a dilatační celek.

SO 203 Most na rampě 3 a SO 204 Most na rampě 4Rampa SO 203 umožňuje odbočení jed-noho dopravního pruhu z SO 201 smě-rem 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 vel-koprůměrových pilotách ∅ 1 200 mm. Na plošně založené opěry ramp navazu-jí opěrné zdi SO 206 a SO 207.

Z P Ů S O B 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 nedáv-no zprůjezdněný obchvat Českého Těší-na, po kterém směřuje většina náklad-ní dopravy do třinecké průmyslové zóny. Hlavní část stavby je tvořena mostní-mi objekty SO 201, SO 202 a přilehlými mosty na rampách SO 203 a SO 204.

Základními předpoklady pro zahájení realizace mostních objektů bylo přelože-

ní všech inženýrských sítí, které kolidovaly se založením mostů, zhotovení nulového pole, snížení trolejového vedení na želez-niční trati Český Těšín-Třinec ve zhru-ba stometrovém úseku u mostu SO 201 a rozsáhlé sanace podloží v místě bývalé-ho 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 prů-zkumu navrženo jako hlubinné a prove-deno 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 vrtá-ním do betonových šablon. Následně byly provedeny železobetonové základy opěr a podpěr. Pro realizaci základů podpěr mostu SO 201 bylo nutné vybudovat ště-tovnicové jímky z důvodu těsné blízkosti tělesa železniční tratě a stávající komunika-ce z průmyslové zóny a Třineckých železá-ren. Na základech čtvercového tvaru byly zhotoveny pilíře osmiúhelníkového prů-řezu. Na základech zasahujících také pod obě mostní křídla byly zhotoveny železo-betonové opěry s vynechanými závěrný-mi zídkami a horními částmi mostních

křídel z důvodu kolize těchto částí opěr s předpínáním nosné konstrukce.

Pro následující fáze stavby byla vybudo-vána podpěrná skruž tvořená kombinací různých podpěrných systémů.

Na SO 201 byly použity zejména stoj-ky MTP100 s nosníky I500 pro přemos-tění tří kolejí vlečky Třineckých železáren a dvoukolejné elektrifikované železnič-ní tratě ČD, které se provádělo v nočních dvouhodinových výlukách. Na SO 202 a propojení obou mostů v tzv. „srdcov-ce“ 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. Založe-ní podpěrné skruže bylo plošné na pane-lové rovnanině s výjimkou dvou podpěr-ných bárek na SO 202, u kterých bylo nutné provést v místech bývalého ryb-níka s málo únosným podložím zákla-dové 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. Slo-žitost, naprostá přesnost tvarů a množ-ství jednotlivých částí bednění si vynuti-ly jejich přípravu přímo na stavbě v mobil-

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 objektůFig. 2 Typical cross sections

Obr. 3 Podélný řez hlavní trasou Fig. 3 Longitudinal section of the arch

bridges

2

73500 18529 73500

3


3 0

S T R U C T U R E S


Obr. 4 Bednění příčných žeber mostovkyFig. 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 ČDFig. 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 201Fig. 9 Soffit of SO 201

Obr. 10 Podhled rozpletu SO 202Fig. 10 Soffit of the interchange part

of SO 202

7 8

4

6

5


3 1

S T R U C T U R E S


ní stolařské dílně (obr. 4). Do vybedněných mostovek byla součas-ně ukládána armatura a osazována ocelová táhla se zárodky závě-sů a zárodky oblouků s příčníky. Ke svařeným ocelovým příčníkům byla připojena hrncová ložiska, která byla po přesném ustavení příč-níků na opěrách a pilířích podlita. Změny funkce ložisek v jednotli-vých fázích výstavby jsou popsány dále. Instalace kabelů podélné-ho a příčného předpětí probíhala podle schémat vypracovaných projektantem. Postup předpínání je popsán dále (obr. 15 a 16).

Betonáže nosných konstrukcí obou mostů probíhaly kontinuál-ně od opěr k podpěrám včetně podélných krajních trámů tvoří-cích 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, dobetonová-ny značně vyložené a subtilní konzoly ukončené lícním prefab-rikátem, které tvoří rozšíření mostních chodníků. Následně byla spojena betonová deska s obloukem pomocí závěsů Macal-loy. Závěsy, předem opatřené tenzometry, byly ihned po spojení na obou koncích čepem se závěsnými plechy aktivovány a zapo-jeny do měřící soustavy. Bylo zahájeno pravidelné sledování sil v závěsech společně s měřením geometrického tvaru betono-vé mostovky.

Na izolaci vozovkové části mostovky, provedené natavovací-mi izolačními pásy na pečetící vrstvu, byla dle vzorového detai-lu navázána pochůzná polyuretanová izolace chodníků s přetaže-ním na všechny ocelové části příslušenství mostů. Po dokončení celkového předepnutí mostovek bylo přistoupeno k dobetonová-ní závěrných zídek, křídel opěr a osazení dilatací. V zimních měsí-cích roku 2009 byla demontována celá podpěrná skruž a rozpra-covány úpravy pod mosty.

Na jaře 2009 byly dokončeny izolace, živičné vrstvy, příslušen-ství, protikorozní ochrana, dlažby a terénní úpravy pod mosty.

Dilatační uspořádání mostůZpůsobu výstavby musel odpovídat i navržený způsob uspořá-dání 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.

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). Dila-tační střed konstrukce se nachází v místě křížení osy obloukových mostů a os ramp v místě křížení spojnic os příčně pevných loži-sek (obr. 13).

9 10

RSTAB RFEM

Navrhování podle novýchevropských norem

ww

w.d

lub

al.

cz

Ing. Software Dlubal s.r.o.

Fax: +420 222 519 218Tel.: +420 222 518 568

E-mail: [email protected]

Ing. Software

Dlubal

Řada přídavných modulů

Snadné intuitivní ovládání6 500 zákazníků ve světě

Zákaznické služby v Praze

Rozsáhlá knihovna profilů

Nová verze v českém jazyce

Dem

ove

rze

zda

rma

ke s

taže

ní

Anglická 28,120 00 Praha 2

Program pro výpočetrovinných i prostorovýchprutových konstrukcí

Program pro výpočetkonstrukcí metodoukonečných prvků

Stat

ika,

kte

rá V

ás b

ud

e b

avit

...

Inzerce 96,5x132 zrcadlo (Beton CZ 2009)_01.indd 1 27.3.2009 10:16:36


3 2

S T R U C T U R E S


Obr. 11 Uspořádání ložisek v první fázi výstavbyFig. 11 Arrangement of the bearings in the 1st phase of constructionObr. 12 Uspořádání ložisek v definitivním stavuFig. 12 Final arrangement of bearingsObr. 13 Dilatační chování konstrukce v definitivním stavuFig. 13 Dilatation behaviour of the entire structureObr. 14 Soumostí před betonáží srdcovky SO 202 a ramp SO 203

a SO 204Fig. 14 The bridges before casting the interchange part of SO 202,

SO 203 and SO 204Obr. 15 Kabely napnuté v první fázi výstavbyFig. 15 The 1st phase of pre-stressingObr. 16 Kabely napnuté v druhé fázi výstavbyFig. 16 The 2nd phase of pre-stressingObr. 17 Příklad odchylek sil v závěsech levého oblouku SO 201

od projektových hodnotFig. 17 Deviations of calculated and measured values of axial forces

in the hangers of SO 201

SO 2 0 1

SO 2 0 2

SO 2

03

SO 2

04

SO 2 0 1

SO 2 0 2

SO 2

03

SO 2

04

11

13

14

12


3 3

S T R U C T U R E S


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 předepnu-ty kabely příčného předpětí obou oblou-kových mostů a první skupina kabelů podélného předpětí obloukových mostů (obr. 15).

V druhé fázi výstavby následovala druhá skupina kabelů podélného před-pětí obloukových mostů a příčné předpě-tí srdcovky. V těsném závěsu následova-lo podélné předpětí ramp z jejich konců, kotvené do příčníku v srdcovce. Tímto byla konstrukce spojena v jeden statický celek (obr. 16).

Sledování sil v závěsech obloukových mostů během výstavbyVzhledem k okrajovým podmínkám celé stavby a specifikům výstavby oblouko-vých mostů bylo rozhodnuto o sledování sil v závěsech obloukových mostů v jed-notlivých 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 na -pínání přesně definován. Měření sil v zá- věsech bylo podle jednotlivých fází výstav-by 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

• měření po spuštění skruže srdcovky a ramp

• měření po provedení vozovek• měření během zatěžovací zkoušky

Měření byla průběžně vyhodnocová-na, úpravy sil v závěsech byly provádě-ny až po dokončení vozovek oblouko-vých mostů.

Příklad odchylek sil v závěsech levého oblouku SO 201 od projektových hodnot před a po závěrečných úpravách sil je uve-den na obr. 17. Je patrná velká shoda mezi projektem a měřeními, které bylo dosa-hováno ve všech fázích montáže závě-sů a výstavby mostů. Síly byly upravovány tak, aby bylo dosaženo optimálního roz-ložení rezerv ve využití závěsů vzhledem k jejich umístění a namáhání od stálého a pohyblivého zatížení.

Z ÁV Ě R

Společně se podařilo realizovat technic-ky velmi náročné dílo, které bude dobře sloužit svému účelu a tvořit reprezentativní vstupní bránu do města Třinec.

Při řešení tohoto projektu byly částečně

využity výstupy z řešení Výzkumného záměru

Stavební fakulty ČVUT MSM 6840770005

a 103/08/1677 GA ČR.

ZúčastněníObjednatel stavby SSMSK, p. o.Projektant Mott MacDonald Praha, s. r. o.Zhotovitel Sdružení „Baliny 2007“Vedoucí člen sdružení

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


Ing. Pavel Fischer

ODS-Dopravní stavby Ostrava, a. s.

Starobělská 56, 70416 Ostrava-Zábřeh

tel.: 595 135 506


17

15 16


F R I T Z L E O N H A R D T ( 1 9 0 9 – 1 9 9 9 )


S T R U C T U R E S

11. července uplynulo již sto let od naro-zení velké osobnosti Prof. em. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h.mult. Fritze Leonhardta, sta-vebního inženýra v plném obsahu toho-to pojmu a bohužel již deset let ode dne, kdy nás 30. prosince 1999 navždy opus-til. Ovládal teorii konstrukcí i technolo-gii jejich realizace, přicházel stále s nový-

mi myšlenkami, experimentálně je ověřo-val, aplikoval v praxi a sledoval vždy jejich ekonomický přínos.

Vystudoval technickou univerzitu ve Stutt -gartu a po jejím absolvování v roce 1931 strávil další dva roky postgraduálního stu-dia v USA, na univerzitě Purdue.

V letech 1934 až 1941 působil na mostních stavbách na různých mís-tech v Německu a po obhájení dizertač-ní práce pracoval jako vedoucí inženýr při stavbě velkého mostu přes Rýn v Kolí-ně – 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 ocelo-betonovou spřaženou mostovkou. Nosná konstrukce mostu byla za války zniče-na, ale následně rekonstruována a tento most byl po dvacet let mostem s největ-ším rozpětím v Evropě (obr. 1) [6, 7].

Vlastní projekční kancelář otevřel v roce 1941 v Mnichově, kde se s Paulem Bonatzem podílel na projektech význam-ných ocelových konstrukcí pozemních staveb. Patřil k nim i návrh kupole o prů-měru 243 m pro zastřešení nádražní haly,

jejíž model 1 : 50 byl ověřován experi-mentálně v ústavu Prof. Otto Grafa.

Bezprostředně po konci války se zabý-val problémy obnovy válkou zničených budov a navrhl využití cihelné drti pro betonáž stěn do speciálního ocelové-ho rámového bednění, s výplní drátě-nou mříží, které současně podpíralo kon-strukci keramického stropu při betonáži. V roce 1952 byly touto technologií posta-veny koleje pro studenty TU ve Stuttgar-tu o šestnácti podlažích [23c].

Současně se věnoval svému milované-mu oboru, mostnímu stavitelství. Podí-lel se nejdříve na rekonstrukcích několi-ka betonových obloukových mostů přes Moselu a následně mostů přes Rýn, z nichž nejvýznamnějším byl most v Kolí-ně – Deutz (1948), s nově koncipova-nou nosnou konstrukcí a s původními pilí-ři za války zničeného visutého mostu. Most je 437,35 m dlouhý a 18,45 m širo-ký, s poli 132,15 + 184,45 + 120,75 m. Novou nosnou konstrukci tvoří komoro-vý 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 parame-trech, ale z předpjatého betonu (1980). Nosná konstrukce, komorový nosník, je z betonu B55 s výjimkou 61,55 m dlou-hé střední části, která je z lehkého beto-nu LB45. Most byl stavěn letmou beto-náží a patří dosud k nejštíhlejším betono-vým mostům světa (obr. 3) [9]. K ocelové koncepci těchto štíhlých mostů patří ještě most La Cartuja o štíhlosti 1/57 L, s roz-pětím hlavního pole 170 m a výškou prů-řezu uprostřed 3 m, postavený ke světové výstavě v Seville (1992).

Ve stejné době, po návratu ze studij-ní cesty do Francie a po novém setká-ní s Eugenem Freyssinetem v roce 1948, se začal zabývat předpětím, jako novým konstrukčním prvkem, a ve spolupráci s Willi Baurem, který se věnoval technolo-gii předpínání, navrhli první mosty z před-pjatého betonu [10, 11, 23d].

Dalším významným počinem bylo založení projekční kanceláře „Leonhardt und Andrä“ v roce 1954 ve Stuttgar-tu, která dnes, pod názvem Leonhardt, Andrä und Partner, Beratende Ingenieu-re VBI, GmbH – Brücken,-Hochbau-In-1



dustriebau, působí i na dalších místech v Německu a v zahraničí.

Fritz Leonhardt byl však nejen inže-nýrem, ale současně rozeným pedago-gem, 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 poslucha-če. Tato skripta byla po úpravě a doplně-ní, ve spolupráci s Eduardem Mönni gem, následně vydána v šesti dílech, známých pod pojmem „Rote Bücher“ (Červené knihy) [4]. Tyto základní učebnice beto-nového stavitelství svým významem pře-sáhly hranice Německa a zejména jejich anglický překlad došel širokého uplatně-ní. Na katedře svého času působil i René Walther, jako hostující profesor, který se spolupodílel i na vědeckovýzkumné čin-nosti 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 kon-strukce, nejznámější byly pro olympijské stadiony v Mnichově (1972) ad. Světové-ho významu nabyla jeho kniha „Spann-beton für die Praxis“ [7]. Jako komplex-ní 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 mimořád-nou 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 zkuše-nosti autora a vyjadřuje jeho životní filo-zofii v této oblasti lidské činnosti. Celko-vý vlastní pohled na život, dobu, učitele

a spolupracovníky, oblasti cílené pozor-nosti a činnosti i s dosaženými výsledky, je obsažen v knize vzpomínek „Baumeis-ter in einer umwälzenden Zeit“ (Stavitel v převratné době) z roku 1984 [3].

Kromě ryze odborné problematiky se v menších monografiích věnoval i vzta-hu stavitelství a životního prostředí a his-torickým studiím o mostech a věžích v edici „Blaue Bücher“ (Modré knihy) [5]. Věnoval se ale i společenským problé-mům na univerzitách, zejména v krizo-vém 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 vede-ní projekční kanceláře a hlavní spoluau-tor řady teoretických řešení, hrncových ložisek „Neotopflager“, šikmých závěsů apod., Willi Baur, spolutvůrce celého předpínacího systému Leoba, jednotli-vých a soustředěných kabelů, a součas-ně spoluautor technologie postupné-ho vysouvání betonových mostů, kte-rou dále zdokonalil Bernhard Göhler. Willi Zellner, jeden z nejbližších spolupracov-níků, se podílel významně na řešení prv-ních zavěšených mostů a na výstavbě prvních spojitých mostů z předpjatého

betonu pro vysokorychlostní železnice v SRN. Jörg Schlaich, následník ve vede-ní katedry betonu na TU ve Stuttgartu, je spojen se systémem lehkých lanových i jiných sofistikovaných konstrukcí. Horst Falkner se věnoval problematice ploš-ně 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 oce-lář Reiner Saul, který působil též jako vedoucí představitel firmy. Z dnešní širo-ké generace vynikajících žáků Fritze Leon-hardta je nutno jmenovat alespoň Hans--Petera Andrä, který se věnuje pozem-nímu stavitelství, a v prvé řadě Holge-ra 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.

S T R U C T U R E S

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)

3

2


3 6

S T R U C T U R E S


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

První významné mosty a technologie předpínáníŽelezniční most přes kanál Neckaru

v Heilbronnu pro šest kolejí (1951) – byl první aplikací velkých soustředě-ných předpínacích kabelů „Baur-Leon-hardt“ 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°, sestá-vá ze dvou nosných konstrukcí o šíř-kách 15,05 a 18,8 m o šesti resp. sedmi komůrkách, s rovným podhledem a hor-ními náběhy z 1,05 na 1,2 m a kon-strukční výškou 1,8 m [10].

Most Rosenstein přes Neckar ve Stutt -gartu (1953), byl první aplikací malých předpínacích kabelů „Leoba“ s dráty kru-hovými nebo plochými žebrovanými oválnými pruty pro příčné a svislé před-pětí (obr. 5). Jedná se o dvoukloubový rám značné štíhlosti, o rozpětí 68,51 m, s výškou průřezu uprostřed 1,36 m a šíř-kou 24,5 m. Nosnou konstrukci vytvářejí dva komorové nosníky spojené příčníky, regulace rámové síly je umožněna posu-nem v kloubu, kterým se současně akti-vuje zemní tlak [11].

Velké silniční mosty se soustředěnými kabely a předetapy postupného vysouváníMost přes Dunaj Untermarchtal (1953) (obr. 6), má délku 375 m a pět polí 62 + 3 x 70 + 62 m, jejichž výstavba probíha-la ve dvou etapách (2 a 3 pole). Nosnou konstrukci tvoří dvoutrám s deskou, sou-středěné kabely jsou vedeny podél vnitř-ní strany stěn, v místě pracovní spáry etap jsou kabely stykovány přesahem smyčka-mi 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 přesu-nuty, hmotnost cca 5 000 t, na podpě-ry a zmonolitněny v jednu nosnou kon-strukci (obr. 7). Soustředěné kabely jsou uloženy v komorách a jsou odstupňová-ny 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

4

5

6a

6b


3 7

S T R U C T U R E S


šířky 14,5 m tvořené jednokomorový-mi nosníky výšky 5,78 m. Tyto nosníky byly betonovány na předmostí jako seg-mentové prefabrikáty, jednotlivě zasou-vány po kluzné dráze na úzké lávce přes mostní otvor, následně byly zmonolitně-ny, do komor byly uloženy soustředěné kabely a nosníky předepnuty [12].

Most přes řeku Caroni ve Venezue-le (1966). Řeka Caroni svým charakte-rem představovala vážnou překážku pro klasické technologie betonových mostů a finanční situace vylučovala návrh mostu ocelového. Spojení dvou myšlenek, vytvo-ření celé nosné konstrukce na předmos-tí a její následné zasunutí s pomocí tef-lonových kluzných desek s nízkým souči-nitelem 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 nos-ník má výšku 5,4 m, šířku v horní úrov-ní vozovky 10,3 m a dodatečně monto-vané chodníkové konzoly v dolní úrov-ni. Nosník byl vyráběn po dílech na stá-lém místě v ose mostu na předmostí, díly se postupně přesouvaly po kluzné dráze na místa, kde byly následně zmonolitně-ny, centricky předepnuty a v čele dopl-něny ocelovým nástavcem „výsuvným nosem“. V dalším kroku se nosník vysu-nul do konečné polohy přes definitivní pilíře, doplněné uprostřed velkých polí provizorními podpěrami. Posun probíhal pomocí hydraulického zařízení po kluz-ných ložiskách, vytvořených z leštěné-ho nerezového ocelového plechu a kluz-

ných desek s vrstvou teflonu. Po zasu-nutí byly soustředěné kabely, vytvářející dosud centrické předpětí, v upravených žebrech v polích staženy dolů a nad pilíři zdviženy nahoru, aby odpovídaly průbě-hu 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

8a

8b


3 8

S T R U C T U R E S


Mosty postupně vysouvanéMost přes Inn v Kufsteinu (1968) má dva dálniční pásy, každý o pěti polích 59,4 + 3 x 102,4 + 59,4 m a jeden sil-niční o sedmi polích. Celková šířka mostu je 42 m (obr. 9). Nosné konstrukce tvo-ří jednokomorové nosníky výšky 4,6 m, původně se soustředěnými kabely, které byly ukládány mechanizovaně v definitiv-ní poloze. Jedná se o první aplikaci meto-dy postupného výsuvu nosné konstrukce vyráběné na stálém místě, obvykle bezpro-středně za opěrou, po etapách, po nichž se nosná konstrukce postupně vysou-vá do mostního otvoru. V tomto případě byla vysouvána železobetonová, dosud nepředpjatá konstrukce za použití krátké-ho výsuvného nosu a provizorních podpěr, dvou ve velkých a jedné v malých polích. V roce 1990 došlo při povodni k pode-mletí 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 zakři-venými kabely pro definitivní stav mostu.

Obr. 9 Most přes Inn v Kufsteinu (1968), celkový pohled na most ve výstavbě [14]

Obr. 10 Most u Tauberbischofsheimu během výstavby (1970) [14]

Obr. 11 Most Brohtal na A14(1977), celkový pohled na most ve výstavbě [15]

Obr. 12 Most Aichtal mezi Stuttgartem a Tübingen B27, celkový pohled na most ve výstavbě

Obr. 13 Most přes Mohan u Gemünden (1985), pohled na přemostění řeky

9

10


3 9

S T R U C T U R E S


U tohoto mostu to byly soustředěné kabely u vnitřní stěny komory kotve-né jednotlivě v kotvách. V tomto přípa-dě byla ještě použita kombinace výsuv-ného nosu a provizorních podpěr, které se u dalších mostů používaly pouze výji-mečně, při překonávání jednotlivých vel-kých 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 provizor-ními podpěrami za vyloučení středního pilíře, který byl aktivován až při dopínání kabelů po vysunutí (obr. 11) [15].

