TECHNOLOGIE BETONU - Beton TKS
TECHNOLOGIE BETONU - Beton TKS
TECHNOLOGIE BETONU - Beton TKS
You also want an ePaper? Increase the reach of your titles
YUMPU automatically turns print PDFs into web optimized ePapers that Google loves.
5/2007<br />
T ECHNOLOGIE <strong>BETONU</strong>
SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR<br />
K Cementárně 1261, 153 00 Praha 5<br />
tel.: 257 811 797, fax: 257 811 798<br />
e-mail: svcement@svcement.cz<br />
www.svcement.cz<br />
SVAZ VÝROBCŮ <strong>BETONU</strong> ČR<br />
Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4<br />
tel.: 246 030 153<br />
e-mail: svb@svb.cz<br />
www.svb.cz<br />
SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH<br />
KONSTRUKCÍ<br />
Sirotkova 54a, 616 00 Brno<br />
tel.: 541 421 188, fax: 541 421 180<br />
mobil: 602 737 657<br />
e-mail: ssbk@ssbk.cz<br />
www.sanace-ssbk.cz, www.ssbk.cz<br />
ČESKÁ BETONÁŘSKÁ<br />
SPOLEČNOST ČSSI<br />
Samcova 1, 110 00 Praha 1<br />
tel.: 222 316 173<br />
fax: 222 311 261<br />
e-mail: cbsbeton@cbsbeton.eu<br />
www.cbsbeton.eu<br />
12/<br />
30/<br />
50/<br />
N OVÉ SPOJENÍ P R A H A H L . N .,<br />
M ASARYKOVO N ., – L I B E Ň, V YSOČANY,<br />
H OLEŠOVICE<br />
O C H R A N A B E T O N U V OBLASTI<br />
ODPADNÍ A PITNÉ VODY<br />
„B ETONOVÁ“ P O H L E D N I C E<br />
Z DOVOLENÉ<br />
V ÝPOČET STAVŮ NAPĚTÍ A P O Š K O Z E N Í<br />
K ARLOVA MOSTU V P R A Z E<br />
M ODRÝ B E T O N<br />
/59<br />
44/<br />
/49<br />
R EAKTIVNÍ J E M N O Z R N Ý<br />
B E T O N D UCTAL®<br />
/22<br />
Č ASOVÝ V Ý V O J NAMÁHÁNÍ<br />
V PŮDORYSNĚ Z A K Ř I V E N Ý C H<br />
MOSTECH M Ě N Í C Í C H<br />
V PRŮBĚHU V Ý S T A V B Y<br />
STATICKÝ SYSTÉM
O BSAH<br />
Ú VODNÍK<br />
Michal Števula /2<br />
T ÉMA<br />
B ETON – KŘIŽOVATKA POŽADAVKŮ<br />
Michal Števula /3<br />
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
V LIV DOBY OŠETŘOVÁNÍ A TEPLOTY <strong>BETONU</strong><br />
NA RYCHLOST JEHO ZPEVŇOVÁNÍ<br />
Alain Štěrba, Tomáš Štěrba /6<br />
N OVÉ SPOJENÍ PRAHA HL. N., MASARYKOVO N.,<br />
– LIBEŇ, VYSOČANY, HOLEŠOVICE, SO 860<br />
ESTAKÁDA MASARYKOVO NÁDRAŽÍ – REALIZACE<br />
Lukáš Bludský, Milada Mazurová /12<br />
V LIV PŘÍDAVKU VLÁKEN NA VLASTNOSTI<br />
LEHKÉHO SAMOZHUTNITELNÉHO <strong>BETONU</strong><br />
Michala Hubertová, Rudolf Hela /16<br />
R EAKTIVNÍ JEMNOZRNÝ BETON DUCTAL ®<br />
Mark Rebentrost, Pavel Smíšek /22<br />
B ETONOVÁNÍ V ZIMĚ ZA NÍZKÝCH<br />
A ZÁPORNÝCH TEPLOT<br />
Jaroslav Bezděk /24<br />
B ETÓN ZÁKLADOVEJ DOSKY CYKLOTRÓNOVÉHO<br />
CENTRA SLOVENSKEJ REPUBLIKY, PAVILÓN J<br />
Igor Halaša, Ján Pullman,<br />
Stanislav Unčík /26<br />
S ANACE<br />
O CHRANA <strong>BETONU</strong> V OBLASTI<br />
ODPADNÍ A PITNÉ VODY<br />
Tomáš Plicka /30<br />
S OFTWARE<br />
S TATICKÉ VÝPOČTY A NAVRHOVÁNÍ<br />
SPOJITÝCH NOSNÍKŮ<br />
Libor Švejda /34<br />
V ĚDA A VÝZKUM<br />
V LIV TRHLIN NA TRANSPORTNÍ VLASTNOSTI<br />
VYSOKOHODNOTNÝCH BETONŮ<br />
Eva Vejmelková, Milena Pavlíková, Pavel<br />
Padevět, Petr Konvalinka, Robert Černý /38<br />
Č ASOVÝ VÝVOJ NAMÁHÁNÍ V PŮDORYSNĚ<br />
ZAKŘIVENÝCH MOSTECH MĚNÍCÍCH V PRŮBĚHU<br />
VÝSTAVBY STATICKÝ SYSTÉM<br />
Vladimír Křístek, Lukáš Vrablík /44<br />
M ODRÝ BETON /49<br />
V ÝPOČET STAVŮ NAPĚTÍ A POŠKOZENÍ<br />
K ARLOVA MOSTU V PRAZE<br />
Jiří Šejnoha, Jan Novák, Zdeněk Janda, Jan<br />
Zeman, Michal Šejnoha /50<br />
S TUDIE TERMO- HYGRO- MECHANICKÉHO CHOVÁNÍ<br />
TLUSTÉ ZÁKLADOVÉ DESKY<br />
Tomáš Koudelka, Tomáš Krejčí<br />
a Jiří Šejnoha /54<br />
S PEKTRUM<br />
„BETONOVÁ“ POHLEDNICE Z DOVOLENÉ<br />
Jana Margoldová /59<br />
R EŠERŠE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ /62<br />
A KTUALITY<br />
S EMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA /64<br />
F IREMNÍ PREZENTACE<br />
MINELCO /5<br />
Loudin a spol., s. r. o. /9<br />
HALFEN-DEHA /11<br />
LIAPOR /21<br />
MC-Bauchemie s.r.o. /29<br />
BETONRACIO /29<br />
Mott MacDonald /33<br />
RIB /35<br />
Agrotec /37<br />
BETOSAN /43<br />
Ing. Software Dlubal /53<br />
VSL /3. S T R A N A O B Á L K Y<br />
Ročník: sedmý<br />
Číslo: 5/2007 (vyšlo dne 12. 10. 2007)<br />
Vychází dvouměsíčně<br />
Vydává BETON <strong>TKS</strong>, s. r. o., pro:<br />
Svaz výrobců cementu ČR<br />
Svaz výrobců betonu ČR<br />
Českou betonářskou společnost ČSSI<br />
Sdružení pro sanace betonových konstrukcí<br />
Vydavatelství řídí: Ing. Michal Števula, Ph.D.<br />
Šéfredaktorka: Ing. Jana Margoldová, CSc.<br />
Produkce: Ing. Lucie Šimečková<br />
Redakční rada:<br />
Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., Doc. Ing. Jiří<br />
Dohnálek, CSc., Ing. Zdeněk Gärtner, Ing. Jan<br />
Gemrich, Prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (předseda),<br />
Doc. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místopředseda),<br />
Ing. Jan Hrozek, Ing. Jan Hutečka,<br />
Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek,<br />
CSc., Ing. Milan Kalný, Ing. arch. Patrik Kotas,<br />
Ing. Jan Kupeček, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada<br />
Mazurová, Doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D.,<br />
Ing. Hana Némethová, Ing. Milena Paříková,<br />
Petr Škoda, Ing. Ervin Severa, Ing. arch. Jiří<br />
Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA,<br />
Prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc.,<br />
Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý,<br />
Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.<br />
Grafický návrh: DEGAS, grafický ateliér,<br />
Heřmanova 25, 170 00 Praha 7<br />
Sazba: 3P, s. r. o., Staropramenná 21,<br />
150 00 Praha 5<br />
Tisk: Libertas, a. s.<br />
Drtinova 10, 150 00 Praha 5<br />
Adresa vydavatelství a redakce:<br />
<strong>Beton</strong> <strong>TKS</strong>, s. r. o.<br />
Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4<br />
www.betontks.cz<br />
Redakce, objednávky předplatného<br />
a inzerce:<br />
tel.: 224 812 906<br />
e-mail: redakce@betontks.cz<br />
predplatne@betontks.cz<br />
Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovné<br />
a balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH<br />
630 Skk (+ poštovné a balné 6 x 35 =<br />
= 210 Skk), cena bez DPH<br />
Vydávání povoleno Ministerstvem<br />
kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157<br />
ISSN 1213-3116<br />
Podávání novinových zásilek povoleno<br />
Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy,<br />
Praha 1, čj. 704/2000 ze dne 23. 11. 2000<br />
Za původnost příspěvků odpovídají autoři.<br />
Označené příspěvky byly lektorovány.<br />
Foto na titulní straně: Čerstvý beton<br />
v konstrukci Polyfunkčního domu<br />
v Křižíkově ul. v Praze 8,<br />
foto: Michal Linhart<br />
BETON <strong>TKS</strong> je přímým nástupcem časopisů<br />
<strong>Beton</strong> a zdivo a Sanace.<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 1
Ú VODNÍK<br />
EDITORIAL<br />
H EZKÝ P O D Z I M!<br />
Tento pozdrav na úvod se zdá být poněkud<br />
neobvyklý, nicméně je to tak: léto je pryč<br />
a konec roku se blíží. Slovy klasika: „Nemusí<br />
se nám to líbit, můžeme s tím nesouhlasit,<br />
ale to je asi tak všechno, co s tím můžeme<br />
dělat“.<br />
Podzim je z hlediska práce náročné období.<br />
Pracovní tempo se zrychluje: projekty,<br />
které mají být odstartovány ještě letos a ty,<br />
jež mají být do Vánoc dokončeny, vyžadují<br />
velký kus úsilí a času. To je myslím určité<br />
spojení mezi podzimem a betonem.<br />
Již několikrát jsem psal, že technologie betonu postoupila za<br />
posledních deset let mílovými kroky kupředu. Připomenemeli<br />
si výrobu, dopravu, ukládání betonu, bednění, vyztužování,<br />
ošetřování a údržbu betonu a betonových konstrukcí z počátku<br />
sedmdesátých let minulého století a porovnáme-li to se současností,<br />
jedná se o dobře známé „nebe a dudy“. Bohužel, pro<br />
některé uživatele se na první, a tudíž nejdůležitější, pohled změnilo<br />
velmi málo. Přes obrovská zlepšení v jednotlivých krocích při<br />
zhotovování betonové konstrukce obdrží zákazník velmi často<br />
něco, co nechtěl: beton s povrchem, který se mu nelíbí a který<br />
je „opraven“ přestěrkováním nebo jinak. Změnu tohoto stavu lze<br />
dosáhnout jen velkým úsilím a časem věnovaným každé části<br />
života betonové konstrukce.<br />
Informace o betonových konstrukcích s výjimečným povrchem<br />
se v tuzemsku objevují pravidelně. Architekti a zákazníci<br />
však poukazují na to, že u nás je obtížné podobné nápady realizovat:<br />
„že pohledový beton není pohledový“. Prvním kamenem<br />
úrazu je obvykle úvodní komunikace.<br />
„Pohledový“ beton je beton, na který se hledí, neboli, který je<br />
vidět. Zároveň se předpokládá, že by to měl být pohled oku libý.<br />
Je jasné, že bez další podrobnější specifikace zde máme obrovské<br />
množství možností: pro někoho je „pohledový beton“ hladký,<br />
až ocelově lesklý povrch s minimem pórů a bublin, pro dalšího<br />
pravidelný rastr po bednících dílech, obtisk prken bednění<br />
atd. Běžným požadavkem v tuzemsku je beton „bez trhlin“ tzn.<br />
i bez vlasových.<br />
Přitom pro beton je normální, že trhliny má, má i póry a další<br />
drobné „imperfekce“. To je povaha materiálu. Proto je pro<br />
dobrý výsledek počátek komunikace zcela zásadní. Pro všechny<br />
zúčastněné je potřeba získat představu:<br />
1. jaký je záměr investora,<br />
2. je-li technicky uskutečnitelný,<br />
3. jaká je pracnost v jednotlivých etapách (projekce, technologická<br />
příprava, odzkoušení postupů, proškolení pracovníků projektanta,<br />
výrobce betonu a dodavatele stavby),<br />
4. jaká je časová náročnost a<br />
5. jaká bude cena.<br />
Pokud se zanedbá nebo odloží některý z výše uvedených<br />