Most Aichtal mezi Stuttgartem a Tü bin-gen na B27 (1984) o délce 1 161 m, byl nejdelším silničním mostem vysouvaným z jedné výrobny (obr. 12) [2, 24].

Ž E L E Z N I Č N Í M O S T Y N A N O V Ý C H RY C H LO S T N Í C H T R AT Í C H

Při zahájení výstavby nových rychlostních tratí počátkem osmdesátých let byly při-puštěny pouze prosté nosníky. Teprve po prokázání všech potřebných kvalitativ-ních parametrů a technických opatření byly

připuštěny konstrukce spojité a konstrukč-ně složitější. V dále uvedených význam-ných mostech se opět uplatnila technolo-gie 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 nos-níky konstantní výšky 4,5 m s vnitřní-mi poli 55 m a krajními 52,5 až 58 m, v návaznosti na rámový most. Všechny

11

12

13


4 0

S T R U C T U R E S


nosné konstrukce jsou jednokomorové, výška navazující letmé betonáže upro-střed hlavního pole je stejná jako výška vysouvaných nosníků – 4,5 m. V stoj-ky jsou deskové o plném průřezu, patní kloub je betonový s úpravou umožňují-cí následnou rektifikaci. Podle požadavku železniční správy na dodržení časového limitu pro případnou výměnu nosné kon-strukce musela být severní rampa o šesti polích rozdělena ve dvě části po třech polích, které má i kratší jižní. Rozdě-lení mostu na kratší úseky se děje až po vysunutí konstrukce a vyžaduje spe-ciální 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-

vou nosnou konstrukcí, která je rozdě-lena do čtyř částí, spojitých nosníků s poli 40 až 61,7 m. Jejich délky jsou 237 m (pět polí), 369,5 m (pět hlav-ních a sedm podružných polí nad oblou-kem), 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 oblou-kem o rozpětí 162 m, se stěnami v místě lomů. Oblouk byl stavěn letmo s vyvěšením přes pylon osazený na pilí-ři v místě patky oblouku a podporuje vlastní nosnou konstrukci mostu, která byla stavěna technologií postupného výsuvu ze severní strany. Jedná se nej-delší 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 spe-ciální 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.


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

14a

14b

F I R E M N Í P R E Z E N T A C E


C O M P A N Y P R E S E N T A T I O N

V případě destrukce místa spojení desky a slou-pu rozhoduje o stabilitě konstrukce ocelový rošt v dolní části vodorovné konstrukce nacházející se nad sloupem. Pokud tato výztuž chybí, je vylou-čené, aby konstrukce vydržela v případě havárie. Je-li však konstrukce v tomto místě vyztužena, je možné zajistit, aby nedošlo k její destrukci v pří-padě, že tato výztuž bude schopna přenést zatí-žení 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 vyztu-žení konstrukcí. Tato ocel je podle normy PN-B-03264:2002 ocelí se středně vysokou tažností, což znamená, že její charakteristické prodlouže-ní při maximální síle v tahu nemůže být menší než 2,5 % (εuk > 2,5 %) a podíl charakteristické pevnosti oceli v tahu ftk a charakteristické hod-noty 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 nabíze-jí ocel typu A-IIIN, která splňuje požadavky třídy C (velmi vysoká tažnost) – je to ocel znač-ky 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 válco-vané za studena s nízkou tažností.

Vysoká tažnost oceli je důležitá tam, kde je nutné zachovat bezpečnost konstrukce v pří-padě lokálního poškození, nebo zpomalit vývoj poškození cestou značné deformace. Cílem uvedených zkoušek bylo prokázání této závis-losti. 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 vznikají-cí 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 maximál-ní únosnosti ocelového roštu nacházejícího se nad sloupem. Po dosažení této hodnoty dojde k uvolnění šroubů kotvících vzorek ve stanove-né poloze, a následnému zvyšování zatížení až do momentu úplné destrukce – za účelem urče-ní 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 propích-nutí došlo k automatickému poklesu hodno-ty zatížení. Následně byla zvýšena hodnota síly působící na sloup. V důsledku toho došlo k pře-sunutí 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 zaznamená-na hodnota zatížení po propíchnutí 386,01 kN – po dosažení této hodnoty došlo k poklesu zatí-žení a při jeho opětovném zvyšování do hod-noty 350,22 kN se ozvalo slyšitelné prasknutí a současně došlo k opětovnému poklesu údajů na siloměru. V důsledku dalšího zatížení vzor-ku 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 zatí-žení 425,59 kN. Jelikož došlo k výraznému vychý-lení sloupu a hrozilo nebezpečí poškození armo-vání, 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 CPři použití tohoto zatížení na dodatečné zatí-

žení stropní desky se sítí 6 x 6 m byla výztuž v oblasti podpor po propíchnutí schopna pře-nést zatížení:• q = 5,7 kN/m2 u oceli s nízkou tažností

třídy A• q = 7,3 kN/m2 u oceli s velmi vysokou tažnos-

tí třídy CNa základě provedené zkoušky bylo zjištěno

chování konstrukce v místě styku desky a sloupu po poškození, čili v okamžiku, kdy by pokračují-cí katastrofě měla zabránit dolní výztuž nad slou-pem ve tvaru roštu, řádně ukotvená mezi pod-pěrami. Při velkém přesunutí, k němuž došlo při havárii, bylo nutné, aby dolní výztuž byla schop-na mezní deformace, která v běžných pod-mínkách nemá použití s ohledem na omeze-ní týkající se maximální deformace a redistribu-ce 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.

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

ul. Koszykowa 5400-675 Warszawa

POLANDtel.: +48 22 630 83 75fax: +48 22 625 50 49

e-mail: [email protected]. cpjs.pl

O C E L – B E Z P E Č N É Ř E Š E N Í Ž E L E Z O B E T O N O V Ý C H K O N S T R U K C ÍZK O U Š K A Ú N O S N O S T I P O P R O P Í C H N U T Í O B L A S T I P O D P O R M O N O L I T I C K Ý C H K O N S T R U K C Í V M Í S T Ě S T Y K U V O D O R O V N É K O N S T R U K C E A S L O U P U *


A B R I D G E B E T W E E N T H E C E N T U R I E SM O S T M E Z I S T A L E T Í M I


S T R U C T U R E S

J A N A M A R G O L D O VÁ

V srpnu 2005 byl ve švédském Stockholmu otevřen nový dvou-kolejný 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 slav-nostně otevřen v srpnu 2005 švédským králem Karlem Gusta-vem XVI. Byl to historický okamžik v procesu rozšiřování a moder-nizace švédské železniční sítě. Organický zvlněný tvar mostu je cit-livým odrazem vysokých hodnot městského prostředí Stockhol-mu a červená barva odstínu „falunská červeň“ používaná na nátě-ry staveb od 16. století spojuje moderní inženýrské dílo se švéd-skou 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 oblas-tí na jihu a jihozápadu dojíždí do vnitřního města za prací denně mnoho lidí. Většina z nich dává přednost cestě vlakem před pou-žitím 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-

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 pravidel-né. I přijíždějící vlaky byly omezeny kapacitou několika železnič-ních mostů. Středem města nedaleko královského paláce projíž-dějí po mostech i těžké nákladní vlaky a metro (obr. 2). Po dlou-hých diskuzích v druhé polovině dvacátého století bylo rozhodnu-to 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 kon-strukční 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 zapoju-je 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 dva-krát 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 podhle-dové 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 ložis-ka, 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 hlu-kem. Obě koleje jsou osazeny zařízeními sledujícími úroveň hluku při průjezdu vlaku. Vnitřní boční stěny nosníku a bariéra mezi kole-jemi 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;

1

2


4 3

S T R U C T U R E S


žádné obvyklé rachocení, jako u starších železničních mostů. Protože beton musel vyhovět řadě technických, technologic-

kých i estetických požadavků, tvalo šest měsíců než technologo-vé 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 hle-diska 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 připrave-ného bednění kotveného do již hotové konstrukce a podepřené-ho navíc dvěma dočasnými pilíři. Bednění pilířů i nosné konstruk-ce 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 nezatě-žují 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 ces-tujících za rok.

Tab. 1 Objemy hlavních použitých materiálůTab. 1 Volumes of main used materials

Materiál Objembarevný beton K60 23 000 m3

pigment 350 tběžný beton K60 6 000 m3

běžná betonářská výztuž Ks60 5 200 tpředpínací výztuž (VSL) 1 100 t

Zúčastnění

Investor Swedish National Rail Administration (Bankverket) City of Stockholm

Architektonický návrh

Foster + Partners, Norman Foster, Jean-Philippe Cartz, Tim Quick, Ken Shuttleworth, Lee Taylor

Návrh konstrukce Ove ArupBarevné pigmenty LANXESS Deutschland GmbHDodavatel SKANSKARealizace 2000 až 2005

Jana Margoldová

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

Obr. 1 Starý a nový Arsta BridgeFig. 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 2008Fig. 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

Literatura: [1] Materiály ateliéru Foster + Partners, Londýn[2] Materiály společnosti LANXESS Deutschland GmbH, Inorganic

Pigments, www.lanxess.com

3

4

M A T E R I Á L Y A T E C H N O L O G I E

T H E E F F E C T O F T H E A D D I T I O N O F I N O R G A N I C P I G M E N T A T I O N O N T H E D U R A B I L I T Y O F T H E C O N C R E T E

V L I V P Ř I D Á N Í A N O R G A N I C K Ý C H P I G M E N T Ů N A T R V A N L I V O S T B E T O N U


M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y

F R A N C I S C O C A R VA L H O D E A R R U D A C O E L H O

Předmětem studie je analýza vlivu při-dání anorganických pigmentů na trvan-livost betonu. Při výzkumu byly zkoušeny vzorky betonu vyrobené z bílého a šedé-ho cementu s přidáním červeného, černého a žlutého pigmentu. Betonová směs byla vyráběna v plastické nebo tekuté konzistenci. Pro určení vlivu při-daných pigmentů na vlastnosti beto-nu byly provedeny zkoušky kapilární absorpce, hloubky karbonatace, pevnos-ti až do porušení a obrusnosti. Výsledky zkoušek ukázaly, že přidání syntetických pigmentů oxidů železa neovlivnilo trvan-livost betonu a v některých případech došlo dokonce k jejímu zvýšení.The present study has as objective the analysis of the influence of the incorpo-ration of inorganic pigmentation on the durability of the concrete. To the execu-tion 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 consisten-cy. For the determination of the effects of the addition of pigmentation on the properties of the cement some tests were conducted to determine the capil-lary absorption, the carbonatation depth, comprehensive strength and abrasion. The conducted tests demonstrate that the incorporation of iron oxide synthe-tic pigments did not cause any harm concerning the durability of the con-crete and in some situations it broughtimprovement of the performance of the concrete facing aggressive agents.

Díváme-li se na beton z konstrukčního hlediska, je to materiál, který reprezen-tuje pro použití v konstrukci velmi dobré vlastnosti. Je to dáno jeho mechanický-mi vlastnostmi, zejména jeho tlakovou odolností. Vedle toho je jeho tvárnost, se kterou přijímá nejen tvar bednění nebo formy, ale přejímá v negativním obra-ze i vzhled jejího povrchu. Beton zůstává

plastický až tekutý, dokud směs nedosáh-ne určitých definovaných fyzikálních pod-mínek, kdy začíná tuhnout a tvrdnout. K těm dobrým vlastnostem můžeme při-dat ještě vlastnosti estetické, navrhneme-li správně tvar, proporce, texturu povrchu, jeho barvu ad. Právě možnost jeho bar-vení přidáním pigmentů přímo do hmoty materiálu přispěla k tomu, že beton je používán nejen jako konstrukční materiál, ale vzrůstá jeho obliba jako architektonic-kého materiálu.

Prostřednictvím vhodně navrženého projektu, užitím produktů jež vhodně zvyšují kvalitu základního materiálu a pra-covníků s patřičnou zkušeností, je možné získat při užití barevných betonů opravdu mimořádné výsledky.

Volnost během projektu, možnost pou-žít kteroukoliv z téměř neomezeného množství konečných úprav povrchů, při-měřené ceny konstrukcí, konstrukční inte-grita a nízké náklady na údržbu vysvětlu-jí vzrůstající popularitu betonu v diversifi-kované 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 přidává-ní 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 anor-ganické pigmenty červený, žlutý a černý vždy ve stejném množství. Pro všech-ny směsi byl zachován stejný vodní sou-činitel.

Celkem bylo připraveno sedm různých směsí. Do betonu vyrobeného z bílého cementu byl přidán žlutý a červený pig-ment, do betonů připravených z šedého cementu byly přidány všechny tři barev-

né pigmenty, vždy ve stejném množ-ství. Referenční vzorky bez přidání pig-mentů byly připraveny z bílého a šedé-ho betonu.

Betonové zkušební vzorky byly po 360 dnů vystaveny následujícím podmínkám:• vnější prostředí – zkušební vzorky všech

navržených typů betonu byly ponechá-ny přes celé zkušební období v nechrá-něném vnějším prostředí,

• cyklické střídání vlhkého a suchého pro-středí – zkušební vzorky všech navrže-ných 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 zkouše-

ných skupin odebráno po jednom vzorku a byla na nich změřena kapilární absorp-ce, hloubka karbonatace a obrusnost betonu. Na ostatních vzorcích pokračova-ly dlouhodobé zkoušky podle rozpisu.

M AT E R I Á LY

Pro zkoušky byly použity následující mate-riály:• Pro všechny typy vzorků bylo použito

stejné kamenivo. Jako jemné kameni-vo byl použit těžený písek z řeky Acaraú (Sobral, Ce) žlutavé barvy, s modulem zrnitosti 2,89. Hrubé vápencové kame-nivo 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 anor-ganických pigmentů oxidů železa jsou uvedeny v tab. 1.

DávkováníDávkování jednotlivých složek betonové směsi bylo zkušebně ověřeno. Výchozím bodem byly běžně užívané dávky a jejich




poměry pro průmyslově vyráběný kon-strukční beton. Byly sledovány následující hodnoty: obsah cementu, použití stejného kameniva, tj. typ, množství a skladba křiv-ky zrnitosti, do všech směsí, množství pig-mentu v suchém stavu (v % váhy cemen-tu) a jednotný vodní součinitel. Při určová-ní množství pigmentu pro betonovou směs se vycházelo z obvykle používaných množ-ství, tj. 2 a 5 % váhy cementu. Bylo rozhod-nuto obarvit směsi přidáním 3 % pigmentů nezávisle na použitém cementu.

Výroba betonůVšechny směsi byly míchány v míchačce o kapacitě 320 l s ukloněnou osou otá-čení. 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 odol-nosti výsledného betonu i výrazné odchyl-ky v barevnosti betonu. Zkušební vzorky byly označeny dle tab. 2.

Výroba zkušebních vzorkůVýroba zkušebních vzorků probíhala dle norem ABNT, NBR 5738. Během výro-by z různých typů betonu byla zkouše-na jejich konzistence pomocí slump testu

(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 metodyZkouška kapilární absorpce určuje množství absorbované vody prostřed-nictvím jejího vzlínaní kapilárami. Získa-né výsledky umožňují určit možnosti pří-stupu agresivních látek do nitra beto-nu, 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 hledis-ka trvanlivosti způsobuje redukci pH vody v pórech cementu, čímž se snižuje ochra-na oceli sevřené v betonu a ocel je vysta-vena působení koroze. Zkoušky k určení hloubky karbonatace byly prováděny dle doporučení RILEM.

Odolnost proti obrušování – při mnoha různých okolnostech je povrch beto-nu vystaven mechanickému opotřebe-ní, např. obrušováním. Vlastnosti povrchů

betonu jsou významně ovlivněny úprava-mi povrchů betonu. Odolnost a povrcho-vá tvrdost jsou faktory, které významně ovlivňují odolnost proti opotřebení.

V Ý S L E D K Y

NasákavostSrovnání hodnot nasákavosti pro jednot-livé typy zkušebních prvků je vyneseno do grafu na obr. 2.

Hloubka karbonataceV tab. 3 jsou uvedeny výsledky zkoušek hloubky karbonatace. V prvním sloup-ci jsou uvedeny hodnoty po 28 dnech. V dalších sloupcích jsou uvedené výsled-ky zkoušek po ukončení dvou různých typů expozice vzorků.

Obrusnost betonuV tab. 4 jsou uvedeny hodnoty úbytku materiálů jednotlivých vzorků vystave-ných zkouškám obrusnosti. Na obr. 3 je na vzorcích vystavených zkouškám obrus-nosti vidět vliv barvy odhaleného vnitřní-ho kameniva na výslednou barvu povr-chu betonu s pojivem obsahujícím barev-né pigmenty.

Výsledky ukazují, že barva kameniva je velmi důležitá pro dosažení požadované konečné barvy betonu.

Tab. 1 Technická specifikace použitých pigmentůTab. 1 Technical specifications of the pigments, source

Vlastnosti pigmentů Fe2O3[%] Rozpustnost soli [%] Absorpce vody

[G/100 g]Nadsítné pro velikost

oka 325 [%] pH Zdánlivá hustota [g/cm3]

Specifická hustota [g/cm3]

ReferenceASTM D50 ASTM D1208 ASTM D281 ASTM

D185ASTMD1208 ASTM B527 ASTM

D153Barva Typžlutá 9010 85 až 89 0,1 až 1 55 až 65 0,01 až 0,1 3 až 4 0,3 až 0,6 3,6 až 4

červená 8010 92 až 96 0,1 až 0,5 45 až 55 0,1 až 0,5 3 až 6 0,9 až 1,2 4,3 až 4,7černá 5010 92 až 96 0,1 až 1 35 až 45 0,05 až 0,5 4 až 6 1 až 1,4 4,1 až 4,7

Tab. 2 Označení betonových vzorkůTab. 2 Labels on the concrete specimens

Typ betonu Kódbílý cement bez pigmentu BSPbílý cement se žlutým pigmentem BPAbílý cement s červeným pigmentem BPVšedý cement bez pigmentu CSPšedý cement se žlutým pigmentem CPAšedý cement s červeným pigmentem CPVšedý cement s černým pigmentem CPP

Obr. 1 Zkušební vzorky uložené v plastových pytlích

Fig. 1 Specimens in the plastic bag 1




D I S K U Z E V Ý S L E D K Ů

NasákavostPřidáním pigmentů do betonové směsi nedojde k žádné výrazné změně nasá-kavosti materiálu. U betonu s přidaným žlutým pigmentem byl potvrzen vzrůst kapilární absorpce. Pozorovaná změna je vysvětlována morfologií zrn žlutého pig-mentu. Jejich příznivý tvar přispívá k snad-nější tvorbě sítě vzájemně propojených jemných kapilár v betonu.

Dlouhodobé vystavení vzorků působení vnějšího prostředí nebo opakované cykly jejich mačení/vysušování (v obou přípa-dech se jedná o opakované namáhání působením změn teplotních a vlhkost-ních podmínek v materiálu) podporují změny ve vnitřní struktuře materiálu, tzn. vznik mikrotrhlinek, jejich růst a spojová-ní, což přispívá k vyšší penetraci vody sítí jemných kapilár do struktury betonu.

KarbonataceRozbor výsledků zkoušek betonových vzor-ků vyrobených z bílého a šedého cementu s přídavkem různých pigmentů ukázal, že typ cementu nemá vliv na výsledné namě-řené hodnoty hloubky karbonatace.

Beton s přídavkem žlutého pigmentu

vykazuje vyšší vrstvu zasaženou karbo-natací, rozdíl oproti ostatním betonům je však na hranici významnosti. Hodnoty vzorků s přídavkem červeného nebo čer-ného pigmentu jsou zřetelně bližší hod-notám získaným u vzorků bez pigmentů.

Zkoušky ukázaly, že na vzorcích vysta-vených působení vnějšího prostředí byla naměřena vyšší zkarbonatovaná vrstva, což je způsobeno častějším a intenzivněj-ším kontaktem cementové matrice s CO2.

ObrusnostRozbor výsledků zkoušek odolnosti vzor-ků vůči abrazi demostruje vliv mechanic-ké odolnosti betonu proti obrušování.

Betonové vzorky připravené z cemen-tu CPB 40 s přídavky pigmentů vykáza-ly vyšší mechanickou odolnost vůči opo-třebení než vzorky připravené z cemen-tu CP-II-32 RS.

Byl pozorován vliv žlutého pigmentu na zvýšení odolnosti betonu. Žlutý beton vykazoval po zkoušce nižší opotřebení. Přídavek červeného nebo černého pig-mentu neměl na vlastnosti betonových vzorků vliv.

Zkouška odolnosti proti opotřebení upo-zornila na důležitost volby vhodné barvy kameniva pro výsledný vzhled povrchu barevného betonu. Protože pro zkušeb-ní vzorky bylo vybráno kamenivo vhodné barvy, bylo snazší dosáhnou požadova-ného výsledného zabarvení betonu.

Z ÁV Ě R

Z analýzy výsledků popsaného experi-mentálního výzkumu je možno učinit nasledující závěry:

Na základě získaných hodnot sledova-ných parametrů je možné tvrdit, že při-dání anorganických pigmentů kysličníků železa do betonu nezpůsobí změny jeho fyzikálně-mechanických vlastností. Poně-kud pro beton nebezpečná je snaha pig-mentových zrn vázat na sebe vodu obsa-

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

Tab. 3 Hloubka karbonataceTab. 3 Carbonatation depth

Typ betonu

Hloubka karbonatace [mm]počáteční

– po 28 dnech

konečná po 360 dnechstřídavé máčení

/ vysoušeníuložení ve

vnějším prostředíBSP 0 4 4BPA 0 6 7BPV 0 5 5CSP 0 4 5CPA 0 5 6CPV 0 4 5CPP 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

Úbytek hmoty [%]

počáteční – po 28 dnech

konečný (360 dnech)střídavé máčení

/ vysoušeníuložení ve

vnějším prostředíBSP 4,9 5 5,1BPA 4,8 4,7 4,9BPV 5 5 4,9CSP 5,6 6 6,1CPA 5,1 5,4 5,8CPV 5,7 5,8 5,8CPP 6 6,1 6,2

2

3


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 kontrol-ním měřením konzistence směsi.

Co se týká trvanlivosti, na vzorcích s přidanými pigmenty neby-ly 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.

Prof. Dr. Francisco Carvalho de Arruda Coelho

CEC of the Vale do Acaraú State University

Costa Barros Street, 2373 Apartment 801

Fortaleza-CE, Brazílie


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


T Ě Ž K É P O D S K R U Ž E N Í P R O V E L K É Z A T Í Ž E N ÍH E A V Y C E N T E R I N G F O R L A R G E L O A D I N G



J A N S E D L ÁČ E K

Už skoro rok je v České republice pou-žíván 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 podpo-ry 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 hel-ped 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.

Zvýšené tempo budování technické infra-struktury vyvolává v naší zemi značnou

poptávku po speciálních dočasných kon-strukcích umožňujících zvládnutí technolo-gicky složitých úkolů kladených na staveb-ní společnosti. Na mnohých stavbách se dnes můžeme setkat s novými zajímavý-mi technologiemi, které stavební průmysl v Evropě i ve světě nabízí. Rychlý vývoj pro-bíhá i v oblasti bednicí techniky. V minulém roce se na stavbách vedle již známých sys-témů 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, vyvinu-tý španělskou pobočkou společnosti PERI, pomáhá přenášet dočasné zatížení z velké výšky do podloží. Zatížení vyvolané nejčas-těji stavbou betonových nebo ocelových mostních konstrukcí je přenášeno pomocí subtilních ocelových věží složených z jed-notlivých prostorových rámů. Jednotlivé věže jsou schopny přenášet zatížení 1 000 kN na výšku 12 m (obr. 1 a 2).

Přesné nastavení jakékoliv výšky bedně-ní (při použití hydraulické hlavy min. 1 m) na věžích uvedeného systému umožňu-jí dva typy základních dílů výšky 0,75 a 1 m, stavěcí vřetena s možností maxi-málního vytažení 250 mm, která se osa-zují na spodní a horní konec sestavených věží, a hydraulická hlava (obr. 3).

Spodní vřetena slouží k prvotní hrubé nivelaci, zatímco horní pro přesné doladě-ní 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 mon-táž 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 agre-gátem, se kterým je možné obsluhovat až pět věží najednou. Jednotlivé věže mohou být spouštěny nezávisle na sobě, nebo všechny najednou, což významně snižu-je pracnost nejen při nastavování přes-né výšky konstrukce, ale i při odbedňová-ní hotové mostovky. Rovnoměrné přene-sení zatížení přesně do osy věže zaruču-je kulový čep, který je součástí hydraulic-ké hlavice.

Systém nevyžaduje celoplošné podskru-žení, ale většinou se navrhuje jako pode-pření tuhou bárkou postavenou kolmo na osu mostu s rozestupy věží v modu-lu 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 profi-ly HEB 400.

Horizontální síly jsou přenášeny diago-nálními táhly (obr. 5) uchycenými pomo-cí upínacích válců do nosníků a dále oce-lovými závorami a táhly až do základo-vých pasů. Pokud kotvení věží není možné, např. jsou-li základy tvořeny panely, stabili-zuje se celá bárka jiným vhodným způso-bem – stabilizátory, lany apod.

Pro větší bezpečnost práce při obsluze hydraulického systému a ukládání rozná-šecích nosníků ve velké výšce je možné použít pracovní lešení s nosnou konstruk-cí po celé výšce věže nebo vytvořit pra-covní plošiny pouze v úrovni hydraulických hlav na systémových konzolách, které jsou ještě na zemi upevněny přímo na ležící věž, popř. její nejvyšší díl.

1

2




Z ÁV Ě R

Úspory materiálu i času, snadná a rychlá montáž a maximál-ní 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. 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

Obr. 1 Graf únosnosti jedné věže ST-A4Fig. 1 Diagram of the load-bearing capacity of a tower ST-A4

Obr. 2 Schéma věže ST-A4Fig. 2 Chart of the tower ST-A4

3

5

4b

4a


M I M O S T A V E N I S K O V Á D O P R A V A Č E R S T V É H O B E T Ó N U A V P L Y V T E P L O T Y P R O S T R E D I AR E A D Y - M I X C O N C R E T E T R A N S P O R T A N D I N F L U E N C E O F A M B I E N T T E M P E R A T U R E



P E T E R B R I AT K A , L U K Á Š Š T E FÁ N I K , P E T E R M A K Ý Š

Cieľom príspevku je zdôrazniť závažnosť problematiky pri-márnej dopravy čerstvého betónu, obzvlášť v letnom období, kedy sa nezriedka potýkame s nevyhovujúcou spracovateľnos-ťou dodaného transportbetónu. Práca podáva stručný úvod do teórie betónu, hydratácie cementu a do merania času tuh-nutia materiálov na báze cementu. V experimentálnej časti sú prezentované výsledky laboratórnych skúšok tuhnutia cemen-tového 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 ready-mix 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.

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

V Y M E D Z E N I E 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 LÓ G I E S P R AC O VA N I A B E T Ó N U

Doprava je dôležitou súčasťou spracovania čerstvého betónu (ČB). Betón je potrebné ochraňovať pred účinkami vysokej tep-loty (nad 25 °C a obzvlášť nad 30 °C), pretože jeho expozícia takýmto podmienkam vyvoláva radikálne zvýšenie tempa hyd-ratácie. Podľa STN EN 206-1 nesmie teplota betónu pri doda-ní prekročiť +30 °C, ak sa nezvolia vhodné opatrenia. Jedná sa hlavne o optimálne zloženie ČB pre dané podmienky. Dôleži-tý je výber vhodného druhu cementu, prísad, prímesí a vodné-ho súčiniteľa. Riešením môže byť aj chladenie ČB napríklad pri-daním určitého množstva zámesovej vody vo forme ľadu alebo chladenie tekutým dusíkom.

Opačný prístup k problému je definovanie maximálnej doprav-nej 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

3

1 2

4




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 pred-chádzajúcej 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 začiat-kom 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 prvé-ho kontaktu cementu s vodou až do nadobudnutia pevnos-ti cementového tmelu v tlaku 0,5 MPa. Čas začiatku tuhnu-tia vyjadruje aj začiatok výraznej straty plasticity cemento-vého tmelu v dôsledku formovania hydratačných produktov a väzieb medzi nimi navzájom (obr. 1) i na rozhraní cemen-tový tmel a kamenivo.

Čas začiatku tuhnutia sa stanovuje pre každý druh aj trie-du 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 tuh-nutia ovplyvňuje v prvom rade zloženie cementu, jemnosť jeho mletia, vodný súčiniteľ (obr. 2 a 3) a samozrejme teplota pro-stredia (obr. 4), ktorá (jednoducho povedané) určuje tempo hydratačných procesov.

Pre zisťovanie doby začiatku tuhnutia existuje viacero skúšob-ných postupov. Normové, priamo alebo nepriamo, vychádzajú z merania odporu proti prenikaniu určitého skúšobného telieska do cementového tmelu [5, 6, 7, 8]. Iný prístup ponúkajú sofisti-kovanejšie metódy založené na zisťovaní napríklad stupňa hyd-

ratácie [11] (kalorimetrickou metódou merania uvoľneného hyd-ratačného tepla) alebo na meraní akustickej emisie u betónov (uzavretých cementových systémov) s nízkym vodným súčini-teľom [14].

Vplyv rôznych parametrov čerstvého betónu, napr. druh cementu, jemnosť jeho mletia, vodný súčiniteľ, prítomnosť prí-sad 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, musí-me sa vysporiadať s mimostaveniskovou dopravou čerstvé-ho 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 dopra-vy čerstvého betónu boli vykonané skúšky zisťovania začiatkov tuhnutia na cementových tmeloch. Na základe týchto výsled-kov sa pristúpilo k praktickému riešeniu problematiky z techno-logického 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 recep-túra čerstvého betónu je daná a nemenná rovnako ako aj tep-lota vonkajšieho prostredia. Úlohou bolo zistiť čas začiatku tuh-nutia 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 sorti-ment, účinnosti a kumulované funkčné mechanizmy nezapada-jú do zámeru tejto práce – zdôrazniť význam riadenia a optima-lizácie 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

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

5




Skúšky boli vykonané podľa STN EN 1015-9 na vzorkách cementového tmelu. Zjednodušenie zloženia vzoriek zane-dbaním plniva (kameniva) bolo zvolené preto, aby výsledky reprezentovali priebeh tuhnutia cementu ako zložky zodpo-vednej 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 nespor-ne 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 cementové-ho 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

Tab. 1 Vlastnosti CEM I 42,5RTab. 1 Properties of CEM I 42,5R

Parameter Požiadavka STN EN 197-1

Hodnoty u výrobcu

Začiatok tuhnutia [min] ≥ 60 208 ± 24Pevnosť v tlaku po 2 dňoch [MPa] ≥ 20 30,3 ± 1,8Merný povrch [m2/kg] – 405 ± 16

Tab. 2 Použité receptúry cementového tmeluTab. 2 Used cement paste proportins

Sada Zložka Dávka [kg/m3]

Vodný súčiniteľ

ACement 1619,54

0,30Voda 485,86

BCement 1393,81

0,40Voda 557,52

Obr. 7 Kondiciovanie pri teplote 20 °CFig. 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]

7

9

8




vody a následne cementom. Ihneď sa spustilo pomalé mieša-nie. Po uplynutí 90 s sa miešačka na 30 s zastavila a cemen-tový 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 val-cové formy z HDPE (∅ 105 mm, výška 100 mm). Formy sa napĺňali v desiatich vrstvách za priebežného jemného zhutňo-vania poklepom o podložku. Takto pripravené vzorky sa ulo-žili na kondiciovanie pri teplote, v ktorej sa zisťoval začiatok tuhnutia. Relatívna vlhkosť kondiciovania bola odlišná v skúš-kach 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 vzor-ky pri penetrácii. Táto sila reprezentuje odpor R, ktorý kla-die 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 vyko-návané v intervaloch 15 min. a výsledné časy začiatku tuhnu-tia boli lineárne interpolované.

Výsledkom experimentálnej časti práce je sumárny graf prie-behu tuhnutia jednotlivých vzoriek s rôznymi vodnými súčini-teľmi pri rôznych teplotách prostredia (obr. 9). Z neho je jasne vidno závislosť začiatku tuhnutia od vodného súčiniteľa a tep-loty, pri akej cementový tmel tuhne. Výsledky viac-menej zod-povedajú všeobecne očakávanému priebehu tuhnutia. Inverz-nou funkciou k priebehu tuhnutia je spracovateľnosť, ktorá, ako je vidno, ešte aj cca 15 až 30 min. pred dosiahnutím limit-nej hodnoty rapídne klesá, čo poukazuje na závažnosť proble-matiky dopravy čerstvého betónu na stavenisko v takom čase, aby mohol byť bezpečne zabudovaný.

Sumárny prehľad časov začiatku tuhnutia jednotlivých vzo-riek 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.

P R A K T I C K Á A P L I K ÁC I A

Prvým krokom k možnosti aplikácie laboratórnych výsled-kov do praxe je dôkladný prieskum všetkých relevantných podmie nok 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 tuhnutiaTab. 3 Review of measured setting times

Sada Vodný súčiniteľ

Čas tuhnutia pri teplotách [min]20 °C 25 °C 30 °C

A 0,30 94 87 79B 0,40 184 147 134

6

7

9

10

11




oficiálnych a oprávnených výrobcov transportbetónu na Slo-vensku. Dôsledné zmapovanie výrobcov transportbetónu bolo elementárnym predpokladom pre zmysluplné využitie údajov získaných v druhej časti prieskumu. V nej sa pozornosť veno-vala teplotným pomerom na Slovensku a dlhodobým meteo-rologickým pozorovaniam. Táto časť bola pôvodne zameraná na analýzu troch každoročne najteplejších mesiacov za obdo-bie rokov 1951 až 1980 (obr. 11). Z dôvodu rozsahu spraco-vávaných údajov cca 2 400 meracích staníc sa ale pristúpi-lo k zjednodušeniu. Do ďalšieho postupu sa spracovávali iba

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 výrob-ní transportbetónu (betonárok). Každá z betonárok je schopná zásobovať čerstvým betónom určité územie – spádovú oblasť. Idealizovaným modelom spádovej oblasti je územie okolo beto-nárky 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 vzdialenos-ti (polomeru kružnice) vstupuje nielen disponibilný čas pre transport (daný teplotou a zložením ČB) ale aj dopravná rých-losť na jednotlivých typoch komunikácií. Z toho vyplýva zásad-ná chyba, ak by sme posudzovali možnosť dopravy čerstvého

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)

12

13

14




betónu z konkrétnej betonárky na konkrétne miesto iba podľa tohto modelu.

Podľa toho čo bolo doteraz uvedené, je nevyhnutné zahr-núť do výpočtov dopravných vzdialeností (a teda i spádových oblastí) aj typy komunikácií v okolí betonárky a reálne rýchlos-ti, akými sa po nich môže transport uskutočňovať. Do úvahy by mali byť vzaté aj dočasné dopravné obmedzenia (rekonštruk-cie existujúcej infraštruktúry) a približná denná hodina trans-portu, nakoľko v určitých časoch sa nedá vyhnúť dopravným zápcham. Takýto, opäť čiastočne zjednodušený, model zachy-táva obr. 14.

Pri výpočte spádovej oblasti mesta Trnavy boli použité prie-merné dopravné rýchlosti domiešavačov na troch rôznych kate-góriách 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/hČasy začiatku tuhnutia sme použili podľa tab. 3 – zodpoveda-

júce 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 loka-lite pre mesiac júl je 25,97 °C [4]. Z to ho 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 nemož-no stotožňovať s disponibilným časom na transport betónu tT. Maximálny prípustný čas na transport sa vypočíta ako zosta-tok po odčítaní všetkých operačných časov od času tuhnu-tia 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 mieša-nia [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 udalos-ti [min], T teplota [°C], v/c vodný súčiniteľ, VMixer objem miešač-ky [m3], ηMixer účinnosť miešačky pri určitom naplnení, VR.M.Truck objem domiešavača, sSite dopravná vzdialenosť na stavenis-ku, vSite rýchlosť pohybu po stavenisku, PPump výkon čerpa-dla ČB, ACon plocha horného povrchu betónovanej konštrukcie [m2], VCon objem betónovanej konštrukcie [m3] a PL produktivi-ta práce.

Z ÁV E R

O význame dôkladnej organizácie transportu čerstvého betó-nu sa presviedčame v každonennej stavebnej praxi. Uvedený prístup a koncept metodického postupu by po rozsiahlejšom výskume a vytvorení softwarovej aplikácie mohol slúžiť pri riade-ní 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 neis-toty prehlásiť, či je tento betón pri daných podmienkach schop-ný dopraviť na stavenisko a ak nie, aké opatrenia je nútený pri-

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 betóno-vých konštrukcií. Už v projektovej fáze by bolo jasné, či sú oko-lité betonárne schopné zásobovať stavbu (alebo jej etapu resp. časť) čerstvým betónom.

Ing. Peter Briatka

Technický a skúšobný ústav stavebný

Bratislava


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


P O S T - T E N S I O N I N G O F T H E B R I D G E S S O 2 0 4 A N D S O 2 0 9 . 2 A T P R A G U E R I N G , S E C T I O N 5 1 4

D O D A T E Č N É P Ř E D P Í N Á N Í M O S T Ů S O 2 0 4 A S O 2 0 9 . 2 N A S O K P 5 1 4



P AV E L V A N Ě K

Most SO 204, součást mostní estaká dy přes údolí Berounky a Radotína, pat ří k nej významnějším stavbám nejen na bu -dovaném úseku 514 Silničního okruhu ko -l em Prahy (SOKP). Se svou celkovou dél-kou 2 km a spolu s navazujícími mostní mi objekty je nejdelším mostem v České repub-lice. 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 construc-tions 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

1.1. 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 rozpo-ny 46 a 49 m, je zhotovována na pevné a posuvné skruži s horním nosníkem. Tato posuvná skruž je vybavena závěsným zaříze -ním s pojezdem v úrovni nosníku, pomocí kterého je možné provádět ukládku prefa-bri kovaných kabelů elegantně odvíjením z cívek (obr. 1). Kabely složené z devatenác-ti lan a délky až 100 m jsou prefabri ko vány ve výrobně a následně dopravovány na sta-veniště. Dodavatel předpětí tuto technolo-gii instalace zavedl prvotně pro účel uklád-ky na úsecích, kde se předpokládalo nasa-

zení posuvné skruže. Vzhledem k ne-sporným výhodám byla metoda násled-ně využita pro ukládku předpína cích kabe-lů i v místech s pevnou skruží v kombinaci s mobilními jeřáby (obr. 2), čímž bylo dosa-ženo urychlení postupu prací na této části.

Stavba hlavní části mostu, dilatace 1.4 délky 560 m, byla prováděna za použití technologie letmé betonáže. Nosná kon-strukce má celkem šest polí s rozpětími 72 + 84 + 101 + 2 x 114 + 72 m, jedná se tedy celkem o 2 x 5 vahadel. Dodava-tel předpětí ve spolupráci se svým technic-kým centrem ve Švýcarsku předložil v pří-pravné fázi projektu alternativní návrh této konstrukce, který přinesl materiálové úspo-ry, celkové zjednodušení a také urych-lení postupu výstavby. Návrh následně našel podporu u projektanta i u hlavního

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

1 2

43




dodavatele a byl z velké části zapracován do realizační dokumentace stavby (RDS).

Vzhledem k vysokým nárokům na rych-lost výstavby byly zhotovitelem stavby nasazeny postupně až čtyři páry betonáž-ních vozíků, a proto i kapacity a flexibili-ta dodavatele předpětí jsou zásadní pro plynulý postup výstavby a dosažení sed-midenního cyklu na jeden pár lamel. Při nasazení všech čtyř párů betonážních vozí-ků se provádí ukládka kanálků, prostrká-vání lan a napínání čtyřikrát týdně na růz-ných 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 zabetono-vání kanálků prověřuje dodavatel, s ohle-dem na minimalizaci rizika komplikací při prostrkávání předpínacích lan, průchodnost všech kanálků po betonáži každé lame-ly. 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 teo-retickými hodnotami a o hodnotách je informován projektant, aby se následně mohlo zahájit vysouvání betonážního vozí-ku na další lamelu. Po vybetonování všech lamel daného vahadla dochází ke zmo-nolitnění se sousedním vahadlem. Jelikož zmonolitnění vahadel je z hlediska harmo-nogramu na kritické cestě, provádí se pro-strkávání všech stěnových kabelů před betonáží uzavírací spáry, ihned po vzájem-ném rozepření vahadel. V tomto velmi krát-kém 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 nejdří-ve betonuje spodní deska a stěny komůr-ky a až po vnesení 50 % předpínací síly do dvou (z celkem osmi) stěnových kabe-lů 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 jed-noho ze středních polí, byly použity napí-nací kapsy pro možnost prostrkání předpí-

nacích lan s časovým odstupem s ohle-dem na nutnost koordinace prací ve vazbě na odklonění dopravy na Strakonické silni-ci, kterou tento nadjezd překračuje.

Předpínací práce na SO 204 byly započa-ty v únoru 2008, ukončení prací se před-pokládá s koncem roku 2009. Na všech výše zmíněných objektech byl použit před-pínací systém VSL EC s pevnými spojka-mi typu K, celkem bude instalováno téměř 1 500 t předpínacích lan.

Společnosti zúčastněné na projektu

SO 204Projekt

dilatace 1.1 až 1.3 Pontex, s. r. o.

dilatace 1.4 Novák & Partner, s. r. o.Zhotovitel Bögl a Krýsl, k. s.

SO 209.2Projekt Valbek spol. s.r.o.Zhotovitel Strabag, a. s.

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

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

PRODUKTY• závitové tyčové systémy

• mostní ložiska

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

Vaše spojení s vývojem nových technologií

S A N A C E

I N J E C T I O N O F C R A C K S A N D V O I D S I N C O N C R E T EP A R T 2 : S E L E C T I O N A N D A P P L I C A T I O N O F T H E I N J E C T I O N M A T E R I A L S

I N J E K T Á Ž T R H L I N A D U T I N V B E T O N U – Č Á S T 2 : V Ý B Ě R A P O U Ž I T Í I N J E K T Á Ž N Í C H M A T E R I Á L Ů


R E H A B I L I T A T I O N

H O LG E R G R A E V E

Ve stavební praxi patří lokální injek-táž trhlin a dutin k běžným činnostem spojeným s betonem. Úspěšné použití injektážních systémů vyžaduje, abychom se hlouběji zabývali vlastnostmi staveb-ních hmot a injektážními technologie-mi. 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 practi-ce. 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 TÁ Ž N Í C H M AT E R I Á L Ů

Jako injektážní materiály se používají poly-merně tvrdnoucí a hydraulicky tvrdnou-cí injektážní hmoty. Výběr injektážního materiálu se řídí v zásadě jeho mecha-nickými vlastnostmi v teplotním rozsa-hu použití. Zatímco minerální injektáž-ní hmoty se základním pojivem cemen-tem se chovají podobně jako beton, poly-merní materiály mají mechanické chová-ní závislé na teplotě (duromery, elasto-mery). Schopnosti přetvoření jsou díky teplotnímu rozsahu zesklovatění znač-ně odlišné.

Různé injektážní materiály reagují během procesu tvrdnutí na vodu různě. Vlhkost betonu je proto důležitou ome-zující podmínkou. Rozlišujeme následují-cí stavy vlhkosti: • suchý• vlhký• vodopropustný, přičemž stupeň pro-

pustnosti se rozděluje podle protékání vadného místa v závislosti na tlaku. Jako „suché“ se označují trhliny a dutiny,

u kterých nelze zjistit vliv vody.