bodů, je později jen malá naděje, že s výsledným „pohledovým“<br />
betonem budou spokojeni všichni zúčastnění a že na něj<br />
se zalíbením pohlédnou.<br />
Často se mezi odborníky na beton hovoří o tom, jak ho vnímá<br />
laická veřejnost, jak nešťastně jsou u ní zapsána betonová sídliště<br />
z komunistické minulosti, že se slova „zabetonovat“, „betono-<br />
vý“ a „vybetonovaný“ používá v tisku v pejorativním významu.<br />
Mnohokrát jsem viděl v televizi reportáž o „vybetonovaném“<br />
korytu místního toku, přičemž za reportérem bylo možné vidět<br />
kamenným zdivem upravené břehy potoka.<br />
V myslích lidí je zakořeněn další rozpor, který si ani neuvědomují:<br />
chtějí dokonalé stavby z mimořádně kvalitního materiálu<br />
– třeba betonu, ale zároveň v nich přežívá pocit: „co na tom je,<br />
pár ohnutých drátů, zamíchat vodu s cementem a pískem a přitom<br />
za to chtějí tolik peněz“.<br />
Všichni betonáři znají dohady o tom, má-li být stropní deska<br />
tlustá 180 nebo raději jen 160 mm, není-li ve sloupu „nějak<br />
moc drátů“ a tak pořád dokola. Přitom z hlediska ceny, vezmeme-li<br />
například administrativní budovu, činí náklady na železobetonovou<br />
nosnou konstrukci přibližně 20 % (beton a výztuž<br />
včetně dopravy na staveniště, dopravy po staveništi, bednění,<br />
práce a všech dalších úkonů nutných ke zhotovení konstrukce).<br />
Tenčí stropní deska přinese úspory materiálu a tudíž snížení<br />
ceny, ale v řádech menších než 1 % z výše uvedených 20 %,<br />
tzn. hrubým odhadem asi 0,2 % z ceny stavby. Tato úspora<br />
je pak „vyvážena“ zvýšeným rizikem průhybů a větším vlivem<br />
každé imperfekce. Náklady na obklady vstupní haly a na „pozlacené“<br />
kliky od dveří zpochybňovány nejsou.<br />
Přesto, že za posledních patnáct let kvalita, stejně jako požadavky,<br />
na beton významně vzrostly, je potřeba šířit informace<br />
mezi všechny účastníky výstavby a dále mezi laickou veřejnost.<br />
Dát důraz a udělat si čas na každý detail betonové konstrukce<br />
na cestě od rýsovacího prkna až k lidem, kteří jej ošetřují při tuhnutí<br />
a tvrdnutí. Důležité je to zejména v době, kdy se pracovní<br />
tempo zrychluje. Velký kus práce byl vykonán, ale cesta je daleká.<br />
Je to jako při sportu: zlepšit výsledek o jedno procento znamená<br />
i třikrát větší úsilí.<br />
Nezapomeňte, že kromě hektického pracovního tempa, přinášejí<br />
říjnové a listopadové dny i pěkné počasí a pestré barvy.<br />
Ještě jednou: Hezký podzim!<br />
Michal Števula<br />
ředitel vydavatelství BETON <strong>TKS</strong>, s. r. o.<br />
2 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
B ETON – KŘIŽOVATKA P O Ž A D A V K Ů<br />
CONCRETE – CROSSROAD OF R E Q U I R E M E N T S<br />
M ICHAL ŠTEVULA<br />
<strong>Beton</strong> se mnoha lidí dotýká různým způsobem. Projektant,<br />
stavitel, výrobce cementu, kameniva, betonu, investor, uživatel<br />
a laická veřejnost na něj nahlíží z jiného úhlu pohledu.<br />
Concrete can touch people by different way. Designer, constructor,<br />
producer of cement, aggregate, concrete, investor,<br />
user and laik community can see it from a different point of<br />
view .<br />
V novodobé historii absolvoval beton cestu vývoje v oblasti kvality<br />
vstupních materiálů, rozšíření jejich počtu o příměsi a přísady,<br />
v oblasti technologie čerstvého betonu, vyztužování, zdokonalování<br />
navrhování konstrukcí a v přístupech k jeho trvanlivosti,<br />
odolnosti a vlivu na životní prostředí od těžby a výroby vstupních<br />
surovin, přes výrobu čerstvého betonu, realizaci stavebního díla<br />
až po recyklaci na konci jeho života. Zapomenout nelze ani na<br />
vývoj legislativy a zejména na požadavky investorů. Tento mnohoparametrický<br />
proces je navíc od minulosti směrem k současnosti<br />
stále rychlejší. <strong>Beton</strong> se tak v mnoha ohledech stává křižovatkou,<br />
kde se tyto požadavky stýkají, některé se navzájem podporují<br />
a jiné jdou v určitý časový okamžik proti sobě.<br />
Následující odstavce mají ukázat některé ze vztahů ovlivňujících<br />
něco tak „jednoduchého“ jako je beton.<br />
P OHLED ČÍSLO 1 – ŽIVOTNÍ PROSTŘEDÍ<br />
Dnes velmi často užívaný termín, který je kromě objektivní potřeby<br />
lidí žít ve zdravém klimatu vyvoláván jako džin z láhve pokaždé,<br />
chce-li někdo zapůsobit na laickou veřejnost. Jak to ale vypadá<br />
z pohledu celého procesu výstavby týkajícího se betonu:<br />
Projekt<br />
Každá větší stavba musí být v rámci řízení ke stavebnímu povolení<br />
(nebo i dříve) posouzena dle Zákona č. 100/ 2001 Sb. o posuzování<br />
vlivů na životní prostředí tzv. EIA a popřípadě SEA.<br />
Technicky a funkčně správný návrh přispěje k delší trvanlivosti<br />
konstrukce.<br />
Vstupní suroviny pro beton<br />
Kamenivo – jeho těžba je pod pozorným dohledem veřejnosti<br />
žijící v okolí lomů. Otevření nových ložisek je mimořádně obtížné.<br />
Obyvatelé žijící v blízkosti plánovaných lomů si nepřejí jejich<br />
otevření a provoz s tím související.<br />
Technické požadavky investora a projektanta jsou často velmi<br />
striktní (kamenivo s nízkým nebezpečím pro vznik alkalicko-křemičité<br />
reakce), požadavky ČSN EN 206-1 na mrazuvzdornost<br />
kameniva apod. Ložisko požadovaného kvalitního kameniva<br />
může ležet ve značné vzdálenosti od stavby. Užitím vybraného<br />
kameniva se na jedné straně zvýší trvanlivost stavby na druhé<br />
straně však i její pořizovací cena a negativní vlivy na okolí dané<br />
větší přepravní vzdáleností.<br />
Cement – těžba surovinových součástí, zejména nízkoprocentních<br />
vápenců pro výrobu cementu, je stejně jako těžba<br />
kameniva pod pozorným dohledem veřejnosti žijící v okolí lomů<br />
a otevření nových je mimořádně obtížné. Obyvatelé žijící v blíz-<br />
T ÉMA<br />
TOPIC<br />
kosti plánovaných lomů si nepřejí jejich otevření a provoz s tím<br />
související.<br />
Vlivem investic do zdokonalených technologií výroby cementu<br />
a betonu:<br />
• klesl objem těžby vysokoprocentního vápence pro výpal slínku<br />
za rok 2006 v porovnání s rokem 1990 o 36,5 %,<br />
• pevné emise z výpalu slínku byly ve stejném období sníženy<br />
o 97,5 %,<br />
• celkové emise CO 2 sníženy o 21,2 %,<br />
• objem výroby cementu snížen asi o 38 %,<br />
• celková spotřeba tepla snížena o 18,2 %,<br />
• podíl alternativních paliv (biomasa, použité pneu a další)<br />
vzrostl z 1 na 39 %.<br />
Asi 70 % cementů používaných v České republice je struskových<br />
či popílkových. Využívá se některých odpadů z provozů<br />
elektráren a vysokých pecí.<br />
Téměř všechny výrobny cementu vlastní certifikát dle ČSN<br />
EN 14001 systém environmentálního managementu, některé<br />
i ČSN EN 18001 systém managementu bezpečnosti a ochrany<br />
zdraví při práci.<br />
Provoz cementáren podléhá režimu integrovaného povolení<br />
IPPC a emisních povolenek dle EU. Jejich množství bylo pro<br />
současný rok navýšeno o 2 %, přičemž růst ekonomiky a hospodářství<br />
byl okolo 6 %.<br />
Vhodné typy popílků a strusky jsou používány jak pro výrobu<br />
cementu, tak i betonu.<br />
Výroba čerstvého betonu<br />
Výrobní zařízení – betonárny – podléhají platným hygienickým<br />
předpisům (prašnost, hlučnost). Každá nová výrobna musí být<br />
v rámci řízení ke stavebnímu povolení (nebo i dříve) posouzena<br />
dle Zákona č. 100/ 2001 Sb. o posuzování vlivů na životní prostředí<br />
tzv. EIA a popřípadě SEA. Současným standardem je rovněž<br />
certifikace dle ČSN EN 14001 systém environmentálního<br />
managementu, někde i ČSN EN 18001 systém managementu<br />
bezpečnosti a ochrany zdraví při práci.<br />
Výroba betonu tříd C12/15 a vyšších podléhá certifikaci. Od<br />
roku 1997 proběhlo šest vln certifikací dle měnících se norem<br />
a Nařízení vlády. To je v průměru téměř každý druhý rok nová<br />
certifikace.<br />
S postupným vývojem technologií výroby a získávanými zkušenostmi<br />
klesá průměrné množství cementu v 1 m 3 betonu.<br />
Mezi roky 2000 a 2006 asi o 4 %. Do čerstvého betonu jsou<br />
používány příměsi: vhodný popílek a struska – odpady z hutního<br />
a elektrárenského průmyslu.<br />
Recyklace čerstvého betonu se stala běžnou součástí systému.<br />
<strong>Beton</strong> nezpracovaný na staveništi nebo odmítnutý je odvezen<br />
zpět na betonárnu a recyklován. To znamená, že se rozdělí<br />
na kamenivo a „kalovou“ vodu. Obojí je možné využít pro výrobu<br />
betonů nižších tříd, pokud to projektant či investor z technických<br />
důvodů nezakáží.<br />
Provádění stavby<br />
Stavební společnosti podléhají při výstavbě platným hygienickým<br />
předpisům (prašnost, hlučnost, omezení provozu apod.). Řada<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 3
T ÉMA<br />
TOPIC<br />
z nich je vybavena certifikátem dle ČSN EN 14001 systém environmentálního<br />
managementu a ČSN EN 18001 systém managementu<br />
bezpečnosti a ochrany zdraví při práci.<br />
Funkce konstrukce<br />
Správně navržená konstrukce má s odpovídající údržbou předpokládanou<br />
odolnost a trvanlivost (životnost). Zkušenosti z dob<br />
dřívějších byly často hořké, díky kombinaci špatné kvality vstupních<br />
materiálů, neodborné výroby a ošetřování betonové konstrukce<br />
a absence i nejzákladnější údržby.<br />
Konec života konstrukce<br />
Po rozhodnutí odstranit konstrukci z betonu, může být tato za<br />
určitých pravidel recyklována předrcením a roztříděním a použita<br />
jako recyklované kamenivo do betonu. Dobrým příkladem jsou<br />
kompletní rekonstrukce dálnic v bývalém NDR.<br />
P OHLED ČÍSLO 2 – TECHNICKÉ SPECIFIKACE,<br />
TRVANLIVOST<br />
Trvanlivost betonových konstrukcí se v posledních deseti letech<br />