Jako „vlhké“ se popisují takové trhliny a dutiny, které vykazují změnu barevného odstínu v oblasti trhliny/dutiny způsobe-nou vlhkostí bez viditelného výronu vody („vodopropustné bez tlaku“). Vytéká-li voda po kapkách, ukazuje to na pohyb vody bez tlaku. Výtok vody v nepřerušo-vaném proudu stejně jako tryskající vodu lze vyhodnotit jako protékání pod tlakem („vodopropustné pod tlakem“). Přede-vším se posuzuje vzhled povrchu kon-strukce (poruchy). Ve výjimečných přípa-dech může být proveden odběr vzorků vrtného jádra.

Z praktického hlediska je pro injektáž velmi důležitá směsná viskozita výplňo-vého materiálu. Podstatně určuje hrani-ce jeho použití. S polymerními injektážní-mi materiály (reakčními pryskyřicemi) lze provádět injektáž trhlin od šířky 0,1 mm. Vzhledem k dobré kapilární vzlínavos-ti jsou umělé pryskyřice schopny pronik-nout až do kořene trhliny a srovnatelných rozvětvení. Minerální suspenze jsou ome-zeny na injektáž širších trhlin v závislosti na struktuře částic pojiva. Navíc nemohou být trhliny naplněny minerálními suspen-zemi plně až k jejich kořenům. Proto nelze tímto způsobem zajistit utěsnění trhlin.

Elastomerové pryskyřiceNejširší spektrum utěsňující injektáže zau-jímají elastické injektážní materiály na bázi polyuretanu. Elastomerovými pryskyřice-mi (PUR) lze utěsnit trhliny nebo duti-ny nezávisle na jejich vlhkostním stavu, jestliže se jedná o nízkoviskózní, elastic-ké a pórovité produkty bez obsahu roz-pouštědel.

Pro utěsňující injektáž v případě pro-měnlivých šířek trhlin lze použít elastic-ké produkty s viskozitou cca 100 mPa.s. Pryskyřice s vyššími viskozitami vyža-dují při stejných šířkách trhlin použi-tí vyššího, v některých případech neak-ceptovatelného, injektážního tlaku. Se zvlášť nízkoviskózními systémy lze utěs-nit trhliny od šířky cca 0,1 mm. U všech polymerních injektážních materiálů vis-kozita po smíchání složek rychle narůs-

tá. Nárůst viskozity vyplývající z reakce materiálu omezuje dobu zpracovatelnos-ti, která končí při překročení směsné vis-kozity 1 000 mPa.s. Technologicky lze dobu zpracovatelnosti vyplývající z reak-ce obejít použitím dvousložkové injek-tážní pumpy.

K dočasnému zastavení průsaků vody v případě injektáže proti tlakové vodě se smějí použít rychle pěnící pryskyřice stej-né materiálové báze (SPUR). Tyto prysky-řice tvoří při kontaktu s vodou ve velmi krátké době a za velkého nárůstu obje-mu 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 injek-táž nepropustnou elastomerovou pryskyři-cí s uzavřenou strukturou pórů.

Použití pěnící pryskyřice by mělo být omezeno na nezbytně nutné případy a i poté by se měla aplikovat pouze pře-rušovaně. Elastomerové pěny velmi rych-le reagují, potřebují několik sekund až minut k tomu, aby se smísily a reagova-ly s reakčním partnerem – vodou. Tato skutečnost vyžaduje provádění injektá-že po intervalech, aby bylo možno pozo-rovat účinek stlačeného množství prys-kyřice. Při správném použití elastomero-vé pěny se vyplní pouze nezbytně nutné oblasti, výstup pěny je na povrchu vidi-telný jen částečně. Pro optimální hlav-ní injektáž s trvale utěsňující elastomero-vou pryskyřicí postačí snížení tlaku vody. Pěna se tudíž musí injektovat s rozmys-lem a odpovídajícím způsobem.

Obecně jsou stavební konstrukce v oblasti podzemní vody zatíženy pří-rodní vodou, která napadá beton nebo ocel pouze v mimořádných případech. Regio nálně jsou stavební objekty vysta-veny zatížení slanou vodou. Koroze z něj vyplývající je pro železobetonové staveb-ní objekty s příslušnou expozicí z hledis-ka stability mimořádně důležitá.

Během údržbářských prací na ČOV (obr. 15) byla zjištěna masivní tvorba trh-lin v podkladní betonové desce. Vyvsta-

S A N A C E



la potřeba jejich opravy, aby se zabránilo exfiltracím a infiltracím vody.

Tloušťka podkladní betonové desky vyžadovala poměrně velké vzdálenos-ti pakrů (obr. 16). Od hloubky trhlin cca 600 mm je třeba přizpůsobit obvyk-lé uspořádání pakrů stávajícím podmín-kám. V případě poměrně širokých a hlu-bokých trhlin tohoto objektu se podaři-lo úplné vyplnění nízkoviskózní a vyso-ce reaktivní pryskyřicí i za obtížných pod-mínek. Všechny trhliny na ČOV byly bez-pečně utěsněny elastomerovou pryskyři-cí. V tomto případě byla věnována mimo-řádná pozornost rovněž chemické odol-nosti těsnící pryskyřice proti komunální odpadní vodě.

Aplikační profil elastomerové prysky-řice k utěsňující injektáži vodopropust-ných trhlin od šířky 0,1 mm lze formulo-vat 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 pě -nou 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 způ-sobená dutinami v betonu. Použití elas-

tomerové pěny by mělo být zásadně vyloučeno, aby se transportní cesty pro trvale utěsňující pryskyřici udržely maxi-málně volné.

Obr. 17 dokumentuje strop podzem-ní garáže. Strop byl promáčen pronikají-cí vodou. Promáčení nebylo možno při-řadit žádnému viditelnému obrazci trh-lin, takže příčinou byly pravděpodobně dutiny v betonu. Proto bylo rozhodnuto odstranit závadu lokální rastrovou injek-táží. Zvolená nízkoviskózní elastomerová pryskyřice s dlouhou dobou zpracovatel-nosti nyní trvale těsní původní průsaky.

Duromerové pryskyřiceJestliže lze v suchých stavebních dílcích rozpoznat vadná místa a před možným zatížením vodou jsou injektována, pou-žijí se duromerové, pevné reakční prys-kyřice na epoxidové bázi (EP). Pro injek-táž do vlhkých nebo vodou vyplněných trhlin nebo dutin jsou vhodné výhradně speciální duromerové pryskyřice snášejí-cí vlhkost, které jsou vyrobeny na epoxi-

dové nebo polyuretanové bázi. Durome-rové pryskyřice pro injektáž neobsahují rozpouštědla, jsou nízkoviskózní a pevné v tlaku a tahu. Výběr duromerové pryskyři-ce probíhá podle viskozity, vývoje pevnos-ti a snášenlivosti s vlhkostí.

Nárůst viskozity vyplývající z reakce omezuje i u duromerových pryskyřic dobu zpracovatelnosti. Pro duromero-vé pryskyřice je rozhodující nárůst teplo-ty reaktivní injektážní směsi. Mezní visko-zity cca 1 000 mPa.s se dosahuje krátce po překročení teploty pryskyřice 40 °C. Tím lze omezit dobu zpracovatelnos-ti na čas do překročení mezní teploty materiálu 40 °C. Reaktivní duromerová pryskyřice rychle nabývá na pevnosti.

Opakovaná injektáž prostorů vyplně-ných duromerovou pryskyřicí není po úpl-ném vytvrzení pryskyřice už možná. Nelze totiž zaručit silový spoj mezi vrstva-mi duromerové pryskyřice různého stáří.

Aplikační profil duromerové pryskyři-ce k utěsňující injektáži suchých trhlin od šířky 0,1 mm lze shrnout takto:

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)

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

15 16

17

S A N A C E



• viskozita < 100 mPa.s • doba zpracovatelnosti > 20 min při

použití jednosložkových injektážních pump

• snášenlivost s vlhkostí při aplikaci v kon-taktu 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 vypl-

nění dutin lze doporučit pouze pro malé objemy dutin, řádově ≤ 100 cm3. Exo-termní reakce pryskyřice jakož i termic-ké roztažení mohou způsobit poškoze-ní ve struktuře pryskyřice i ve struktu-ře betonu. Z důvodu značných rozdílů ve veličinách deformace se navíc mění tuhost betonu vyplněného duromero-vou pryskyřicí.

Podkladní betonová deska podzemních garáží (obr. 18) vykazuje trhliny. Obno-vení silového, těsného spojení pomocí duromerové pryskyřice je úspěšně pro-vedeno.

Injektáž byla provedena pomocí lepe-ných pakrů ještě předtím, než voda nebo škodlivé látky pronikly do trhlin (obr. 19).

Po injektáži byly boky trhliny pevně sle-peny a staly se nepropustnými. Kontro-la výsledku injektáže zahrnovala odběr vzorku vrtného jádra.

Stejně jako na povrchu trhliny lze proká-zat i v hloubce, že dělicí trhlina byla zcela vyplněna (obr. 20).

Minerální suspenzeMinerální suspenze na cementové bázi vyžadují ve srovnání s reakčními prysky-řicemi větší počáteční šířky trhlin, které jsou podstatně větší než šířky trhlin, které jsou u betonu považovány za pro-pustné. Změny šířky trhlin jsou během dlouhé fáze tvrdnutí škodlivé. Dále vyža-dují suspenze použití nízkého injektáž-ního tlaku, aby během injektáže nedo-cházelo k narušování homogenity směsi díky nepříznivým poměrům proudě-ní materiálu. Použití minerálních sus-penzí 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 rozho-duje o vlastnostech injektážní suspenze. Zpravidla je nutná doba míchání v trvání cca 10 min.

Silový styk spojení zhotoveného cemen-tovou injektáží je určen parametry plniva. Na základě omezených pevností poji-va v tahu jsou trhliny vyplněné minerál-ními suspenzemi pouze omezeně zatíži-telné tahem. Pevnost v tlaku je méně kri-tická. Celkově dosahuje podmíněně silo-vé spojení pouze hodnot pevnosti beto-nu třídy C30/37.

Aplikační profil cementové suspen-ze 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 pro-

duktu způsobená dobou zpracování nebo při kontaktu s vodou během injektáže

• dlouhá doba zpracování pro injektáž dutin (až několik hodin)

• objemová stálost při procesu vytvrdnu-tí

• prokázání použitelnosti v injektážním systému (technika zpracování a injektá-že)Prohlášení o shodě dle ČSN EN 1504-5

[1] je určitě nutné. Z důvodu chyby ve for-mulovaných požadavcích na kvalitu nelze však toto prohlášení momentálně pro hydraulicky tvrditelné systémy získat.

Betonovou konstrukci bohatou na duti-ny lze utěsnit a zpevnit cementovou suspenzí při jakékoli vlhkosti. Je třeba dbát na omezenou pevnost vytvrzené minerální suspenze v tahu. U betono-vých stavebních dílců nasycených vodou lze úspěšně použít cementovou injek-táž pouze tehdy, když je možné vytlačení

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 pakrůFig. 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 suspenzeFig. 21 Process of mixing mineral

suspension

Obr. 22 Injektáž cementové suspenzeFig. 22 Injection of cement suspension

18

20

19

S A N A C E



stávající vody během injektáže za použi-tí nízkého tlaku.

Smíchaná cementová suspenze se vytla-čuje přes speciální plnicí hrdlo nízkotlakou metodou. Přitom je důležité dopravo-vat suspenzi pokud možno bez tlaku až dovnitř do stavebního dílce. Zpětné ven-tily tak, jak se používají pro injektáže prys-kyřice, nejsou vhodné. Aby byly splněny podmínky nízkotlaké metody, jsou nutné pakry se zpětným ventilem překonatelné s minimálním tlakem nebo ručně ovláda-telné uzávěry pakrů (obr. 22).

Hydrostrukturní pryskyřiceHydrostrukturní pryskyřice jsou zajímavé produkty, které se kromě elasticity vyzna-čují bobtnavostí. Hydrostrukturní pryskyři-ce však vyžadují na druhé straně ochranu před vyschnutím.

Jejich použití v základové půdě nebo ve spárách ve styku s okolní zeminou

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 plasti-city i jejich velmi nízká viskozita a rychlá, regulovatelná reaktivita.

Pro možnost injektáže hydrostrukturní-mi pryskyřicemi se předpokládá minimál-ní šířka trhlin < 0,1 mm. Hydrostrukturní pryskyřice na akrylátové bázi mají velmi nízkou viskozitu podobnou vodě kolem cca 5 mPa.s. Díky tomu dosahují podob-ných 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 množ-ství přísad s minimálním urychlovacím účinkem negativně ovlivňuje ekologickou kompatibilitu, korozní účinek a samotnou kvalitu produktu.

Aplikační profil hydrostrukturní pryskyři-ce k utěsňující injektáži lze shrnout takto:• viskozita cca 5 mPa.s• řiditelná reaktivita (< 1 minuta při 1%

koncentraci iniciátoru reakce)• žádná podstatná změna vlastností pro-

duktu způsobená dobou zpracování ani při kontaktu s vodou během injektáže (dostatečná reaktivita)

• dobrá bobtnavost • použitelnost ve dvousložkovém injek-

tážním 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].

21 22

MC-Bauchemie – Protection Technologies

Inovace ve stavební chemiiMC-Bauchemie s.r.o.Průmyslová zóna Sever · Skandinávská 990 267 53 Žebrák · Česká republika

Tel +420 311 545 155 Fax +420 311 537 118 www.mc-bauchemie.cz

� sanace betonu � injektážní systémy � průmyslové podlahy

Anz_MC-PT-CZ_183x87_01.indd 1 17.07.09 10:04

S A N A C E



Ve vícevrstvých stavebních konstruk-cích, např. tunel s primárním torketova-ným betonovým ostěním a vnitřní sko-řepinou nebo beton s přilehlou izolač-ní vrstvou, lze rovněž utěsnit injektáží uzavřené kontaktní plochy mezi jednot-livými vrstvami pomocí hydrostruktur-ních pryskyřic. Pro injektážní úkoly, kde musí poměrně tenká gelová membrána odolat stávajícímu tlaku vody, je výhodou zvýšený těsnící účinek speciálních hybrid-ních systémů.

Místo koherentních, měkce elastických systémů dokáží hybridní hydrostrukturní pryskyřice zesílené polymery nabídnout lepší řešení. Tyto hydrostrukturní pryskyři-ce s vyšším obsahem pevných látek jsou

hybridy, ve kterých je voda jako směsná složka nahrazena polymerovou disperzí, nezávisle tvrdnoucím pojivem. Díky tomu se podstatně zlepšují smrštitelnost, při-lnavost a plasticita.

Injektáž hydrostrukturních pryskyřic vyžaduje náročné vybavení a vysokou kvalifikaci provádějícího personálu. Použi-tí dvousložkové injektážní pumpy je před-pokladem úspěšného zpracování.

Obr. 23 ukazuje zpětný výtok injektáž-ní pryskyřice z jedné trhliny značně vzdá-lené od místa injektáže. Rastrová injek-táž umožňuje plošné utěsnění stavební-ho dílce s poměrně velkými vzdálenost-mi pakrů. Jedná se zde však o techno-logii, která závisí mnohem více na okra-jových parametrech konkrétní aplikace než „běžná“ injektáž do stavebních dílců a kterou lze zvládnout pouze díky vyhod-nocení vstupních informací, důkladné-mu naplánování a odpovídajícímu způso-bu provádění.

Jako alternativa injektáží trhlin a dutin ve struktuře stavebních dílců se osvědči-lo plošné utěsnění silničního tunelu pro-váděné hybridní hydrostrukturní pryskyři-cí obohacenou polymery v přilehlé zákla-dové půdě. Obr. 24 ukazuje neúspěšný pokus o utěsnění vlhkého místa injektá-ží do stavebního dílce pomocí vrtaných pakrů. Úspěch se dostavil až po prove-

dení plošné injektáže v přilehlé základo-vé půdě.

S H R N U T Í

I přes dokonalé provádění stavebních prací se u betonové stavební konstrukce nelze zcela vyvarovat neplánované tvorbě trhlin – narozdíl od dutin. Na to je nepo-stižitelnost ve stavebnictví příliš rozma-nitá. Trhliny a vadná místa nebudou mít za následek žádné škody, jestliže budou dodatečně sanovány a utěsněny injektáž-ními systémy.

K dispozici jsou různé druhy injektáž-ních systémů. Základem je výběr injek-tážního materiálu, který musí trvale opra-vit a utěsnit poškozenou strukturu sta-vebního dílce. Pro plánování a realiza-ci utěsňující injektáže daného objektu je třeba sladit mezní hodnoty injektážních materiálů a situaci stavebního dílce. Alter-nativou injektáže do stavebního dílce nebo do meziprostor u vícevrstvých sta-vebních objektů je injektáž do základové půdy v blízkosti stavebního objektu pro-váděná u konstrukcí, které jsou v kontak-tu s okolní zeminou.

Správné plánování injektáže je stej-ně tak důležité jako odborné zaškolení injektážního personálu. Během realiza-ce sanačních prací je přesné dokumento-vání všech činností důležitým předpokla-dem 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]

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

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

23

24


HLAVNÍ TEMATICKÉ BLOKY

Zkoušení betonových a zd ných konstrukcíZkoušení kovových a d ev ných konstrukcíZkoušení v geotechniceZkoušení dalších stavebních hmot, dílca konstrukcíNormalizace a certifikace ve stavebnictví,ízení jakosti a kvalityP ístrojová technika

• ě• ř ě•• ů

•ř

• ř

www.zkouseniajakost.cz www.fce.vutbr.cz

Další informace:

e-mail: [email protected].: +420 541 147 823

e-mail: [email protected].: +420 541 147 817

6. – 7. íjna 2009AULA A203, VEVE Í 95, BRNO

řŘVUT V BRN FAKULTA STAVEBNÍ,Ě,

KONFERENCE

ZKOUŠENÍ A JAKOST

VE STAVEBNICTVÍ ´09

S A N A C E

C O N C R E T E A I R P O R T P A V E M E N T S – S T R E S S , D E T E R I O R A T I O N A N D T H E I R R E P A I R S

C E M E N T O B E T Ó N O V É V O Z O V K Y N A P O H Y B O V Ý C H P L O C H Á C H L E T Í S K – N A M Á H A N I E , P O R U C H Y A I C H O P R A V Y



Ľ U D M I L A B A R T O Š O VÁ , M I R O S L AV F O G E L

Vozovky na pohybových plochách letis-ka sú vystavené stále sa zvyšujúcemu zaťaženiu, ako dopravnému, tak aj tep-lotnému namáhaniu. Napätia vznikajú-ce 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 cementobetóno-vých vozovkách z viacerých dôvodov a ich postupná oprava pre zaistenie bezpeč-nosti leteckej premávky sú prezentované na záver článku.Concrete airport pavements are subjec-

ted to increasing transport and heating loading and stresses which they induce are the main causes of repeated deteri-oration 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 distres-ses, the maintenance and rehabilitation treatments are very important for safety of air transport.

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. kva-lita povrchu a únosnosť letiskových vozo-viek na vzletových a pristávacích dráhach, na pojazdových dráhach a vybavovacích plochách. Navrhované letiskové vozovky musia zabezpečiť premávku pre všetky lie-tadlá, 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

až tridsať rokov, sa objavujú poruchy, ktoré vznikajú v dôsledku opakovaného doprav-ného zaťaženia, pôsobením času a tep-lotných rozdielov. Medzi významné vply-vy, ktoré sa podieľajú na vzniku porúch, sa dostávajú do popredia výkyvy teplôt a zmeny klimatických podmienok, ktoré výrazne ovplyvňujú stav napätia vo vozov-ke a pohyby dosiek.

N A M Á H A N I E C E M E N T O B E T Ó N O V Ý C H L E T I S K O V Ý C H V O Z O V I E K

Pohybové plochy letísk sa rozdeľujú z hľa-diska 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 doprav-ného zaťaženia (kritické lietadlá – stojace alebo pohybujúce sa) a napätia od tep-lotného namáhania (vnútorná teplota – v období tuhnutia a tvrdnutia betó-nu a vonkajšia teplota – teplotný spád v období prevádzky zodpovedajúce klima-tickým 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

1

2

S A N A C E



3a

4a

3b

4b

S A N A C E



Napätia v betónových doskách od dopravného zaťaženia a od teplotyVeľkosť a priebeh napätí sa stanovuje metódami a postupmi, ktoré sa vyvíjali s vývojom poznatkov o materiáloch, tech-nológiach, dopravnom zaťažení, klimatic-kých a hydrogeologických podmienkach, ako aj pohľadom na spolupôsobenie vrs-tiev a modelovanie podložia.

Výpočet napätí v doskách z cemen-tového betónu sa môže robiť viacerý-mi postupmi a metódami, napr. vzorce Westergaarda, vplyvové plochy ohybo-vých momentov podľa Picketta a Raya,

výpočtový program Laymed a v súčas-nej dobe najmä metóda konečných prv-kov (MKP). Jednotlivé metódy definu-jú dopravné zaťaženie (hmotnosť a cha-rakteristiky podvozku) a vozovku s podlo-žím z hľadiska mechanického pôsobenia výpočtovým modelom.

Model vozovky je definovaný geometric-kými parametrami a výpočtovými hodno-tami deformačných parametrov materiá-lov jednotlivých vrstiev a mierou spolupô-sobenia na stykoch vrstiev. Model zodpo-vedá 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 teplo-ty používame model s pružnou doskou konečných rozmerov na pružnom viacvrst-vovom polopriestore. V súčasnosti je naj-rozšírenejším spôsobom výpočtu metó-da konečných prvkov, napr. výpočtový pro-gram Nexis. Pomocou tohto programu je možné okrem samotného výpočtu napä-tí a deformácií v cementobetónovej doske modelovať a počítať konštrukciu aj s pod-ložím. 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 výtlkFig. 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

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

changes

6a

7

6b

5

8

S A N A C E



notlivé vrstvy sú charakterizované nasledov-nými vlastnosťami: modulom pružnosti E, Poissonovým číslom μ, objemovou hmot-nosťou γ, súčiniteľom m a hrúbkou h.