projevila jako klíčový požadavek.<br />
Množství „životních“ situací, kterými musí betonová konstrukce<br />
projít za padesát a více let, je obrovské. Variabilita agresivních<br />
prostředí rovněž.<br />
Některé z problémů nejsou ještě zcela objasněny a názory<br />
uznávaných odborníků se od sebe liší. Dobrým příkladem je diskuze<br />
o nutném provzdušnění mrazuvzdorných betonů. K tomu<br />
se připojují požadavky dodavatele stavby na konzistenci, množství<br />
a rychlost vývoje hydratačního tepla, rychlost náběhu pevností<br />
a další. Je zřejmé, že i zde jdou mnohé proti sobě (například<br />
provzdušnění – pevnost v tlaku). Provzdušnění rovněž<br />
ovlivňuje cenu betonu a výrobní kapacitu betonárny, neboť provzdušněný<br />
beton se mísí až třikrát déle než neprovzdušněný.<br />
P OHLED ČÍSLO 3 – CENA<br />
Některé aspekty zvyšující cenu konstrukce z betonu jsou uvedeny<br />
výše. Následují další:<br />
• Použití speciálních cementů či kameniva zvýší cenu betonu<br />
nejenom o rozdíl v základních položkách, ale i o náklady spojené<br />
s nutností mít navíc skládku kameniva nebo silo na cement<br />
s možností dávkování do míchačky.<br />
• Požadavek na speciální úpravy betonu, například povrchu, je<br />
možné zajistit pouze po zkouškách betonáže a s vyškoleným<br />
personálem ve výrobně i na stavbě.<br />
• Legislativa v podobě nových a vracejících se vln certifikací.<br />
• Změny norem na výrobu betonu i pro navrhování konstrukcí.<br />
Ještě v devadesátých létech byl součinitel zatížení pro vlastní<br />
tíhu konstrukčního železobetonu 1,1 a dnes je 1,35. Po zavedení<br />
ČSN EN 206-1 stouply požadavky na beton asi o dvě<br />
pevnostní třídy. Dominantní se místo únosnosti stala trvanlivost.<br />
• Ne zcela odladěné požadavky norem. Příkladem je v evropské<br />
normě připravovaná klasifikace kameniva dle nebezpečí<br />
alkalicko-křemičité reakce. Rakousko na příkladu realizovaných<br />
a sledovaných staveb doložilo, že předložený navrch klasifikace<br />
řadí asi 70 % z nich do kategorie s nebezpečím AK reakce,<br />
avšak výsledky monitoringu na konstrukcích to neprokazují.<br />
• Splnění požadavků na životní prostředí znamená investice,<br />
a tudíž i jinou cenu finálního produktu. To se týká základních<br />
surovin (provoz lomu a jeho konsolidace po ukončení těžby),<br />
výroby cementu, výroby betonu, dodavatele stavby i konstrukčního<br />
řešení.<br />
• Zavedení režimu emisních povolenek může při jejich nedostatku<br />
významně navýšit cenu cementu (a jiných stavebních<br />
materiálů). Cementárny jsou vybaveny špičkovou technologií<br />
na snížení emisí síry a dusíku. V současné době není technické<br />
řešení pro další snížování emisí CO 2.<br />
• Změna výše DPH u staveb pro bydlení.<br />
• Zvýšení cen energií a paliv v průběhu posledních deseti let.<br />
• Ekologická daň pro veškerá paliva a elektrickou energii od roku<br />
2008.<br />
P OHLED ČÍSLO 4 – ESTETIKA<br />
Nově navržená konstrukce musí být rovněž estetická. Příjemné<br />
působení na uživatele stavby je součástí životního prostředí.<br />
P OHLED ČÍSLO 5 – VŠECHNO DOHROMADY<br />
Výsledkem všech pohledů je koktejl, kde se velmi hravě může<br />
projevit motýlí efekt. Změňte drobně charakteristiku kameniva<br />
a dostanete významně jinou cenu a vliv na životní prostředí.<br />
Často proti sobě jdou i požadavky ze stejných kategorií: v technické<br />
například provzdušnění a pevnost v tlaku nebo rychlý<br />
nárůst pevnosti a malé smrštění, v oblasti životního prostředí<br />
neochota skupiny lidí povolit otevření nového lomu a zájem jiné<br />
jezdit co nejdříve po nové kvalitní dálnici. V oblasti ceny chceme<br />
levné stavby, ale trvanlivé.<br />
Z ÁVĚR<br />
Závěrem lze říci, že celý problém je mimořádně pestrý, a tím<br />
i komplikovaný. Při jeho řešení je zapotřebí v rozumné míře<br />
akceptovat všechna hlediska a nepreferovat či silově prosazovat<br />
pouze jedno z nich. Je třeba, aby si všichni zúčastnění uvědomili,<br />
co je technicky možné a jak se každý z požadavků promítá<br />
do celkové ceny stavebního díla. Pak nemohou vzniknout<br />
díla, jež jsou například esteticky zdařilá, avšak s omezenou funkčností<br />
a někdy i několikanásobně vyšší cenou, než by mohla být<br />
při rozumném kompromisu technických, estetických a ekologických<br />
požadavků. Zároveň je nezbytné tyto informace ve vhodné<br />
formě předkládat i laické veřejnosti, která snadno podléhá různým<br />
názorům jenom proto, že jsou hlasitější. To se jeví aktuální<br />
zejména v době, kdy se ozývají dotazy k porovnání cen staveb<br />
veřejných v tuzemsku a v zahraničí a kdy se státní pokladna<br />
úspěšně zadlužuje i v současných létech hojnosti.<br />
Ing. Michal Števula, Ph.D.<br />
Svaz výrobců betonu ČR<br />
Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 – Nusle<br />
tel: 246 030 153<br />
e-mail: svb@svb.cz, www.svb.cz<br />
4 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
Stavajte progresívne s<br />
novou odskúšanou a<br />
overenou technológiou<br />
MagnaDense ponúka nové možnosti výstavby betónových konštrukcií.<br />
MagnaDense – dlhodobé bezúdržbové riešenie pre aplikácie pri<br />
špeciálnom zakladaní stavieb, betónových konštrukciách v prostredí<br />
pod vodnou hladinou a tienení rádioaktivity.<br />
MagnaDense – naturálny oxid železa, vysokokvalitná prísada do betónu<br />
nepoškodzujúca životné prostredie.<br />
Radi Vám poskytneme viac informácií.<br />
photo: Søren Madsen, www.bridgephoto.dk<br />
MINELCO SR, phone +421 911 643 633, fax +421 26453 6336, www.minelco.com
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
V LIV DOBY OŠETŘOVÁNÍ A TEPLOTY B E T O N U NA RYCHLOST<br />
J E H O ZPEVŇOVÁNÍ<br />
THE EFFECT OF THE TIME OF C U R I N G AND TEMPERATURE OF<br />
CONCRETE ON ITS HARDENING S P E E D<br />
A LAIN ŠTĚRBA, TOMÁŠ ŠTĚRBA<br />
Mnohé technologické fáze výroby monolitického<br />
a prefabrikovaného betonu jsou<br />
závislé na znalosti rychlosti zpevňování<br />
betonu. Pro vysokou variabilitu místních<br />
podmínek se nejspolehlivěji vychází<br />
z výsledků experimentální činnosti a ze<br />
zažité zkušenosti. Při jejich nedostatku<br />
jsme odkázáni na teoretické znalosti. Pro<br />
jejich popsanou složitost může pomoci<br />
i v závěru uvedený výpočetní program<br />
Maturibet.<br />
Numerous technological phases of production<br />
of monolithic and prefabricated<br />
concrete depend on the knowledge of<br />
concrete hardening speed. In order<br />
to achieve a high variability of local<br />
conditions as reliably as possible, professionals<br />
ensue from the outcomes of<br />
experiments and experience gathered. If<br />
those are missing, engineers are left to<br />
their theoretical knowledge. The calculation<br />
program Maturibet presented at the<br />
end may also be of help to solve their<br />
described complexity.<br />
Zralost (maturity) betonu [1] je zpravidla<br />
posuzována podle růstu krychelné<br />
pevnosti a to ve vztahu k pevnosti<br />
po 28 dnech normálního vlhkého ošetřování<br />
(v tolerovaných mezích kolem<br />
20 °C). U jiných vlastností betonu je průběh<br />
poněkud jiný (z hlediska vodotěsnosti<br />
jde např. o významnější vliv dlouhodobějšího<br />
ošetřování, naopak u pevnosti<br />
v tahu je rychlost zpevňování zpravidla<br />
vyšší). V tomto příspěvku bude až na<br />
výjimky sledován pouze růst krychelné<br />
pevnosti obyčejného neprovzdušněného<br />
betonu, případně i těžkého betonu.<br />
(Pro nepříznivý vliv pórovitého kameniva<br />
a vzduchových pórů na dlouhodobé<br />
pevnosti se zpevňují lehké a provzdušněné<br />
betony relativně rychleji.)<br />
P ŘÍKLADY OBLASTI VYUŽITÍ<br />
• odhad doby ukončení ošetřování v době<br />
záporných teplot (ošetřování krytím<br />
povrchu do pevnosti povrchu betonu<br />
alespoň 5 MPa),<br />
• odhad doby odformování svislých stěn,<br />
• odhad doby ošetřování do získání vlastností<br />
odpovídajících požadavkům na<br />
odolnost proti vlivům prostředí (v roce<br />
2007 bude ČSN P ENV 13670–1 [2]<br />
doplněna o nároky na třídy ošetřování<br />
s požadavky na podíly pevnosti 30, 50<br />
a 70 % z charakteristické pevnosti),<br />
• stanovení doby odformování (případně<br />
uvolnění podpěr) vodorovných konstrukcí<br />
v závislosti na požadavcích statika,<br />
• stanovení doby ošetřování do doby<br />
předpínání (zpravidla požadováno dodržení<br />
pevnosti 70 % charakteristické<br />
pevnosti).<br />
Některé soudobé požadavky na technologické<br />
pevnosti v prefabrikaci uvedl<br />
Čížek [3]: Pro železobetonové dílce s výslednou<br />
pevností 45 až 55 MPa se požaduje<br />
po 14 ± 2 h (jednodenní výrobní<br />
cyklus) odformovací pevnost 22,5 ±<br />
2,5 MPa, pro předem předpjaté dílce<br />
s výslednou pevností 55 až 75 MPa se<br />
po stejné době požaduje pevnost 37,5<br />
± 2,5 MPa. Ve vztahu k průměrné dvacetiosmidenní<br />
pevnosti se tedy obvykle<br />
vyžadují relativní pevnosti 45 a 58 %.<br />
V zájmu hospodaření cementem (tím<br />
i energií) lze v souhlasu s ustanovením<br />
čl. 8.2.1.3 ČSN EN 206–1 [4] využít růst<br />
pevnosti po 28 dnech k provádění kontroly<br />
shody ve stáří betonu 56 nebo<br />
90 d. V případě použití cementů s vyšším<br />
obsahem latentně hydraulických složek<br />
(strusky a pucolánů) a/nebo podobně<br />
působících příměsí se tak zvětší krychelná<br />
pevnost o 15, resp. 25 % (i více).<br />
Takto lze v odůvodněných případech eliminovat<br />
negativní vliv uvedených pojiv na<br />
rychlost tvrdnutí, a tím využít jejich kladný<br />
vliv na odolnost betonu proti některým<br />
vlivům prostředí.<br />
Požadavky norem<br />
Pro velký vliv a rozmanitost výchozích<br />
podmínek je třeba pro specifikaci rychlosti<br />