Veľkosť napätí závisí aj od polohy doprav-ného zaťaženia, ktoré môže pôsobiť v šty-roch základných polohách. Významné sú hodnoty napätí, ktoré sa dosahujú v stre-de a na pozdĺžnej hrane dosky. Priebeh napätí v strede dosky od kombinácie zaťa-ženia – A (dopravné zaťaženie a vlast-ná hmotnosť dosky) a od kombinácie zaťaženia – B (dopravné zaťaženie, vlast-ná hmotnosť dosky a teplotný spád ) je na obr. 3. Priebeh napätí na pozdĺžnej

hrane dosky od obidvoch kombinácií zaťa-ženia je na obr. 4.

Priebeh napätí zodpovedá zaťaženiu lietadlom A 300/B4. V uvedenom prípa-de je napätie od druhej kombinácie zaťa-ženia 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 betó-nu. Vypočítané napätie od uvedeného namáhania sa ďalej využíva na posúde-nie spoľahlivosti vozovky podľa podmien-ky súčtu napätí lebo podmienkami bez-pečnosti, príp. podmienkou spoľahlivosti.

P O R U C H Y N A L E T I S K O V Ý C H V O Z O V K ÁC H

Poruchy, ktoré v priebehu času vznika-jú na letiskových vozovkách, sú prirodze-ným javom. Všeobecne je porucha defi-novaná ako nepriaznivá zmena normál-neho stavu. Porucha vozovky je definova-ná ako poškodenie jednotlivých konštrukč-ných 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

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

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 cracks9

11b

10

11a

S A N A C E



na pohybových plochách letiska sa zatrie-ďujú do hlavných skupín, stanovuje sa ich rozsah, závažnosť a množstvo pri inventa-rizácií porúch. Podľa predpisu L 36 sa sta-novovalo 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, podrobnej-šie je to až 29 typov porúch [4]. Z hľadis-ka závažnosti sú pre prevádzkovú spôsobi-losť a výkonnosť významné všetky poru-chy skupiny 10 – poruchy povrchu (obr. 5), skupiny 40 – poruchy hrán a rohov dosi-ek (obr . 6) a skupiny 30 – trhliny (obr. 7).

Pravidelná inventarizácia porúch je dob-rým podkladom nie len pre hodnotenie vývoja jednotlivých porúch z hľadiska roz-sahu, 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 horizon-tálnych posunov na vybraných meracích miestach spolu s meraním teploty v tých-to miestach. V rámci metodiky merania sa vybrali vhodné miesta na meranie posu-nov a definovali sa štyri dvojice bodov, medzi ktorými sa merajú posuny. Výsledok vyhodnotenia meraní má potvrdiť, prípad-ne vyvrátiť súvislosť medzi kolísaním teplôt a posunmi dosiek, poruchami z tepla.

O P R AV Y V Ý Z N A M N Ý C H P O R Ú C H 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 poru-chy od tepla, ktoré sa vyskytujú najmä v častiach vozoviek, kde sa stretávajú dve rôzne konštrukcie, alebo kde sa dve línio vé konštrukcie na seba kolmé vplyvom tepla rozpínajú a v mieste nie je dostatočná dila-

tácia. Vzniká napätie, ktoré má za násle-dok 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 konštruk-

cie 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 prostried kov na povrchu VPD, a to všetko môže byť v kombinácií s nevhodne pou-žitým materiálom. Lokalizovanie takýchto sieťových trhlín je možné iba v prvopočiat-koch vzniku, a to vhodnými impregnačný-mi roztokmi, ktoré môžu rozpad stabilizo-vať, ale nie zastaviť. V pokročilejšom štá-diu vývoja poruchy až do rozpadu dosky je možné úplné odstránenie poruchy iba výmenou porušených dosiek.

Na letiskových vozovkách, ktoré sú v pre-vádzke viac ako dvadsať rokov, sa vysky-tujú poruchy, ktoré sú dôsledkom únavy a na doske sa to prejavuje zníženou únos-nosťou. Zistenie takýchto porúch poukazu-je na končiacu prevádzkyschopnosť vozov-ky (obr. 12). Z toho dôvodu je dôležité sta-noviť stratégiu a spôsob opravy. Dôležité je stanoviť rozsah takýchto porúch, od kto-rého bude závisieť návrh opravy príslušné-ho úseku – plochy, prípadne rekonštruk-cia dráhy.

Z ÁV E R V príspevku sú prezentované spôsoby stanovenie napätia v cementobetónových doskách, ktoré sa môžu využiť ak pri navr-hovaní nových vozoviek, tak pri posudzo-vaní jestvujúcich vozoviek, alebo pri navr-hovaní rekonštrukcie vozovky na letisko-vých plochách. Na prevádzkovaných letis-kových vozovkách vznikajú v priebehu času poruchy. Ich včasné zaznamenanie, zatriedenie a vyhodnotenie je významné pre zaistenie bezpečného pohybu lieta-diel po pohybových plochách letiska (pre bezpečný pohyb lietadiel po vozovke je dôležitá kontrola stavu každý deň a ope-ratívne riešenie odstránenia porúch) a pre hodnotenie stavu vozovky podľa metodi-ky pre dlhodobé hodnotenie a diagnosti-kovanie 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


tel.: +421 259 274 355


Ing. Miroslav Fogel

Letisko M. R. Štefánika – Airport Bratislava, a. s.

(BTS)

823 11 Bratislava


tel:. + 421 233 033 001


Obr. 12 Porucha od únavy a malej únosnosti doskyFig. 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

P R O F I L

V O B D O B Í K R I Z E C H Y S T Á E X P A N Z I D O E V R O P Y


P R O F I L E

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 společ-nosti Realmont, spol. s r. o. Od roku 1993 se společ-nost RealSan specializuje na dodávky produktů a tech-nologií týkajících se problematiky sanací vlhkého zdiva a hydroizolací.Jednatel společnosti RealSan, spol. s r. o., Ing. Petr Čeliš

zastává v přetransformované společnosti funkci předse-dy dozorčí rady a zároveň se stal předsedou představen-stva nově vzniklé společnosti RealSan Group, SE. Přes nově vzniklou společnost budou realizovány především obchodní aktivity.Předsedkyní představenstva akciové společnosti Real-

San byla jmenována Ing. Jana Hrabovská, která po čtr-nácti 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 pře-veden 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 před-projektovou přípravu formou stavebně-technických prů-zkumů, posudků, analýz a navrhuje optimální řešení pro sanaci vlhkého zdiva podle nejnovějších technických poznatků a zkušeností.Projektový ateliér firmy RealSan se zabývá problema-

tikou odvlhčování staveb převážně při rekonstrukcích památkově chráněných a historických objektů. Nabí-zí kompletní služby v oblasti projektování sanací vlhké-ho zdiva.Společnost se současně orientuje na vzdělávací pro-

gramy pro stávající partnery, ale i odbornou a laickou veřejnost.Společnost RealSan má bohaté zkušenosti z oblas-

tí postižených povodněmi, kde zajišťovala technickou pomoc a podporu. Při těchto aktivitách úzce spolupra-covala 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 evrop-ských 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 posilová-ní pozice společnosti na trhu a zároveň byla připravena cesta pro vstup evropského investora.RealSan patří mezi přední dovozce a prodejce sanač-

ních omítek v ČR. Každoročně zde distribuuje až půl milionu m2 těchto produktů, a to jednak prostřednic-tvím 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


www.realsan.cz

Obr. 1 Nádvoří zámku v Hejnicích, původní stavObr. 2 Nádvoří zámku v Hejnicích, po rekonstrukci 2

1

E K O L O G I E

N O I S E B A R R I E R S M A D E F R O M L I G H T W E I G H T C O N C R E T E W I T H O P E N S T R U C T U R E A N D T H E I R A B I L I T Y T O R E D U C E A I R P O L L U T I O N

P R O T I H L U K O V É S T Ě N Y Z L E H K É H O M E Z E R O V I T É H O B E T O N U A J E J I C H S C H O P N O S T S N I Ž O V A T Z N E Č I Š T Ě N Í O V Z D U Š Í


E C O L O G Y

M I C H A L A H U B E R T O VÁ , O N D Ř E J M AT Ě J K A

Velká část emisí hluku i nežádoucích plyn-ných látek, které znepříjemňují život v hustě osídlených oblastech, pochází z automobi-lové dopravy. Moderní techno logie apli-kované do výroby stavebních ma teriálů umožňují účinně eliminovat obě složky znečištění životního prostředí po mocí inte-grovaného řešení – fotokata ly ticky aktivní-ho lehkého mezerovitého be tonu 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 acti-ve 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 hlu-kové mapy a tzv. akční plány snižová-ní hlukové zátěže. Hlukové mapy a akční plány jsou nástrojem k postupnému sni-žování počtu osob vystavených nadlimit-nímu hluku, který poškozuje jejich zdraví. V České republice je největší část obyva-tel 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 opat-ření organizačně dopravní (snížení rych-losti, zúžení vozovky, snížení počtu jízd-ních pruhů atd.) lze použít protihlukových stěn (či valů). Zajímavým řešením je systém, který kromě snížení hluku při-nese i snížení znečištění ovzduší výfu-kovými plyny.

V Ý R O B K O VÁ N O R M A P R O 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 V L A S T N O S T Í V Ý R O B C E M

V červnu 2006 byla vydána norma ČSN EN 14388 Zařízení pro snížení hluku sil-ničního provozu – specifikace, která sta-novuje funkční požadavky a metody pro hodnocení zařízení pro snížení hluku sil-ničního provozu. Norma zahrnuje akustic-ké, neakustické a dlouhodobé vlastnosti, nikoliv požadavky na vnější vzhled a odol-nost vůči vandalismu. Přechodné období normy skončilo v červnu 2008 a od toho-to termínu musí každý výrobce označo-vat své výrobky CE štítkem právě dle uve-dené normy. Jedním z otazníků při pro-kazování shody dle této normy je pro-kázání vlastnosti „Očekávaná trvanlivost neakustických vlastností“. Norma nedefi-nuje naprosto jednoznačně, jak postupo-vat při prokazování této vlastnosti a jed-notliví výrobci protihlukových systémů postupují různě.

Protihlukové stěny z lehkého mezerovitého betonu s absorbční schopnostíHladiny hluku vyvolané jednotlivými dopravními prostředky jsou závislé pře-devším na skladbě, hustotě a rychlos-ti dopravního proudu, na druhu pokry-vu vozovky a případně na režimu práce motoru. Imisní hodnoty hluku v posuzo-vaném bodě závisí na útlumových fakto-rech prostředí, jako je zejména útlum vli-vem přízemního efektu. Zde rozlišujeme, šíří-li se zvuk nad terénem akusticky pohl-tivým (tráva, obilí, nízké zemědělské kul-tury) nebo odrazivým (beton, asfalt, vodní hladina), útlum vlivem vzrostlé zeleně a útlum zvuku vlivem překážek.

Protihlukové stěny jsou dnes velmi často využívány ke snížení negativní-ho účinku hluku ze silniční automobilo-vé 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 leh-kého mezerovitého betonu. Protihluko-vou stěnu Liadur tvoří velkoformátové betonové prefabrikované panely, které se vyrábějí se staticky nosnou železobeto-novou deskou. Na straně zdroje hluku je absorpční vrstva z lehkého mezerovitého betonu, jejímž základem je kamenivo Lia-por zrnitosti 2 až 4 mm. Právě mezerovi-tý povrch pohltivé vrstvy na straně vozov-ky vybavený vlnovou, resp. trapézovou strukturou, zajišťuje vysoký absorpční úči-nek. Odvrácená strana může být hladká, příp. ji lze opatřit lamelovou strukturou či „koštětovanou nebo hrabanou“ úpra-vou povrchu. Jak u lehké mezerovité vrst-vy, tak u nosné vrstvy je možno dosáh-nout optického zvýraznění probarvením pomocí barvy pro betonové směsi. Dají se optimálně sladit s architektonickými požadavky. Použitá formovací technika umožňuje prakticky libovolné tvary a pro-fily dílců (trapézový, trojúhelníkový, oblou-kový).

Protihlukové stěny Liadur se vyrábě-jí metodou „čerstvý na čerstvý“, tj. bez-prostředně po uložení mezerovitého leh-kého betonu a jeho zhutnění se nanese beton nosné vrstvy (minimálně C 30/37 XF4). Tím dojde k optimálnímu propoje-ní obou materiálů v monolitický celek. Spojení mezi lehkým betonem absorpč-ní vrstvy a betonem nosné vrstvy je nato-lik pevné, že již není potřeba provádět jejich vzájemné kotvení. To bylo doku-mentováno mnohými odtrhovými zkouš-kami, které prokázaly, že odtržení v oblas-ti spoje je téměř vyloučené. Díky zkuše-nostem, 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 spe-ciální metodikou odolnosti pohltivé vrst-

E K O L O G I E


E C O L O G Y

vy proti vodě a chemicky rozmrazovacím látkám, ale také rozsáhlou analýzou stá-vajících zabudovaných stěn zpracovanou soudním znalcem v oboru stavebních materiálů v roce 2005 v Německu [9].

Statické výpočty umožňují jednotli-vá 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 závislos-ti na tloušťce pohltivé vrstvy a tvaru vlny. Dosažené hodnoty řadí protihlukové dílce do kategorií A2, A3, A4. Vzduchová neprů-zvučnost DLR = min 45 dB je stanovena za předpokladu, že zadní vrstva hutné-ho betonu je tlustá 110 mm a je z beto-nu 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).

S N I Ž O VÁ N Í Z N E Č I Š T Ě N Í O V Z D U Š Í P O M O C Í T I O 2V mnohých evropských městech se kva-lita ovzduší stává zásadním problémem ovlivňujícím kvalitu života jejich obyvatel. Vedle tolik diskutovaného mikroprachu (PMx) jsou hlavními znečisťujícími látkami městského ovzduší především oxidy dusí-ku (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 koncent-rací NO2 10 až 80 μg/m3 vede k čas-tějšímu výskytu onemocnění dýchací-ho traktu např. kašle, bronchitidy či plic-ní nedostatečnosti. Ohroženi jsou pře-devším lidé žijící v oblastech s vysokou intenzitou automobilové dopravy. Spo-lečný výskyt NOx a VOC je navíc prekur-zorem tvorby přízemního ozónu, který je rovněž zdraví nebezpečný. Takto vzniklá směs nebezpečných plynů bývá nazývá-na „letní smog“.

Směrnice Rady Evropské Unie 1999/30/ES z 22. dubna 1999 uvádí maximální hodnoty ročního průměru (40 μg/m3)

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

1a

1c

1b

E K O L O G I E


E C O L O G Y

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 kri-térií kvality ovzduší bez dalších opatření nebude v okolí vysoce zatížených komu-nikací možné ani v případě, že by veš-kerá projíždějící vozidla splňovala emis-ní normu EURO 4. Doposud města vyu-žívala opatření regulující plynulost dopra-vy, posilování úlohy veřejné hromadné

dopravy či omezení vjezdu vybraných sku-pin automobilů do vnitřních částí. K uve-deným opatřením se nyní přidává i vyso-ce racionální řešení – katalytické odbou-rávání znečisťujících látek. Nositelem tohoto řešení je technologie TX Active® a odvozený produkt, cement TioCem®.

Působením světla, konkrétně UV-A záře-ní, dochází k rozkladu mnoha látek včet-ně vzdušných polutantů. Tento přirozený proces nazývaný fotolýza probíhá za běž-ných podmínek velmi pomalu, avšak pou-žitím fotokatalyzátoru lze rychlost reak-ce významně urychlit. Na povrchu tako-vého fotokatalyzátoru dochází díky polo-vodičovému efektu k tvorbě velmi reak-tivních částic, které jsou následně schop-ny rozkládat některé organické a anorga-nické látky včetně plynných oxidů dusíku. Konkrétní důkazy podal prostřednictvím přímého měření například projekt PICA-DA (Photocatalytic Innovative Coverings Applications for Depollution Assessment) podporovaný Evropskou unií. Použitá měřící aparatura byla umístěna do mode-lu tří rovnoběžných ulic v měřítku 1 : 5. Jednotlivé ulice dlouhé 18 m a široké 2 m byly vymezeny pomocí běžných pře-pravních kontejnerů o výšce 5 m. „Fasá-da“ prostřední ulice byla pokryta fotokata-lyticky aktivní cementovou maltou. Pomo-cí systému potrubí byly do modelu rovno-měrně vypouštěny zplodiny spalovacího motoru. Výsledky měření ukázaly snížení koncentrace NOx o 40 až 80 % díky foto-katalyticky aktivní cementové maltě.

Po letech vědeckého výzkumu se foto-katalyticky aktivní materiály úspěšně pře-souvají z laboratoří do praxe. Příkladem může být TioCem®, fotokatalyticky aktiv-ní cement dodávaný společností Heidel-bergCement.

Fotokatalytická aktivita povrchu mate-riálu může být dokázána a také kvanti-fikována pomocí degradace organické-ho barviva (test Rhodaminem B), kdy je stejně jako u obdobných postupů zjišťo-vána výhradně fotooxidační schopnost materiálu (obr. 4). Na dvojici těles vyro-bených z cementové malty podle EN 196-1 je aplikována modelová látka, orga-nické barvivo Rhodamin B. Jedno těle-so je jako referenční ponecháno v běž-ném laboratorním prostředí, druhé je vystaveno působení světelného záře-ní zdroje ULTRA Vitalux. Chromametrem se změří intenzita zbarvení před aplika-cí barviva, po aplikaci a zaschnutí a dále v určených časových intervalech působe-

ní světla bodového zdroje. K vyhodnoce-ní slouží systém L*a*b a vypočtená cel-ková změna zbarvení ΔE*. Míru aktivity povrchu zkoušeného materiálu zjistíme porovnáním hodnoty ΔE* obou těles.

Další z metod zkoušení fotokatalytic-ké aktivity je založena na uzavření tělesa z fotokatalyticky aktivního materiálu v tes-tovací komoře, kterou proudí směs vzdu-chu a plynných polutantů. Na výstupu z komory je měřena koncentrace polu-tantů měnící se v závislosti na zapnu-tí/vypnutí světelného zdroje ozařujícího zkoušený povrch. Jako znečisťující plyn-ná látka může být použit NO2, NO nebo jejich směs (obr. 5). Na takovém principu jsou založeny metody popsané v technic-kých normách ISO 22917-1 a UNI 11247. Ačkoli se zkušební postupy jednotlivých laboratoří, univerzit či soukromých spo-lečností nezanedbatelně liší, jsou získa-né výsledky v omezeném rozsahu porov-natelné.

Schopnost cementu TioCem® rozklá-dat vzdušné polutanty a snižovat tak jejich koncentraci v ovzduší je ověřována v laboratoři HeidelbergCement Technolo-gy Center (HTC) v Leimenu v Německu pomocí měřící aparatury speciálně vyvi-nuté k tomuto účelu. Zařízení umožňuje výrazně měnit základní parametry expe-rimentu, průtok plynu, intenzitu světelné-ho toku a koncentrace polutantů, a simu-lovat tak rozdílné podmínky blízké reálné-mu prostředí. Míra rozkladu NOx může být vyjádřena jak v procentech, tak v absolut-ních jednotkách (mg/m2h). Z provede-ných měření vyplývá, že při výchozí kon-centraci 1 000 ppb odpovídá 70% sní-žení koncentrace NOx absolutnímu úbyt-ku 2,5 mg/m2h NOx. Při výchozí kon-centraci NOx 3 000 ppb vzroste absolut-ně vyjádřený účinek na 4,5 mg/m2h, relativně pak klesne na 55 %. S rostou-cí intenzitou záření jednoznačně roste i míra rozkladu polutantů. K uspokojivým výsledkům však postačuje i záření výraz-ně nižších intenzit, než jaké jsou použí-vány v nejrůznějších zkušebních postu-pech. Směle proto můžeme říci, že roz-klad polutantů pomocí fotokatalyticky aktivních materiálů začíná již s výcho-dem slunce.

Fotokatalytická aktivita závisí také na kvalitě povrchu. Např. u zámkové dlažby může zvolený způsob povrcho-vé úpravy či opracování při zachování rozměrů prvku ovlivnit velikost povrchu, a tím i velikost aktivního povrchu cemen-

3

2

4

E K O L O G I E


E C O L O G Y

tového tmele. Tryskaná dlažba obvykle dosahuje vyšší fotoaktivity než klasická, neopracovaná.

I když můžeme v laboratoři lehce ově-řit, že kontaktem plynu obsahujícího zne-čisťující látky s TiO2 dochází k výrazné-mu snížení koncentrace těchto polutan-tů, v reálném prostředí je kvůli značné proměnlivosti podmínek daných poča-sím či dopravním zatížením poměrně obtížné odhadnout a vyhodnotit skuteč-nou účinnost a efektivní přínos životní-mu prostředí.

Snaha prokázat reálné chování stála za experimentem uskutečněným v červ-nu 2008 ve švédském Stockholmu. V centrální části města byly umístěny dvě identické zkušební komory z materiálu propouštějícího UV-A záření. Část vnitřní-ho povrchu jedné z komor byla opatřena vápenocementovou omítkou z cemen-tu TioCem®. Okolní vzduch byl po prů-chodu komorou testován NOx analyzáto-rem. Průměrná denní koncentrace NO2 ve vzduchu, který prošel komoru s foto-katalyticky aktivní omítkou, byla oproti druhé komoře nižší o 40 až 70 %, a to bez použití jakéhokoli dodatečného svě-telného zdroje.

V listopadu 2007 byla veřejnosti před-stavena první „environmentálně aktivní“ střešní krytina, Climalife. Střešní krytina není jedinou oblastí možného uplatně-ní technologie TX Active®. Teoreticky je tímto způsobem možné vyrobit jakýko-li betonový produkt, protože přítomnost fotokatalyzátoru nijak neovlivňuje ostat-ní užitné vlastnosti cementu ani betonu. Použití TX Active® výrobků je účelné pře-vážně v blízkosti frekventovaných silnic. Zde je TioCem® použitý v zámkové dlaž-bě, betonové vozovce či protihlukových bariérách schopen významně zlepšit kva-litu ovzduší. Použití technologie TX Acti-ve® 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 techno-logií 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 stav-bě betonové vozovky ulice Rue Jean Ble-uzen v pařížské čtvrti Vanves. Výsled-ky měření, které provedla externí labora-toř (Laboratoire Régional de l’Quest Pari-sien), by měly být dostupné v průběhu roku 2009.