tvrdnutí spoléhat v prvé řadě na výsledky<br />
zkoušek. (Dále uvedená zobecnění jsou<br />
uvedena hlavně pro použití při nedostatku<br />
experimentálních údajů).<br />
Tato skutečnost je v ČSN EN 206–1<br />
normativně respektována pouze tím, že<br />
je pro stanovení doby ošetřování v čl. 7.2<br />
„Informace od výrobce betonu odběrateli<br />
betonu“ dána možnost uvedení informace<br />
o průběhu nárůstu pevnosti betonu<br />
buď údaji podle tabulky 12, nebo křivkou<br />
průběhu nárůstu pevnosti při 20 °C v době<br />
mezi 2 a 28 d. V článku je dále specifikován<br />
pevnostní součinitel (v další části<br />
příspěvku je součinitel označován jako<br />
φ 2) jako poměr poměrné pevnosti v tlaku<br />
po 2 d (f cm,2) k průměrné pevnosti v tlaku<br />
po 28 d (f cm,28). Dále je zde uvedeno,<br />
že tento součinitel se stanoví při průkazních<br />
zkouškách, nebo že je založen<br />
na známých vlastnostech betonu srovnatelného<br />
složení. V normativní příloze normy<br />
A (Průkazní zkouška) však požadavky<br />
uvedeného druhu chybějí.<br />
Z tohoto důvodu se zkouška krychelné<br />
pevnosti po 2 d provádí spíše výjimečně.<br />
Pro sobotní a nedělní pracovní volno v laboratořích<br />
je dalším možným důvodem<br />
i skutečnost, že z uvedeného důvodu je<br />
provádění průkazních zkoušek omezeno<br />
pouze na pondělí, úterý a středu. Účelnost<br />
dvoudenních zkoušek je však pro<br />
odhad růstu pevnosti nezpochybnitelná.<br />
Jedním z důvodů je i potřebná návaznost<br />
na zkoušení cementu (až na výjimku<br />
u cementů třídy 32,5 N se cementy<br />
CEM povinně zkoušejí i po 2 d).<br />
Ve vztahu k otázce zralosti a normalizaci<br />
je zajímavá zpráva [5], že v Holandsku<br />
platí norma NEN 5970 „Stanovení nárůstu<br />
pevnosti mladého betonu v tlaku na<br />
základě vážené zralosti“, která byla uveřejněna<br />
po dobrých zkušenostech s metodou<br />
vypracovanou panem de Vree.<br />
Z ÁVISLOST KRYCHELNÉ PEVNOSTI<br />
NA DOBĚ OŠETŘOVÁNÍ PŘI TEPLOTĚ<br />
20 °C<br />
Jak bylo uvedeno výše, je třeba v prvé<br />
řadě spoléhat na údaje získané experimentem.<br />
Teoretická znalost průběhu<br />
zpevňování může však účinně pomoci<br />
v případě nedostatku uvedených údajů,<br />
případně ke zpřesnění interpolace.<br />
Proti dřívějšímu stavu se nyní významně<br />
rozšířila škála používaných materiálů<br />
(hlavně širším používáním přísad a příměsí)<br />
a technologií (včetně samozhutni-<br />
6 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
Obr. 1 Průběhy nárůstu pevnosti podle<br />
vztahu v EN 1992 [6] v závislosti<br />
na pevnostním součiniteli φ = f cm,t<br />
/ f cm,28. Průběhy nárůstu pevnosti<br />
dle ČSN EN 206-1 [4]: R – rychlý,<br />
S – střední, P – pomalý, VP – velmi<br />
pomalý.<br />
Fig. 1 Strength growth diagrams by the<br />
relation in EN 1992 [6] depending<br />
on strength coefficient φ = f cm,t /<br />
f cm,28. Strength growth diagrams in<br />
accordance with ČSN EN 206-1 [4]:<br />
R – fast, S – medium, P – slow,<br />
VP – very slow<br />
Obr. 2 Závislost měrné dvoudenní pevnosti<br />
φ 2 [1] = f c,2 / f c,28 betonu na jeho<br />
krychelné pevnosti R28 [MPa]<br />
po 28 d a na poměru počáteční<br />
a normalizované pevnosti cementu<br />
φ cem,2 [1] = f cem2/f cem,28. Teplota<br />
betonu během ošetřování: 20 °C.<br />
Fig. 2 Dependence of specific two-day<br />
strength φ 2 [1] = f c,2 / f c,28 of<br />
concrete on its compressive cube<br />
strength R28 [MPa] after 28 days<br />
on the ratio of the initial and<br />
standardized strength of cement<br />
φ cem,2 [1] = f cem2/f cem,28. The<br />
temperature of concrete during<br />
curing is 20 °C.<br />
telného betonu). Z tohoto důvodu nelze<br />
obecně používat dříve (i nyní) publikované<br />
vztahy, které modelují růst pevnosti<br />
pevným vztahem, např.<br />
<br />
<br />
ϕ = = + () , (1)<br />
<br />
kde je f cm,t krychelná pevnost [MPa]<br />
betonu v době t, f cm,28 krychelná pevnost<br />
[MPa] betonu po 28 d (obvykle<br />
střední hodnota pevnosti betonu v tlaku),<br />
t stáří [d] betonu.<br />
Vztah (1) byl určen [6] jen pro intenzivně<br />
zhutňované betony vysokých tříd<br />
a nelze jej použít pro stáří menší než<br />
1 d.<br />
Pro hrubější odhady je velmi dobře<br />
použitelný vztah uvedený v EN 1992 [7]:<br />
<br />
<br />
⎝ ⎝ ⎠ ⎠<br />
ϕ = = , (2)<br />
<br />
<br />
⎞<br />
− ⎟<br />
⎛ ⎛<br />
⎜ ⎞<br />
⎜ ⎜ ⎟<br />
kde s je koeficient závislý na druhu<br />
cementu a na všech dalších parametrech<br />
betonu. S cílem propojit tento vztah<br />
s výše uvedeným hodnocením dle ČSN<br />
EN 206–1 jsou v obr. 1 ilustrovány prů-<br />
1,40<br />
1,30<br />
1,20<br />
1,10<br />
1,00<br />
0,90<br />
0,80<br />
0,70<br />
0,60<br />
0,50<br />
0,40<br />
0,30<br />
0,20<br />
0,10<br />
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
0,00<br />