P O U Ž I T Í T E C H N O LO G I E TX A C T I V E ® V P R OT I H L U K O V Ý C H S T Ě N ÁC H L I A D U R

Spojení technologie TX Active® a pro-tihlukových stěn Liadur® dává vzniknout velmi efektivnímu řešení pro boj s nepří-znivými dopady automobilové dopravy na životní prostředí a lidské zdraví. Pomo-cí jediného stavebního prvku můžeme významně omezit jak hlukovou, tak imisní zátěž obyvatel v blízkosti rušných pozem-ních komunikací.

V průběhu roku 2008 byla ve spo-lupráci firem Liadur a Českomoravský cement vyvinuta receptura pohltivé vrst-vy z mezerovitého betonu s kamenivem Liapor s využitím technologie TX Active®, která nejen splňuje výše uvedené poža-davky na vlastnosti protihlukových stěn, ale navíc výrazně snižuje koncentrace plynných polutantů ve svém okolí. Labo-ratorní ověření fotoaktivity, tedy schop-nosti 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 vyjád-ření „velmi vysoká aktivita“.

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


tel.: 602 650 174, www.liapor.cz

Fakulta stavební VUT v Brně


Ing. Ondřej Matějka

Českomoravský cement, a. s.

nástupnická společnost

226 01 Beroun

tel.: 311 643 065, 602 141 086


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 vzorcíchFig. 4 Rhodamine B bleaching field test

Obr. 5 Typický průběh měření rozkladu NOx v laboratořiFig. 5 Typical NOx abbatement laboratory test output

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

5


T O D E T E R M I N A T I O N O F P R E S T R E S S I N G L O S S E S I N P R E S T R E S S E D C O N C R E T E E L E M E N T S A N D S T R U C T U R E S

K O T Á Z C E S T A N O V E N Í Z T R Á T P Ř E D P Ě T Í V P R V C Í C H A K O N S T R U K C Í C H Z P Ř E D P J A T É H O B E T O N U


S C I E N C E A N D R E S E A R C H

L U K Á Š V R Á B L Í K , J A N L O Š K O , V L A D I M Í R K Ř Í S T E K

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 zaručují-cích řádnou funkci. Cílem příspěvku je kritický pohled na mnoh-dy 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 pre-stressing losses affected by creep, shrinkage and cross sectio-nal 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 zajiš-těním potřebného účinku předpětí – jak velikosti předpínací síly v okamžiku vnesení předpětí, tak i jejího časového vývoje ovliv-něného dlouhodobými ztrátami.

Význam této skutečnosti nebyl dosud plně doceňován. Mění-li se napjatost předpjaté konstrukce (závisející zcela zásadně na předpětí), tak to, pokud nenastanou viditelné poruchy, pozor-nosti obvykle uniká. Zcela jiná situace je však např. při sledová-ní 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 průře-zů, nerealistické modely predikce vývoje dotvarování a smršťo-vání 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 vnější-ho zatížení a opačně působícího ekvivalentního zatížení závislé-ho na skutečné velikosti předpětí konstrukce) a relativně velmi malá odchylka od předpokládané hodnoty některého z těch-to 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 odchyl-ka v jednotlivých dílčích složkách může vést k propastným rozdí-lům výsledků od skutečnosti (porovnání např. s výsledky měře-ní na reálných konstrukcích).

Proto mezi nejzávažnější faktory pro zajištění náležité funkce předpjatých konstrukcí (únosnosti, provozuschopnosti, trvanli-vosti a spolehlivosti) náleží spolehlivé stanovení skutečné hod-

noty předpětí, tj. vývoje jeho ztrát. V současné době běžná návr-hová praxe předpjatých konstrukcí definuje dvě základní katego-rie ztrát předpětí.• Krátkodobé ztráty – tzv. technologické ztráty; jedná se o změny předpětí projevující se na konstrukci mezi okamži-kem napínání a zakotvením předpínací výztuže. Nejdůležitější-mi zástupci těchto ztrát pro dodatečně předpínaný prvek je ztrá-ta třením a pokluzem v kotvě. Označení technologické odpoví-dá podstatě těchto ztrát, které jsou významně ovlivněny tech-nologickými 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 předpí-nacího 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 předpína-cí síly mezi okamžikem zakotvení předpínací výztuže a sledova-ným časem, resp. předpokládaným koncem životnosti konstruk-ce. Vzhledem k dlouhodobému charakteru ztrát je pro jejich sta-novení rozhodující správný popis reologických vlastností mate-riálů, betonu (z hlediska dotvarování a smršťování) a předpínací výztuže (z hlediska relaxace).

Č A S O V Ě Z ÁV I S L É Z T R ÁT Y P Ř E D P Ě T Í

Ztráty předpětí v důsledku relaxace předpínací výztužeRelaxace oceli velmi výrazně ovlivňuje dlouhodobé chová-ní předpjatého prvku. Jedná se o duální jev k dotvarování. Při konstantní deformaci (protažení výztuže) klesá velikost napě-tí, a tudíž i velikost předpínací síly, resp. účinek předpětí. Kapaci-ta a časový vývoj relaxace závisí na mechanických vlastnostech použité oceli ovlivněných výrobním procesem a na technologic-kém postupu předpínání.

Velmi důležitá je také závislost ztráty relaxací předpínací výztu-že 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 uka-zuje, že právě podceněná ztráta relaxací je jednou z význam-ných příčin nadměrných, v čase se zvětšujících deformací těch-to 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 nekorespon-dují s reálnými vlastnostmi používaných ocelí. Norma rozlišuje velikost konečného úbytku napětí vlivem relaxace jako násob-ku počátečního napětí podle toho, zda se jedná o dráty nepo-pouštěné, popouštěné, nebo stabilizované, popřípadě o žebír-kové tyče. Předpokládá se, že konečného úbytku napětí je dosa-ženo po jednom roce od napnutí. Dále norma definuje časovou




závislost úbytku napětí. Tato závislost však již není funkcí použi-tého materiálu ani úrovně napětí v předpínací oceli (vzhledem k mezi σ0,2).

Od příštího roku vstoupí v platnost tzv. Eurokód 2, který stáva-jící platné normy zcela nahradí. Tato norma [6] přistupuje k otáz-ce relaxace předpínací výztuže mnohem důkladněji (obr. 1). Sta-novuje 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 časo-vý vývoj (konečná hodnota se definuje pro čas 500 000 h, což odpovídá cca 57 rokům) v závislosti na hodnotě ρ1000 (ztrá-ta relaxací po 1 000 h pro úroveň počátečního napětí 0,7 fpk) a poměru počátečního napětí v předpínací výztuži σpm0 k hod-notě její charakteristické pevnosti fpk.

Δσ σ ⋅ ⋅ ⋅⋅σ

⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟

⋅ −σ⎛

⎝

⎜⎜⎜

⎞

⎠

⎟⎟⎟⎟

⋅ − (1)

Δσ σ ⋅ ⋅ ⋅⋅σ

⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟

⋅ −σ⎛

⎝

⎜⎜⎜

⎞

⎠

⎟⎟⎟⎟

⋅ − (2)

Rozdíly ve výsledcích při postupu podle jednotlivých funkč-ních předpisů jsou shrnuty v tabulce 1. Uvažována je ocel před-pínací 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 6207nepopouštěné popouštěné stabilizované

99,1 MPa 74,3 MPa 37,2 MPaVýpočet podle ČSN EN 1992-1-1

třída 1 třída 2235,4 MPa 48,3 MPa

Pro správnou predikci úbytku napětí v předpínací výztuži způ-sobenou relaxací oceli by však vždy měla probíhat úzká spolu-práce mezi projektantem a dodavatelem předpínacího systému, který by měl poskytnout kompletní informace zaručující správ-ný návrh konstrukce.

Dlouhodobé ztráty předpětí v důsledku dotvarování a smršťování betonu a deplanace průřezuZ výsledků experimentálních studií reálných konstrukcí [5] a jejich analýz [2] se potvrzuje, že v současné době používané přístupy pro kvantifikování ztrát předpětí způsobených dotvarová-ním a smršťováním betonu jsou nerealistické a mnohdy zavádě-jící a ztráty významně podceňují. Ignorují totiž řadu významných faktorů, zejména se jedná o:• 3D působení předpjatého prvku nebo konstrukce – primi-tivní předpoklad zachování rovinnosti příčného řezu je pro sou-

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

1

2




časné výpočtové možnosti, kdy jsou zcela samozřejmě do výpo-čtů zahrnovány jevy kategorie ochabnutí smykem nebo vázané-ho kroucení, doprovázené deplanací průřezu, absolutně nezdů-vodnitelný; 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 toho-to 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 rekonstruk-ci) zříceného mostu mezi ostrovy Koror a Babelthuap v Palau.

Záměrem článku je osvětlit tuto problematiku a napomo-ci k pochopení jejího významu demonstrací na případu prvku základního konstrukčního uspořádání, kde jevy mohou být ana-lyzovány 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 des-kový prvek (obr. 3) obdélníkového tvaru (šířka b a výška průře-zu h) délky L předepnutý přímým předpínacím kabelem vede-ným 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 předpína-cí síly je realizován pouze v místě kotvení – uvažována je pří-ložná 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 vyvola-ný předpětím realizovaným jednotlivými izolovaně rozmístěný-mi předpínacími jednotkami. Jde o klasickou úlohu teorie pruž-nosti, řešenou již v dávnější minulosti (např. aplikací teorie lome-nic [3]). Pole deformací jsou pro tento počáteční stav ukázá-na na obr. 4a. Je zřejmé „zatlačení“ v působišti předpínací síly (kotvení předpětí) do prvku, tj. nesplnění předpokladu zacho-vání 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 pro-jektové praxi) aproximovat pomocí analytických předpisů. Pou-žito je roznášení napětí od předpětí z dosedací plochy roznáše-cí desky kotvy až na plnou plochu příčného řezu popsané gradi-

Obr. 3 Schéma řešené konstrukceFig. 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 průřezuFig. 5 Stress distribution in element – increasing of active part of section

Obr. 6 Vnesení předpínací síly do prvku, počáteční deformaceFig. 6 Application of prestressing, initial element deformation

4a

4b

5

6

3




entem (n:1). Vzdorující plocha (část průřezu, ve které jsou uvažo-vána rovnoměrně rozložená napětí od předpětí) narůstá nespo-jitě (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):

−π

(3)

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

( ) +⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ −

π (4)

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

( ) +⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ −

π (5)

pro x ≥ xb (působí celá plocha prvku, vzdorující plocha je kon-stantní):

−π

(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 povy-tažením volného kabelu ΔLKAB vedeného v kabelovém kanálku průměru dp zakotveného pomocí příložné kotvy. Do betonové-ho prvku je tak vnesena normálová síla Np,0 (znaménko minus značí tlak):

− − ⋅ ⋅ 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:

εΔ

, (8)

kde LKAB,in je počáteční délka kabelu.Působící normálová síla Np,0 vyvodí v čase vnesení předpě-

tí tp v prvku poměrné přetvoření, které je s uvážením nerovin-ného chování průřezu (viz výše) funkcí vzdálenosti od konce prvku x:

ε ( )( ) ⋅ ( )

− ⋅ ⋅ε

( ) ⋅ ( ), (9)

kde Ec(tp) je modul pružnosti betonového prvku v čase přede-pnutí tp.

Dojde tak k okamžitému zkrácení prvku, které lze za předpo-kladu symetrie a homogenity konstrukce a zanedbání ztrát před-pětí (uvážena konstantní předpínací síla P po celé délce kabelu) stanovit podle vztahu:

⋅( ) ⋅ ( )

∫

− ⋅ ⋅ ⋅ε

( )⋅

( )∫ . (10)

Po předepnutí a zakotvení je délka prvku, a tudíž i předpínací-ho kabelu zakotveného mezi konce prvku:

+ . (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:

ε∞( )

( ) ⋅ ( )⋅ + ϕ

∞( )⎡⎣

⎤⎦ +

+ ε∞( ) (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 přetvo-ření prvku je možné popsat vztahem:

ε ( )( ) ⋅ ( )

⋅ ϕ∞( )⎡

⎣⎤⎦ +

+ ε∞( ) (13)

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

⋅( ) ⋅ ( )

⋅ϕ∞( )

+

∫ +

+ ε∞( )

+

∫ (14)

což je možné při předpokladu reologické homogenity konstruk-ce zjednodušit na vztah:

( )⋅ϕ

∞( ) ⋅ ( )

+

∫ +

+ ε∞( ) ⋅ +( ) (15)




Vztah (15) popisuje, jak bylo uvedeno výše, zkrácení betono-vého prvku, a tím i na jeho koncích tuze zakotveného kabelu, vlivem dotvarování a smršťování. Předpětí je realizováno poměr-ným protažením kabelu (rovnice 8) εp,0. Tím, jak dochází k zpět-nému zkracování kabelu, zmenšuje se hodnota tohoto počáteč-ního přetvoření až na hodnotu εp,∞:

ε∞

ε + . (16)

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

∞⋅ ⋅ ε

∞ . (17)

Při řešení změny předpínací síly vlivem dotvarování a smrš-ťování 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 praktic-

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 zvýše-ní náročnosti řešení, je použití tzv. metody efektivního času (na obr. 7 zelená čárkovaná křivka).

Určitým zjednodušením je i oddělené řešení účinků reologic-kých změn betonu (smršťování a dotvarování) a oceli (relaxa-ce) na vývoj velikosti přepínací síly. Ve skutečnosti jsou tyto jevy provázány a vzájemně spolupůsobí. Pro správný popis a vystiže-ní 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. Reologic-ké 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∞ =

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

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 konstrukciFig. 8 Distribution of cross-section deformability for analysed

structure

7

8




36 500 dní vychází přetvoření od smrštění εshr (36 500;7) = -430,074.10-6, součinitel dotvarování φ (36 500;7) = 2,49. Gra-dient 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 deplana-ce průřezu) cca 14 %, bez uvážení deplanace úbytek napětí je pouze 9 %. Z výsledku je tedy patrný velmi závažný vliv depla-nace na celkovou ztrátu dotvarováním a smršťováním – dostá-váme 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 průře-zu zjištěné při komplexním a velmi nákladném přepočtu mostu Koror-Babelthuap v Palau, respektujícím v nejvyšší dostupné míře jak prostorový charakter problému, uspořádání předpě-tí, vývoj statického systému, tak i realistický model dotvarování a smršťování betonu, jako analýzy příčin vývoje průhybů a kolap-su tohoto mostu [2].

Problematika ztrát předpětí má pro pochopení a návrh před-pjatých konstrukcí zásadní význam. Tento článek je pouze úvo-dem do diskuse o reálných hodnotách ztrát předpětí a fakto-rech je ovlivňujících. Se záměrem revize inženýrského myšlení a přístupu k návrhu předpjatých konstrukcí byl na analýze nej-jednoduššího uspořádání prokázán význam faktorů dříve často ignorovaných. Na základě prezentovaných úvah budou v dal-ších článcích uvedeny výsledky řešení složitějších, v mostní

praxi používaných konstrukčních uspořádání. Ukazuje se totiž, že závažnost tohoto jevu je tak významná, zejména v přípa-dě nerovnoměrně a izolovaně rozdělených předpínacích jedno-tek po průřezu, že by bylo vhodné zavést do projektové praxe a návrhových doporučení další složku ztrát předpětí: ztráty předpětí vyvolané deplanací průřezu, jejichž velikost narůs-tá 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.


Ing. Jan Loško


Prof. Ing. Vladimír Křístek, DrSc.


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

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]

■ 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

Certifi kace systému jakosti podle ČSN EN ISO 9001:2001


D Y N A M I C R E S P O N S E O F C O N C R E T E F O O T B R I D G E SD Y N A M I C K Á O D E Z V A B E T O N O V Ý C H L Á V E K



J I Ř Í S T R Á S K Ý , R A D I M N E Č A S , J A N K O L 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 uve-deným v návrhu Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část: Betonové mosty. Z analyzovaných lávek bylo deset kon-strukcí již realizováno; jejich provoz je dosud bez problémů.The experience with analysis of fifteen light concrete foot-bridges 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 dynamic-kou 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 publiková-no množství teoretických článků, k jejichž pochopení je nutno mít hluboké teoretické znalosti dynamiky stavebních konstrukcí. Pro běžného projektanta mostních konstrukcí jsou mnohé přístu-py příliš teoretické a těžko pochopitelné.

Na druhou stranu je zřejmé, že jednoduchá ustanovení star-ších norem, ve kterých se nepřipouští konstrukce s ohybovými frekvencemi menšími než 3 Hz [1], nevystihují podstatu problé-mu, 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 analý-ze řady lehkých a transparentních konstrukcí lávek pro pěší. Kon-strukce těchto lávek tvoří buď visutý předpjatý pás, nebo beto-nový pás podporovaný, nebo zavěšený na oblouky, popř. pylony. Protože první ohybové frekvence těchto konstrukcí jsou v rozsa-hu od 0,2 do 2 Hz, neměly by být podle [1] realizovány. Dosa-vadní zkušenosti z jejich provozu však dokazují, že ačkoliv uživa-telé lávek cítí jejich pohyb, nevyvolává tento pohyb u nich nepří-jemné pocity. Je tedy zřejmé, že návrh konstrukcí, který vychá-zí 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 progra-my, 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 ode-zva popisovaných konstrukcí přijatelná a protože analýzu lze poměrně jednoduše provést, považují autoři za účelné shrnout získané zkušenosti v tomto článku. Je zřejmé, že pokud výsled-

ky analýzy jiných konstrukcí budou podobné, lze na základě našich zkušeností očekávat přijatelné dynamické chování i těch-to 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 kmitáníTypické 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 ohy-bové frekvence mnohem nižší, a přesto mají přijatelné chování, je zřejmé, že je správné určit rychlost pohybu, popřípadě zrych-lení 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 kon-stantní 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

[m/s2] (2)

Přípustné hodnoty zrychlení v závislosti na první ohybo-vé frekvenci f0 , které byly převzaty z [8], jsou také uvedeny na obr. 1. Prof. Miroš Pirner, DrSc., z Ústavu teoretické a apliko-vané mechaniky Akademie věd doporučuje, aby rychlost pohy-bu 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 konstruk-ce, a to nejen ohybových, ale také kroutivých. Při buzení krouti-vých tvarů se břemeno umisťuje mimo podélnou osu lávky co nejblíže k zábradlí.

Vodorovné kmitáníChodci zatěžují konstrukci také ve vodorovném směru. S kaž-dým krokem vzniká vodorovná síla FH, která je v interakci s vodo-rovným kmitáním. Zatímco svislá síla zatěžuje konstrukci s kaž-dým 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 defor-mace.

Případy, kdy fV = 2 fH, by se neměly vyskytovat.Podle [6] spektrum amplitudy vodorovných sil vyvolaných oso-

bou pohybující se s krokovou frekvencí 2 Hz ukazuje značný roz-ptyl. Všeobecně se amplituda zvětšuje se zvětšujícím se kmitá-ním 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.



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 kon-strukcí 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 pohy-bem 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 synchro-nizaci 80 % osob, kteří následně dále rozkmitávají konstrukci. To byl případ lávky Millenium v Londýně.

Kmitání od větruLávky 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.

S T U D O VA N É K O N S T R U K C E

V posledních deseti letech popsaným postupem autoři posou-dili 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 Vra-novské přehrady.

Všechny konstrukce byly analyzovány programovým systémem ANSYS. Při návrhu byly konstrukce posouzeny jako geometric-ky nelineární prostorové konstrukce. Analýza zohlednila změnu statického působení během jejich postupné výstavby a skuteč-né okrajové podmínky. U všech konstrukcí kombinujících taže-

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 vlast-ní 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, srov-nanou výšku mostovky hS = A / w (plocha A dělená šířkou w), stálé zatížení mostovky g [kN/m], hodnoty a základní tvary prv-ních vlastních ohybových frekvencí a výsledky shora popsaného posouzení. Pro lávku přes Vltavu v Českých Budějovicích je uve-dena 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 sumari-zováno v obr. 5, kde jsou v závislosti na první ohybové frekven-ci 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.


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

Frekvence kroků (s) (r) a skoků (j) [Hz]Pohyb celkový rozsah pomalá (ý) běžná (ý) rychlá (ý)chůze fs [Hz] 1,4 až 2,4 1,4 až 1,7 1,7 až 2,2 2,2 až 2,4běh fr [Hz] 1,9 až 3,3 1,9 až 2,2 2,2 až 2,7 2,7 až 3,3skok fj [Hz] 1,3 až 3,4 1,3 až 1,9 1,9 až 3 3 až 3,4

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

3

21




Tab. 2 Analyzované lávkyTab. 2 Analyzed footbridges

LávkaTyp konstrukce

Realizace / projekt

Příčný řezSrovnaná výškaZatížení stálé

Frekvence a tvar kmitání Posouzení

1 – Vltava, Praha-Trója

Předpjatý pás

1984

hS = 0,25 mg = 27 kN/m

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)

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

max u = 5,33 mmmax v = 0,02 m/smax a = 0,078 m/s2

alim = 0,35 m/s2

f(0)/2 = 0,245 Hz

2 – Lake Hodges, San Diego, California, USA

Předpjatý pás

2009hS = 0,28 m

g = 38,6 kN/m

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


alim = 0,379 m/s2

f(0)/2 = 0,287 Hz

3 – Medway, Maidstone, Kent, UK

Předpjatý pás

2001hS = 0,23 m

g = 19,8 kN/m

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

f(H) = f(4) = 2,619 Hz


alim = 0,541 m/s2

f(0)/2 = 0,586 Hz

4 – Olše, Bohumín

Předpjatý pás

Projekt

hS = 0,14 mg = 15,3 kN/m

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

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


alim = 0,471 m/s2

f(0)/2 = 0,444 Hz

5 – R35, Olomouc

Předpjatý pás podepřený obloukem

2008hS = 0,14 m

g = 17,8 kN/m

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

6 – Svratka, Brno

Předpjatý pás podepřený obloukem

2008hS = 0,18 m

g = 22,6 kN/m

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

7 – Vltava, České Budějovice

Oblouk s ocelobetonovou mostovkou

2007hS = 0,1 m, hI = 0,16

g = 16 kN/m

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




LávkaTyp konstrukce

Realizace / projekt

Příčný řezSrovnaná výškaZatížení stálé

Frekvence a tvar kmitání Posouzení

8 – McLouglin Blwd, Portland, Oregon, USA

Předpjatý pás zavěšený na oblouku

2006 hS = 0,25 mg = 31,7 kN/m

f(0) = f(1) = 1,021 Hz (B)f(5) = 1,791 Hz (C)

f(H) = f(2) = 1,282 Hz


alim = 0,505 m/s2

f(0)/2 = 0,511 Hz

9 – Švýcarská zátoka, Vranovská přehrada

Visutá konstrukce s předpjatým pásem

1993 hS = 0,16÷0,14 mg = 27,4÷35,7 kN/m

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

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


alim = 0,273 m/s2

f(0)/2 = 0,149 Hz

10 – Willamette River, Eugene, Oregon, USA

Visutá konstrukce s předpjatým pásem

2002 hS = 0,22 mg = 36,6 kN/m

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

Visutá konstrukce s komorovým nosníkem

ve stavbě hS = 0,23 mg = 35,4 kN/m

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

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


alim = 0,489 m/s2

f(0)/2 = 0,478 Hz

12 – Johnson Creek, Portland, Oregon, USA

Předpjatý pás podepřený visutým kabelem

Návrh hS = 0,26 mg = 36,3 kN/m

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

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


alim = 0,458 m/s2

f(0)/2 = 0,419 Hz

13 – Freeway I-5, Eugene, Oregon, USA

Zavěšená konstrukce s předpjatým pásem

2009 hS = 0,26 mg = 36,3 kN/m

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

14 – Delta Pond, Eugene, Oregon, USA

Zavěšená konstrukce s předpjatým pásem

Ve stavbě hS = 0,26 mg = 36,3 kN/m

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

15 – D47, Bohumín

Zavěšená konstrukce s páteřním nosníkem

Ve stavběhS = 0,31 m

g = 63,2 kN/m

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




Lávka přes Vltavu v Praze-TrojiLávku 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 segmen-tů (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 čtrnác-ti letech. Druhý test potvrdil, že dynamické chování konstrukce zůstalo beze změny.

Lávka Lake Hodges, San Diego, CaliforniaLávku 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 před-pínací kabely jsou situovány v rýhách vytvořených v segmentech.

Lávka přes Medway River, Maidstone, Kent, UKLávku o dvou polích 49,5 + 37,5 m (obr. 4 – 3), [9] tvoří předpja-tý 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 podpě-ry 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.

Lávka přes Olši u BohumínaProjektovanou 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 sesta-ven z prefabrikovaných segmentů nesených a předepnu-tých dvěma dvojicemi vnějších kabelů (tab. 2.4). Nad vnitř-ními podpěrami a u krajních podpěr je předpjatý pás pode-přen sedly.

Lávka přes rychlostní komunikaci R35 u OlomouceLávku tvoří předpjatý pás o dvou polích, který je podepřen štíh-lým obloukem o rozpětí 64 m (obr. 4 – 5), [11]. Předpjatý pás délky 76,5 m je sestaven z prefabrikovaných segmentů nese-ných a předepnutých dvěma vnějšími kabely (tab. 2.5). Proto-že základy oblouku a kotevní bloky předpjatého pásu jsou vzá-jemně spojeny tlačenými vzpěrami, tvoří konstrukce lávky samo-kotvený systém.

Dynamické chování lávky bylo ověřeno dynamickou zkouš-kou.

Lávka přes Svratku v BrněLávku tvoří předpjatý pás o dvou polích, který je podepřen štíh-lým obloukem s rozpětím 42,9 m (obr. 4 – 6), [11]. Předpja-tý pás délky 43,5 m je sestaven z prefabrikovaných segmen-tů nesených a předepnutých čtyřmi vnitřními kabely situo-vanými v segmentech (tab. 2.6). Protože základy oblouku a kotevní bloky předpjatého pásu jsou vzájemně spojeny kraj-ními opěrami, tvoří konstrukce lávky samokotvený systém.

4–2 4–5

4–6

4–1

4–4

4–3




Lávka přes Vltavu v Českých BudějovicíchKonstrukci lávky tvoří jednostranný skloněný oblouk vetknutý do ocelobetonové mostovky (obr. 4 – 7), [12]. Sklonění oblou-ku 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 příhra-dovinou (tab. 2.7). Závěsy jsou tvořeny I profily proměnné výšky. Ocelová konstrukce je vetknuta do náběhů krajních opěr založe-ných na vrtaných pilotách. Vytváří se tak integrovaný systém bez ložisek a dilatačních závěrů.

Dynamické chování lávky bylo ověřeno dynamickou zkouškou.

Lávka McLoughlin Boulevard, Portland, Oregon, USALávka je tvořena dvěma skloněnými oblouky, na kterých je zavě-šena mostovka z předpjatého pásu (obr. 4 – 8), [11]. Oblouky s rozpětím 73,508 m a vzepětím 13,715 m jsou tvořeny ocelo-vými rourami průměru 0,457 m. Oblouky jsou vzájemně spoje-ny 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 před-pínací kabely jsou situovány ve spřažené desce. Protože základy oblouku a kotevní bloky předpjatého pásu jsou vzájemně spojeny tlačenými vzpěrami, tvoří konstrukce lávky samokotvený systém.

Lávka přes Švýcarskou zátoku Vranovské přehradyLávka 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. Proto-že mostovka je pružně vetknuta do krajních opěr, vytváří částečný samokotvený systém. Mostovka, která je sestavena z prefabrikova-ných segmentů, je předepnuta vnitřními kabely vedenými v seg-mentech a je ztužena vnějšími kabely vedenými v kruhových otvo-rech vytvořených v segmentech (tab. 2.9).

Dynamické chování bylo ověřeno na aeroelastickém modelu navrženém pro zkoušku konstrukce ve větrném tunelu a dyna-mickou zkouškou hotové konstrukce.

Lávka přes Willamette River, Eugene, OregonLávka celkové délky 178,8 m se sestává ze dvou částí: visu-té konstrukce o třech polích 23 + 103 + 23 m a navazujících ramp vetknutých do opěr (obr. 4 – 10), [9]. Mostovka, kte-rou tvoří předpjatý pás sestavený z prefabrikovaných segmentů (tab. 2.10), je pružně vetknuta do ramp. Mostovka je předepnu-ta 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.

Lávka přes Harbor Drive, San Diego, CaliforniaLávku 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 pod-pěrami přechází v sedlech vytvořených v zábradelních zíd-kách. 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 vyvo-lané jednostranným zavěšením (tab. 2.11). Komorový nos-ník 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 únosnos-tí mostovky.

Dynamické chování bylo ověřeno na aeroelastickém modelu navrženém pro zkoušku konstrukce ve větrném tunelu.

4–8

4–74–10

4–9

4–11




Lávka přes Johnson Creek, Portland, OregonNavrhovanou lávku o jednom poli s rozpětím 63 m tvoří přímo pocházený plochý oblouk nesený a předepnutý vnějšími visutý-mi kabely (obr. 4 – 12), [9]. Oblouk, který je sestaven z prefab-rikovaných 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 Freeway I-5, Eugene, OregonLávku celkové délky 161,6 m tvoří hlavní zavěšený most o dvou polích s rozpětími 31,76 m, který je monoliticky spojen se zakřive-nými 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 betono-vý, závěsy kotvené v mostovce po třech metrech jsou tvořeny hlad-kými předpínacími tyčemi. Zavěšená mostovka je sestavena z pre-fabrikovaných segmentů a spřažené desky (tab. 2.13), rampy jsou monolitické. Předpínací kabely jsou situovány ve spřažené desce.

Lávka přes Delta Pond Expressway, Eugene, OregonLávku celkové délky 231,65 m tvoří zavěšená konstrukce o třech polích délek 15,24 + 36,58 + 51,82 m, na kterou po obou stra-nách 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 komuni-kaci je sestaveno z prefabrikovaných segmentů a spřažené desky (tab. 2.14). Předpínací kabely jsou situovány ve spřažené desce.

Lávka přes dálnici D47 u BohumínaLávku o dvou nesymetrických polích délek 54,6 a 58,2 m tvoří páteřní nosník s oboustrannými konzolami, který je zavě-šen na středním pylonu (obr. 4 – 15). Protože lávka je v půdo-rysném oblouku s poloměrem 220 m, bylo možné mostov-ku vetknout do krajních podpěr. Ocelobetonový pylon, který v podélném směru lávky má tvar písmene V, je rámově spo-jen s páteřním nosníkem oddělujícím cyklistickou a pěší dopra-vu. 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, kotve-né v mostovce po 2 m, jsou z uzavřených lan. Mostovka je pře-depnuta kabely vedenými v páteřním nosníku i v konzolách.

Z ÁV Ě R

Z patnácti popsaných lávek je deset konstrukcí postaveno, tři jsou ve stavbě a dvě konstrukce se projektují. Všechny konstruk-ce mají velmi lehkou mostovku charakterizovanou srovnanou výškou hS velikosti od 0,1 do 0,31 m.

Ačkoliv všechny postavené konstrukce jsou velmi lehké, v prů-běhu jejich provozu se dosud nevyskytly problémy s jejich dyna-mickou odezvou vyvolanou pohybem chodců, popř. větrem. Uživatelé pohybující se, nebo stojící na lávce cítí pohyb konstruk-cí, 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 omezu-je 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 kon-strukcím potřebnou tuhost a hmotnost, představuje ideální řešení pro pocházené konstrukce lávek pro pěší.

ZúčastněníDynamická analýza popsaných konstrukcí realizovaných v České Republice a ve Spojeném Království byla pod vedením prvního autora provedena firmou Stráský, Hustý a partneři, Brno, kon-strukcí realizovaných v USA byla zajištěna pracovníky Ústavu betonových a zděných konstrukcí VUT-FAST.

4–12

4–13

4–14

4–15




Popisované konstrukce byly zhodnoceny v rámci programu výzkumu a vývoje „Impuls“ FI – IM5/128 „Progresivní konstrukce z vysokohodnotného betonu“ Ministerstva průmyslu a obcho-du. 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.


www.shp.eu

Ing. Radim Nečas, Ph.D.


Ing. Jan Koláček


všichni: FAST-ÚBZK VUT v Brně

Veveří 95, 662 37 Brno

fax: 549 250 218, www. fce.vutbr.cz

N O V Á Z N A Č K AČlenové Svazu výrobců betonu ČR se rozhodli používat novou značku. Proč?

Kvalita – členové SVB ČR jsou schopni trvale udržovat vyso-kou kvalitu výroby transportbetonu. V příštím roce se dokla-dem toho stane nabídka betonů s garantovaným modulem pružnosti.

Identifikace – bude snadné určit, které betonárny patří čle-nům SVB ČR.

Hlavní technolog – každý člen SVB ČR využívá služeb svého interního hlav-ního 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 zře-teli, že podobné případy je nutné, ve vztahu k potřebnému odzkoušení upra-vených 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.

Výrobní zařízení – všechny betonárny jsou buď nové, nebo prošly během posledních deseti let kompletní přestav-bou s dovybavením moderními řídícími systémy a zařízeními na recyklaci čerstvého betonu.

Předpisy – Svaz výrobců betonu ČR se spolupodílí na imple-mentaci 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 výrob-ců 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 „Eko-logická betonárna“ od Evropského svazu výrobců transportbetonu za to, jak využívají recyklovanou vodu a kamenivo, za ozelenění výrobny a jejího bezpro-středního okolí a další aktivity spojené s rozumným přístupem k výrobě beto-nu a jeho vlivu na okolí.

Michal ŠtevulaSvaz výrobců betonu ČR

Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4e-mail: [email protected], tel.: 246 030 153

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, Self-Anchored 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

Obr. 5 Zrychlení analyzovaných lávekFig. 5 Acceleration of analyzed footbridges

5


B A C K T O S U P P O S E D P R O B L E M S W I T H M O D U L U S O F E L A S T I C I T Y O F C O N C R E T E , P O T E N C Y O F S P E C I F I C A T I O N A C C O R D I N G T O C H A N G E Z 3 O F T H E Č S N E N 2 0 6 - 1 S T A N D A R D

Z N O V U K Ú D A J N Ý M P R O B L É M Ů M S M O D U L E M P R U Ž N O S T I B E T O N U , M O Ž N O S T S P E C I F I K A C E D L E Z M Ě N Y Z 3 Č S N E N 2 0 6 - 1



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 specifika-cí doplňujících požadavků uvedených v článku 6.2.3. Důvodem může být původní evropské znění tohoto člán-ku, ve kterém chyběly některé závažné požadavky, jako např. modul pružnosti. Následující příspěvek proto komentuje některé doplňky dané změnou Z3 uve-dené 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 pro-blems with specification of basic requi-rements 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 vzta-hu modulu pružnosti a pevnosti beto-nu v tlaku byla již dostatečně osvětlena, v poslední době např. články Vaškové, Šte-vuly a Veselého [2] a Teplého [3]. Nadá-le se však vyskytují články a akce, které z uvedených hledisek kritizují kromě tech-nických norem a činnosti projektantů i čin-nost výrobců betonu. Především jsou to publikace Petra Mokříže [4, 5], který s dob-rou vůlí o nápravu uvádí i některé názo-ry, které jsou v rozporu s některými sou-časnými správnými trendy. Těmito trendy jsou především změny směřující ke sníže-ní energetických nároků na výrobu beto-nu, a tím i jeho vstupních složek, zejména

cementu. Dále je to stálé zlepšování zpra-covatelnosti betonu vyžadované zejména odběrateli betonu. Jeho kladným důsled-kem je kromě snížení pracnosti ukládky betonu i zlepšování pracovních a hygienic-kých podmínek (hlavně pokud jde o hluč-nost a vibrace). Usnadnění zpracovatel-nosti má navíc pozitivní vliv i na někte-ré 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 zjed-nodušení bude jako charakteristika pře-tvárnosti uváděn dále jen modul pruž-nosti a to s vědomím, že u jiných cha-rakteristik (mimo jiné dotvarování a smrš-ťování) mohou být specifické odlišnos-ti. Tyto odlišnosti však neovlivní řešení základního problému, kterým je správná, úplná a účelná specifikace požadavků na vlastnosti betonu.

Pro určitou pevnost betonu v tlaku směr-ně (s výjimkami) platí, že lepší zpracovatel-nost (tekutost, snadnohutnitelnost, samo-zhutnitelnost) a větší obsah jemných zrn (včetně zrn příměsí, např. popílku) mají na velikost modulu pružnosti negativní vliv. Uvedený vliv může být zcela nebo částeč-ně (v mírné závislosti na přísadou ovlivně-ném obsahu vzduchu) eliminován pou-žitím novodobých účinných superplasti-fikačních přísad. S relativním poklesem modulu pružnosti proti dřívějšímu období je však třeba počítat.

U nás o tom svědčí především příspě-vek Misáka a Vymazala [6], ve kterém jsou výsledky sto třiceti průměrných hod-not sečnového modulu pružnosti grafic-ky porovnávány s výpočtovými hodnota-mi uvedenými v tab. 3.1 ČSN EN 1992-1-1 [7] a to v neprospěch měřených hodnot. Velmi závažný je hlavně rozptyl měřených hodnot. Kvantitativní hodno-cení popsaných skutečností je uvedeno v následující kapitole.

Další nové výsledky obsahuje pří-spěvek Hely a Křížové [8] zaměře-ný na maltovou složku betonu (pou-žit jemnozrnný beton s Dmax = 4 mm). Porovnávány byly betony s konstantním obsahem pojiva 360 kg/m3 a super-plastifikátoru. Všechny čerstvé beto-ny měly přibližně stejnou konzis-tenci (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 respektová-ní reálných k-hodnot (u popílku hodnoty 0,40) by byla rozdílnost jistě menší.

Se snížením hodnot modulu pružnosti se počítá i v zahraničí. Německá směrni-ce pro samozhutnitelné betony [9] počí-tá u samozhutnitelného betonu se sníže-ním modulu pružnosti o 15 %. Jsou však uváděny i jiné, příznivější zkušenosti.

Poněkud mírněji posuzuje vliv samozhut-nitelnosti Evropská směrnice pro samoz-hutnitelný 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 bez-pečnosti, ze kterých jsou odvozeny vztahy v ČSN EN 1992-1-1. U předpjatého beto-nu jde hlavně o modul pružnosti v době předpínání. Protože má samozhutnitelný beton vyšší objem cementového tmelu, lze předpokládat, že součinitel dotvarová-ní bude rovněž vyšší než u běžného beto-nu stejné pevnosti. Tyto rozdíly jsou nic-méně malé a jsou podchyceny předpo-klady bezpečnosti v tabulkách a vztazích v Eurokódu.“

Uvedené i neuvedené příklady ukazu-jí, že s určitým posunem musíme uva-žovat. Druhou, podstatně závažnější sku-tečností je později popsaná problematič-nost bezvýhradného používání teoretické závislosti [7] modulu pružnosti na pev-nosti betonu v tlaku i při značné citlivosti konstrukce na přetvoření.

S T A N D A R D S • Q U A L I T Y • C E R T I F I C A T I O N




Z ÁV I S LO S T M O D U L U P R U Ž N O S T I N A P E V N O S T I B E T O N U V T L A K U

Pro případy, kdy nejsou pro stanove-ní modulu pružnosti k dispozici přesněj-ší poklady, udává ČSN EN 1992-1-1 [7] následující vztah určující závislost statické-ho modulu Ecm [GPa] na průměrné pev-nosti 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 podmín-kám (korekcemi závislými na použitém druhu kameniva). I po provedení uvede-ných a dalších korekcí půjde však vždy o hrubé odhady.

O rozdílu mezi teoretickými hodnota-mi danými vzorcem (1) a výsledky zkou-šek a o velkém rozptylu měřených hod-not svědčí výše uvedený příspěvek Misá-ka a Vymazala [7]. Zde jsou graficky znázorněny výsledky statického modulu pružnosti sto třiceti betonů. Každý výsle-dek Ez je přitom průměrem šesti experi-mentálně zjištěných hodnot. Z hodnot Ez jsou dále odvozovány pro každou pev-nost betonu v tlaku střední hodnoty Ezs a minimální hodnoty Ez,min.

Rozdíly mezi hodnotami Ecm dle vzorce (1) a středními hodnotami EzsPři 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,minNejzávažnější je vysoký rozptyl všech jed-notlivých výsledků Ez, proto i velké rozdíly mezi hodnotami Ecm a minimálními hod-notami 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 roz-díl: -10,3 MPa (-25 %). S růstem pevnosti v tlaku se relativní rozdíl zmenšuje. Podrob-nější relativní odhady dává rovnice (3)

Ecm/Ez,min = 1,21 + 1,2/fcm (3).

Variabilita modulu pružnosti a její příčinyZ grafů v příspěvku [7] je zřejmé, že veliká variabilita modulů pružnosti Ez je u všech pevnostních tříd betonu. V oboru pevnos-tí 20 až 100 MPa jsou rozdíly mezi maxi-málními hodnotami Ez,max a minimálními hodnotami Ez,min kolem 14 GPa. Relativ-ní rozdíly se proto zmenšují s růstem pev-nosti betonu v tlaku fcm.

Na uvedené variabilitě se podí-lí v prvé řadě modul pružnosti pou-žitého hrubého kameniva. Modul pružnosti dále ovlivňuje podíl obje-mu kameniva k objemu betonu. Tento podíl je závislý v prvé řadě na obsa-hu vody, tím na použitém zhutňová-ní (proto i na konzistenci čerstvého betonu), na maximální jmenovité horní mezi frakce kameniva (Dmax), na použi-tí přísad a na použité přepravě betonu (na nárocích na čerpatelnost).

Modul pružnosti betonu je ovlivněn i vlastnostmi maltové a pojivové slož-ky. Proto se kromě vlivu vodního sou-činitele (tím nepřímo pevnosti betonu) uplatňují především vlivy provzdušně-ní. Takto se kromě provzdušňujících pří-sad uplatňují i některé plastifikační pří-sady. Ve shodě s platnými normami se připouští jejich vliv na zvětšení obsa-hu 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 interak-ci s dalšími faktory někdy i zvyšují) např. i následující faktory: druh a obsah pří-měsí, druh cementu, přísady proti smrš-tění, 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 hydrau-lických 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 dyna-mický modul pružnosti. Podle doporu-čení RILEM se připouští jeho snížení až na 80 % hodnoty změřené před požado-vaným počtem cyklů zmrazování a roz-mrazování. Na druhé straně jsou známá sledování (Bílek [12], Brameshuber [13]), kdy za určitých podmínek (např. přírod-

ních) může vliv mrazu ovlivnit dynamický modul pružnosti i pozitivně.

Vysoký rozptyl hodnot statického modu-lu pružnosti ovlivňuje i zkušební meto-da. Brameshuber popsal [14] výsledek mezilaboratorních zkoušek dvanácti labo-ratoří, ve kterých byly prováděny zkouš-ky na identickém betonu. Poměr mini-málního a maximálního výsledku vyšel 0,74. Proto je třeba zdokonalit meto-dy zkoušení a upravit zkušební normu. Výsledky zkoušek nezanedbatelně ovliv-ňuje také volba zkušebních těles. Z dlou-hodobých zkušeností vyplývá, že výsled-ky zjištěné na válcích jsou o 5 až 10 % horší než výsledky zjištěné na trámcích. Dále, podle Dohnálka [15], dávají zkouš-ky na vývrtech poněkud jiné výsledky než zkoušky těles vyrobených ve zkušeb-ních formách.

Nikoliv bezdůvodně uvedli v příspěv-ku [16] Šmilauer a Bittnar: „Zvětšování modulu pružnosti (a všeobecněji zmen-šování deformací) je řádově obtížnější než zvětšování pevnosti. Pro řešení těch-to úloh je proto třeba využít i popsané náročné postupy.“

Uvedené nejistoty se týkají projektan-ta hlavně tím, že si jich bude vědom. Podobné nebo větší nejistoty jsou i u dal-ších 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 vlast-nosti složek betonu, a tím ani jeho slože-ní. V době projektu nemusí být znám ani dodavatel, který bude konstrukci realizo-vat. Projektant proto nemůže vždy znát všechny faktory (hlavně např. druh hru-bého kameniva, konzistenci, důsledky z nároků na čerpatelnost a na provzduš-nění), které ovlivňují modul pružnos-ti betonu zvolené pevnostní třídy. Z dru-hého pohledu není však dobré, že se k výrobci betonu dostávají požadované specifikace často až „za pět minut dva-náct“. V současné praxi výroby transport-betonu, kdy dodavatel stavby není záro-veň výrobcem betonu, mohou technolo-gové betonu jen s povzdechem naslou-chat vyprávění svých starších kolegů (např. Ing. Miroslava Moravce) o tom, jak předvýrobní příprava velký staveb pro-bíhala několik měsíců i let před samot-nou stavbou.

Ze všech uvedených důvodů je účel-né použít postup uvedený v následují-cí kapitole.




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 N A C I T L I V O S T I K O N S T R U K C E N A P Ř E T V O Ř E N Í

Na rozdíl od původního evropského znění jsou ve změně Z3 ČSN EN 206-1 [1] do jejího článku „6.2.3 Doplňující poža-davky“ zahrnuty dříve chybějící závaž-né požadavky, mimo jiné i požadavek na modul pružnosti. Proto se projektant může a musí rozhodnout, zdali požada-vek na modul pružnosti uplatní. Jak bude dále uvedeno a zdůvodněno, nemá tato specifikace důsledky pouze technické; dosti závažné jsou i její důsledky eko-nomické. Proto je třeba především peč-livě rozlišovat, zdali má chybný odhad modulu pružnosti závažné nebo málo závažné důsledky. Toto rozlišení rozhod-ne o zařazení modulu pružnosti (event. dalších požadavků ovlivňujících přetvoření prvku nebo konstrukce) do specifikova-ných doplňujících požadavků na typový beton dle čl. 6.2.3 ČSN EN 206-1 (dále jen „specifikovaných požadavků“).

Malá citlivost na přetvořeníV prvé řadě jde o případy, kdy o návr-hu 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 pře-tvoření, tedy i modulem pružnosti.

Při „malé citlivosti“ není třeba modul pružnosti zařazovat do specifikovaných požadavků. Když v době projektu nebu-dou známy výrobní podmínky, bude třeba předpokládat, že skutečný modul pružnosti bude kolem střední hodnoty Ezs a že se v krajním případě mohou vyskyt-nout mimořádně nízké hodnoty kolem Ez,min. V zájmu návaznosti na tabulku eurokódu 3.1 jsou tyto hodnoty uvedeny v tab. 1.

Velká citlivost na přetvořeníV případech závažného vlivu modulu pružnosti by měl mít projektant v zásadě možnost stanovit hodnotu modulu pruž-nosti podle svých potřeb, podobně jako stanovuje požadovanou pevnostní třídu. Pro reálnost požadavku a v zájmu hospo-dárnosti by požadované hodnoty neměly příliš překračovat hodnoty Ecm a naprosto výjimečně by měly být požadovány hod-noty vyšší než 40 GPa.

V tomto případě zařadí projektant stanovenou hodnotu modulu pružnos-ti do seznamu požadavků, které bude nárokovat specifikátor u výrobce čerst-vého betonu. Specifikátor uplatní uvede-ný požadavek projektanta tím, že jej zařa-dí do doplňujících požadavků na typový beton (čl. 6.2.3 ČSN EN 206-1 [1]).

Ekonomické a ekologické důvody uvedeného rozlišováníJak bylo zmíněno v úvodní kapito-le, stále se vyskytují názory, že u beto-nu požadované pevnostní třídy by měl výrobce betonu automaticky dodržo-vat statický modul pružnosti uvedený v tabulce 3.1 ČSN EN 1992-1-1 [7]. Tento názor se zcela vymyká z poje-tí 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 požadav-ky (případně i slevy za hospodárněji vyráběné betony). Hlavně jde o nároky stupňů vlivu prostředí XF2 až XF4, a tím zpravidla i na provzdušnění. Oprávně-ně jsou podobně vyjadřovány zvýšené nároky i u požadavků na odolnost proti dalším vlivům prostředí a další neza-nedbatelně náročné specifické poža-davky. Některé z nich si vyžádají použi-tí ekonomicky náročnějších složek beto-nu (např. požadavek na urychlení tvrd-nutí betonu v zimním období), jiné si vyžádají nezanedbatelně náročnou zku-

šebnickou činnost (samostatné průkaz-ní zkoušky, kontrolu shody). Některé ze základních a doplňujících požadavků jsou přitom splnitelné jen ve stanove-ném oboru pevnostních tříd.

Nejde přitom pouze o otázku cen. Např. požadavek vyžadující výhradní pou-žití portlandského cementu CEM I nebo zvýšený obsah tohoto cementu (např. při nepoužití příměsí) má nezanedba-telný vliv nejen na spotřebu energie, ale i na emise. Další příklady vlivů na život-ní prostředí budou uvedeny v násle-dující kapitole. Povinnost automatic-kého plnění doplňujících požadavků i v těch případech, kdy není důvod je nárokovat, by proto mělo zbytečné, ekonomicky i ekologicky nežádoucí důsledky.

D Ů S L E D K Y S P E C I F I K AC E M O D U L U P R U Ž N O S T I P R O V Ý R O B C E B E T O N U

Když je specifikace pevnostní třídy betonu doplněna o specifikaci statického modu-lu 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 tech-nickými normami nemusí být tyto zkouš-ky součástí průkazních zkoušek, a není prováděna kontrola shody.

V případě, že je výše uvedenými zkouš-kami zjištěno, že nově specifikovaná hodnota modulu pružnosti je větší než zaručeně dosažitelná hodnota přísluš-ného typového betonu, je třeba provést zpravidla zkoušky betonu nově navrže-ného složení. Jednou z možností, jak zvětšit modul pružnosti, je změna druhu hrubého kameniva. Jako příklad lze uvést náhradu hrubého předrcovaného těženého kameniva s modulem pruž-nosti kolem 35 GPa drceným čedičo-vým 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 1) Hodnoty pevností betonu v tlaku a statických modulů pružnostifck,cube[MPa] 15 20 25 30 37 45 50 55 60 67 75 85 95fcm [MPa] 20 24 28 33 38 43 48 53 58 63 68 78 88Ecm [GPa] 2) (1) 27 29 30 31 33 34 35 36 37 38 39 41 42Ezs [GPa] 3) (2) 22 24 25 27 29 30 31 32 33 34 35 37 38Ez,min [GPa] 3) (3) 15 17 18 20 22 23 24 25 26 27 28 30 31

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




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 % přírůst-ku modulu pružnosti kameniva – bylo odvozeno z podrobných zkoušek publi-kovaných Schiesslem a kol. [18]). Vhod-nost změny složení betonu je nutno potvrdit průkazními zkouškami. Dal-ším důsledkem uvedeného doplňujícího požadavku je běžně neprováděná kont-rola 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 zkouš-kami. Např. změna dodavatele kameniva si zpravidla vyžádá nejen změnu ceny kameniva, ale i zvětšení nákladů na jeho dopravu (kamenivo s velkým modu-lem pružnosti není vždy v blízkosti beto-nárny). Navíc je třeba zpravidla počítat i s provozními obtížemi vyplývajícími z odděleného skladování a z dávková-ní další složky betonu. Celospolečenský dopad mohou mít i energetické nároky na drcení kameniva, které jsou u tvrdé-ho a houževnatého kameniva vyhovující-ho požadavku na vysoký modul pružnos-ti významně větší než u běžně používa-ného kameniva vyhovující pevnosti.

Z uvedeného je zřejmé, že není účelné obecně (nezávisle na konkrétních pod-mínkách) vždy vyžadovat (a tím i garan-tovat), aby všechny typové betony plni-ly současně se základními požadavky i pouze teoreticky podložené požadavky na modul pružnosti nebo některé další vlastnosti betonu.

Z ÁV Ě R Příspěvek ukazuje, že požadavky na dodr-žení modulu pružnosti lze racionálně plnit i v rámci současně platných technických norem.

Pokud jde o navrhování, je možno při-pustit, že vlivem současných ekonomic-kých a ekologických trendů (lepší zpra-covatelnost betonů – u transportbeto-nu nyní hlavně konzistence S4 a též snadnohutnitelné betony a samozhutni-telné betony, používání příměsí a směs-ných cementů, širší používání hrubého těženého snadněji drtitelného kameni-va, snaha o použití recyklovaného kame-niva) dochází k výše specifikovanému zmenšování statického modulu pružnos-ti a ke zvětšování jeho variability. Podle vysvětlení Procházky [19] lze však dopad

uvedeného vlivu řešit i bez změny euro-kódu 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 spe-cifikované požadavky si u výrobce beto-nu vyžádá nezanedbatelné vícepráce, navíc dosti často i použití nákladnějších a dopravně náročnějších složek beto-nu. Z uvedeného důvodu má specifi-kace doplňujícího požadavku technické i tržní dopady. Pro dosavadní výjimeč-nost požadavku nejsou nyní zpravidla tyto dopady zahrnuty do ceníků beto-nů. S cenovým dopadem je však třeba počítat. Specifikace sledovaného dopl-ňujícího požadavku by proto měla být

uplatňována pouze v případech velké citlivosti prvku nebo konstrukce na pře-tvoření.

Téměř vše, co je v příspěvku uvedeno pro statický modul pružnosti, lze v zása-dě uplatňovat i u ostatních charakteristik přetvoření, případně i u dalších doplňují-cích požadavků.

Ing. Pavel Rieger

ZAPA beton, a. s.

Vídeňská 495, 142 01 Praha 4


Ing. Alain Štěrba

Loudin a spol., s. r. o.

Křivá 8, 130 00 Praha 3


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

[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

S P E K T R U M

M E T R O V D I L L Í / D E L H I M E T R O


S P E C T R U M

P AV E L H U S T O L E S

Článek podává základní informace o dopra-vě 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 pre-sent 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 zna-mená 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 měs-tem v jeden organický celek.

Při této hustotě obyvatelstva lze předpo-kládat též velice hustý provoz na komu-nikacích. Veškerá doprava jak nákladní, tak osobní se pohybovala až do nedávné doby pouze po silnicích. Železniční dopra-va 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, vol-ských potazích a pro drobnou přepravu se hojně používají nákladní rikšy.

Osobní přeprava využívala ještě nedáv-

no pouze autobusy, osobní automobily (z toho většinou taxi), motocykly, tříkolo-vé autorikši, rikši a jízdní kola (obr. 1). Pro-voz na komunikacích je navíc komplikován naprostou nekázní řidičů, chodců a všu-dypřítomnými posvátnými krávami. Rikši, motocykly, cyklisty a občas i osobní auta můžete běžně potkat v protisměru. Chodci přecházejí křižovatky tím nejkratším smě-rem, který potřebují.

Městská autobusová doprava je velice významnou součástí přepravy osob. V Dillí je několik set pravidelných autobusových linek zajišťovaných městem a několik desí-tek soukromými společnostmi. Autobu-sy jsou většinou starší, ve velice špatném stavu a převážně přecpané. Jezdí s otevře-nými dveřmi, a tak se nastupuje a vystu-puje 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 pro-vozovány v celkové délce 65 km s padesáti osmi stanicemi. Tyto linky tvoří základní sys-tém 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 pro-vozu v příštím roce, se buduje dalších nových 128 km s šedesáti šesti stanice-mi. Jedná se o prodloužení stávajících tras a výstavbu nového spojení centra města od železničního nádraží Nové Dillí s mezi-národním letištěm (Indira Gandhi Interna-tional 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 dokon-čeny v letech 2015 a 2021. Měla by se budovat další prodloužení stávajících tras s novými větvemi a dvěma okružními lin-kami. 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 fir-mami či skupinami firem, a to jak domácí-mi, tak zahraničními.

Prováděcí projekty staveb jsou součás-tí stavební dodávky. Většinou jsou zpraco-vávány místními projekčními kancelářemi na podkladě tendrové dokumentace, kte-rou pro investora (DMRC) připravily opět místní projekční kanceláře. Prováděcí pro-jekty schvaluje investor, stejně tak investor zajišťuje stavební dozor.

Metro Dillí je budováno ve středu města a v místech s hustším provozem jako pod-zemní (obr. 3 až 5). Nadzemní části jsou navrženy v méně frekventovaných oblas-tech (obr. 7 až 10). Viadukty jsou veli-ce často umístěny nad středním dělícím pruhem směrově rozdělených komunika-cí. Stanice v těchto úsecích jsou také visu-té. Dvě linky metra kříží řeku, v obou pří-padech na viaduktech.

GHAZIABAD

NOIDA

GURGAON

RED FORT

QUTAB MINAR

RAJIV CHOWK

INDIA GATE

LOTUS TEMPLE

GOVERNMENT OFFICES

STÁVAJÍCÍ METRO - VIADUKTSTÁVAJÍCÍ METRO - TUNELMETRO FÁZE 2 - VIADUKTMETRO FÁZE 2 - TUNELLETIŠTNÍ RYCHLODRÁHA - VIADUKTLETIŠTNÍ RYCHLODRÁHA - TUNELHLAVNÍ SILNICEŽELEZNICEDEPO

ŘEKA YAMUNA

0 1 2 3 4 5 km

INDIRA GHANDI INTERNATIONAL AIRPORT

1 2

S P E K T R U M


S P E C T R U M

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 křemen-ců je velice nepravidelný, někde s mnoha výchozy, jinde naopak zase velmi hluboko.

Konstrukce tunelů je odvislá od jejich hloubky. Mělce situova-né tunely jsou hloubené, budované v otevřených pažených výko-pech (Cut and Cover), hlouběji situované ražené razicím štítem TBM (Tunnel Boring Machine) anebo Novou rakouskou tunelo-vací metodou s krytím čelby ocelovými mikropilotami se stříka-ným ostěním (NATM).

Viadukty jsou většinou konstruovány jako prosté nosníky tvo-řené předepnutými segmentovými konstrukcemi komůrkové-ho, U průřezu nebo předepnutými prefabrikovanými I nosníky se spřaženou železobetonovou monolitickou deskou. Tam, kde bylo nutno překlenout větší rozpětí, jsou použity buď předpja-té letmo betonované spojité konstrukce komůrkového průřezu, anebo ocelové nosníky s horní spřaženou železobetonovou des-

Obr. 1 Rikši a autorikšiFig. 1 Rikshas and autorikshas

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

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

Obr. 4 Ražený tunel se stříkaným ostěnímFig. 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

3a 3b

4

5a 5b

S P E K T R U M


S P E C T R U M

7b

6b

7a

6a

8c

8a

8b

S P E K T R U M


S P E C T R U M

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 železobetono-vých prazích monoliticky betonovaných. Vozy metra jsou 22 m dlouhé se dvěma dvounápravovými podvozky se zatížením 160 kN na nápravu. Stanice jsou řeše-ny 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 vypra-covala mimo jiné ve Fázi 1 (tab. 2) projekt v současnosti nejfrekventovanější přestup-ní stanice Rajiv Chowk (obr. 6). Společnost Mott MacDonald Praha vypracovala pro-jektovou dokumentaci dvou letmo beto-novaných 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).

Ing. Pavel Hustoles

Mott MacDonald, Národní 15, 110 00 Praha 1


tel.: +911 999 9429 223, +420 608 849 278

Obrázky: Mott MacDonald Delhi, Pavel Hustoles

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 staniceFig. 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

Tab. 2 Přehled účasti společnosti Mott MacDonald na projektech

Tab. 2 Overview of the participation of the Mott MacDonald company in projects

Fázevýstavby

Typ projektu

Počet/délkatunely viadukty stanice

1 prováděcí projekt 6,5 km – sedm

podzemních

2

tendrová dokumentace 26 km 22 a 1 depo

prováděcí projekt 4,9 km 6,5 5 podzemních,

3 visuté

Tab. 1 Stavební náklady jednotlivých fází výstavby

Tab. 1 Construction costs of individual phases of the construction

Fáze Náklady [mil. USD]1 2 3002 4 300

9b

9b

108a

9a

10

A K T U A L I T Y

S E M I N Á Ř E , K O N F E R E N C E A S Y M P O Z I A


T O P I C A L S U B J E C T S

S E M I N Á Ř E , K O N F E R E N C E A S Y M P O Z I A V Č R

FIBRE CONCRETE 20095. mezinárodní konference• Technologie, Navrhování, Aplikace a realizace• Výzkum, Vláknobetony a udržitelný rozvojTermín a místo konání: 17. až 18. září 2009, Praha, Masarykova kolejKontakt: e-mail: http://concrete.fsv.cvut.cz/fc2009

PODLAHY 2009Odborná konferenceTermín a místo konání: 17. až 18. září 2009, Praha, Kulturní centrum NovodvorskáKontakt: e-mail: www.konferencepodlahy.cz

SANACE A REKONSTRUKCE STAVEB 200931. 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 kolejKontakt: e-mail: [email protected], www.wta.cz

VODNÍ PAPRSEK 2009 – VÝZKUM, VÝVOJ, APLIKACEKonferenceTermín a místo konání: 4. a 5. listopadu 2009, OstravaKontakt: e-mail: [email protected], www.ugn.cas.cz

BETONÁŘSKÉ DNY 200916. 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 KrálovéKontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected]

SANACE 201020. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 20. až 21. května 2010, BrnoKontakt: e-mail: [email protected], www.sanace-ssbk.cz

CONCRETE ENGINEERING FOR EXCELLENCE AND EFFICIENCYfib sympoziumTermín a místo konání: 6. až 8. června 2011, PrahaKontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected]

Z A H R A N I Č N Í K O N F E R E N C E A S Y M P O Z I A

INOVATIVE CONCRETE TECHNOLOGY IN PRACTISE5. 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

ConstructionTermín a místo konání: 24. až 25. září 2009, Baden, RakouskoKontakt: e-mail: [email protected], www.CCC2009.at

BETÓN 2009Celostátní konference s mezinárodní účastí• Štandardizácia, Stavebné materiály a vlastnosti betónu• Výroba betónu, Kvalita, OŽP a BOZPTermín a místo konání: 7. až 9. října 2009, Štrbské Pleso, SlovenskoKontakt: e-mail: [email protected], www.savt.sk

54. BETONTAGENěmecké betonářské dny Termín a místo konání: 9. až 11. února 2010, Neu-Ulm, NěmeckoKontakt: e-mail: [email protected]

CONGRESS ON POLYMERS IN CONCRETE13. mezinárodní kongres• Concrete-Polymer Composites (CPC)• Interface Zone Polymer/Concrete• Coatings and Crack injection, Concrete RehabilitationTermín a místo konání: 10. až 12. února 2010, Madeira, PortugalskoKontakt: www.icpic-community.org/icpic2010

BETÓN NA SLOVENSKU 2006 – 2010fib 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, legislatívaTermín a místo konání: 17. a 18. února 2010, Žilina, SlovenskoKontakt: e-mail: [email protected]

BETONTAG 2010Rakouské betonářské dnyTermín a místo konání: 22. a 23. dubna 2010, Vídeň, RakouskoKontakt: www.ovbb.at

CODES IN STRUCTURAL ENGINEERING – DEVELOPMENTS AND NEEDS FOR INTERNATIONAL PRACTISEIABSE – fib konferenceTermín a místo konání: 3. až 5. května 2010Kontakt: www.iabse.org/conferences/Dubrovnik2010/index.php

THINK GLOBALLY BUILD LOCALLY3. mezinárodní fib kongres a sympoziumTermín a místo konání: 29. května až 2. června 2010, Washington, USAKontakt: www.fib2010washington.com

CONSEC’10 – CONFERENCE ON CONCRETE UNDER SEVERE CONDITIONS6. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 7. až 9. června 2010, Mérida, Yucatán, MéxicoKontakt: www.consec10.com

F I R E M N Í P R E Z E N TA C EPERI / 1 9Ing. Software Dlubal / 3 1EPSTAL / 4 1SMP CZ / 4 7VSL SYSTÉMY (CZ) / 5 7MC-Bauchemie / 6 1Betosan / 6 3Nekap / 6 3Červenka Consulting / 6 7Pontex / 7 9SVB ČR / 8 7Liapor / 3 . S T R . O B Á L K Y

Mott MacDonald / 4 . S T R . O B Á L K Y

Mott MacDonald Ltd.je jedna z nejv tších sv tových multi-disciplinárních projektov inženýrských konzulta ních spole nostíMott MacDonald Praha, s.r.o. je eská pobo ka mezinárodní spole nosti 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 stup projektové dokumentace, ízení a supervize projekt .

Tyto innosti zajiš ujeme v t chto oblastech:

Silnice a dálniceŽelezniceMosty a inženýrské konstrukceTunely a podzemní stavbyVodní hospodá stvíŽivotní prost edíGeodetické práceGra cké aplikaceInženýring a konzulta ní innost

Firma Mott MacDonald Praha, spol. s r.o. pracujev systémech jakosti dle SN EN ISO 9001:2001,životního prost edí dle SN EN ISO 14001:2005a bezpe nosti práce dle OHSAS 18001:1999.

Kontakt:Mott MacDonald Praha, spol. s r.o.Ing. Ji í PetrákNárodní 15, 110 00 Praha 1tel.: +420 221 412 800, fax: +420 221 412 810GSM: +420 724 022 870www.mottmac.com, e-mail: [email protected]

kvalita zkuš

enos

t

McDonald_inzerceA4_new logo.indd 1 28.7.2009 16:54:04

Date post:	03-Aug-2020
Category:	Documents
Upload:	others
View:	3 times
Download:	0 times

MOSTY - Beton TKSB ETON • TECHNOLOGIE • KONSTRUKCE • SANACE 4/2009 1 Ročník: devátý...

Documents