1 2 3 5 7<br />
10<br />
14 28<br />
56<br />
100<br />
90<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
běhy růstu pevnosti pro normativní rychlosti<br />
růstu pevnosti betonu (rychlý, střední,<br />
pomalý a velmi pomalý).<br />
Jediným součinitelem s nelze samozřejmě<br />
vyjádřit další vlivy působící na rychlost<br />
tvrdnutí v období kratším než cca<br />
2 d, nebo naopak v pozdějším období<br />
po 28 d. V prvém případě závisí mimo<br />
jiné na rychlosti tuhnutí betonu, a tím<br />
i na konzistenci a na vlastnostech přísad<br />
a příměsí. V druhém případě (např. z hlediska<br />
stáří betonu po 56 a 90 d) narušuje<br />
plynulost vztahu pozdější hydratace<br />
příměsí (resp. některých hlavních složek<br />
směsných cementů) s pucolánovými<br />
a/nebo latentně hydraulickými vlastnostmi.<br />
Nevýhodou většího počtu volnosti<br />
<br />
(dalších proměnných součinitelů) je naopak<br />
nebezpečí fyzikálně výjimečného<br />
nemonotónního průběhu.<br />
Pro případ, že pevnostní součinitel φ 2<br />
není znám, lze jej odhadnout pomocí<br />
vztahu (3), kde je φ cem,2 poměr počáteční<br />
pevnosti cementu po 2 d k jeho<br />
normalizované pevnosti (po 28 d) a regresní<br />
součinitelé a i mají přibližné hodnoty:<br />
a 1 ≈ 0,25, a 2 ≈ 13, a 3 ≈ 80. Exponent<br />
a 4 vyjadřuje přibližný vliv konzistence,<br />
příměsí a přísad. Jeho průměrná hodnota<br />
je a 4 = 1. Jeho směrné mezní hodnoty<br />
jsou: a 4,min = 0,8; platí pro velmi<br />
tuhé konzistence, pro betony bez pucolánů<br />
(např. popílku) a latentně hydraulických<br />
látek, případně pro přísady, které<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 7<br />
<br />
<br />
mez 0,50<br />
mez 0,30<br />
mez 0,15<br />
<br />
= 0,50<br />
= 0,30<br />
= 0,15<br />
pevnosti<br />
<br />
<br />
<br />
⎡<br />
⎛ ⎞<br />
<br />
≈ <br />
⎢ + ( − ) ⎜<br />
⎟<br />
⎣⎢<br />
⎝ + ⎠<br />
⎤ ϕ<br />
ϕ ϕ ϕ<br />
⎥ , (3)<br />
ϕ<br />
⎦⎥
S TAVEBNÍ KONSTRUKCE<br />
STRUCTURES<br />
1. Zadání výsledků zkoušek<br />
čas teplota dosažená pevnost<br />
t [d] T [°C] rz [1]<br />
3 20 0,8<br />
7 20 0,8<br />
90 20 1,03<br />
180 20 1,05<br />
3 5 0,6<br />
7 5 0,8<br />
28 5 1,05<br />
Poznámky<br />
<strong>Beton</strong> – Herstellung nach Norm (<strong>Beton</strong> – výroba podle normy),<br />
2001 Verlag Bau+Technik; str. Horní meze pevností při použití<br />
cementů tříd 42,5R, 52,5N a 52,5R.<br />
<br />
1,30<br />
1,20<br />
1,10<br />
1,00<br />
0,90<br />
0,80<br />
0,70<br />
0,60<br />
0,50<br />
0,40<br />
0,30<br />
0,20<br />
0,10<br />
0,00<br />
<br />
0,25 0,5 0,75 1 1,5 2 3 5 7 10 14 21 28 56 90<br />
Obr. 3 Výtah z výstupu „Maturibet I“: tabulka dat zadaných pro regresní analýzu, poznámky (použité zdroje), grafický výstup průběhů zpevňování<br />
při teplotách betonu 5, 10, 20 a 30 °C.<br />
Fig. 3 Extract from the „Maturibet I“ output: a table of data set for the regression analysis, notes (sources used), graphical output of the courses<br />
of hardening under the temperatures of concrete equal to 5, 10, 20 and 30 °C<br />
Maturibet IVAb: směrný odhad bez znalosti výsledků zkoušek; odhad náběhu absolutní pevnosti betonu<br />
Název skupiny odhadů Příklady<br />
Název odhadu<br />
Druh cementu<br />
Obr 4<br />
CEM II/A<br />
40<br />
5<br />
Pevnostní třída cem.<br />
Znalost rc2, rc7<br />
32,5 R<br />
rc2 i rc7 neznámé<br />
10<br />
20<br />
30<br />
rc2<br />
rc7<br />
30<br />
Příměsi *) 50 až 119 kg/m<br />
20<br />
10<br />
0<br />
0,33 0,50 0,75 1 1,5 2 3 5 7 10 14 21 28 56<br />
<br />
90 180<br />
3<br />
Typ stanovení konzistence sednutí kužele<br />
Konzistence S4 (160-210 mm)<br />
T [°C] 20<br />
R28 [MPa] 34<br />
Plastifikační přísady mírně zpomalující tuhnutí<br />
Snížený vliv teploty, např. použitím vhodné přísady<br />
na bázi PCE<br />
Další zpoždění tuhnutí [h]<br />
TRUE<br />
FALSE<br />
Z hodnot průběhu pevnosti při 20°C jsou provedeny odhady pro A=5,3<br />
Vypočtené výsledky<br />
Průběh nárůstu pevnosti dle Tab.12 ČSN EN 206-1 pomalý<br />
T [°C] 5 10 20 30<br />
Tabulka absolutních pevností betonu v MPa (podklad pro graf)<br />
R [MPa] t [d] t [d] t [d] t [d]<br />
0,2 0,82 0,55 0,33 0,24<br />
1,4 1,2 0,83 0,50 0,36<br />
3,6 1,8 1,2 0,75 0,54<br />
5,9 2,5 1,7 1,0 0,72<br />
9,9 3,7 2,5 1,5 1,1<br />
12,9 5 3,3 2,0 1,4<br />
17,1 7 5 3,0 2,2<br />
21,6 11 8 5 3,7<br />
24,0 14 11 7 5<br />
26,3 18 15 10 8<br />
28,8 22 20 14 12<br />
32,0 28 28 21 20<br />
34,0 35 36 28 28<br />
37,8 60 67 56 65<br />
39,7 92 105 90 111<br />
41,8 175 205 180 235<br />
<br />
Obr. 4 Výstup řešení „Maturibet IVAb“ (minimální výchozí údaje: nejsou známy jiné výsledky zkoušek než zadané údaje).<br />
Fig. 4 Output of the „Maturibet IVAb“ solution (minimal initial data: no other test results are known except for the set data)<br />
8 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007<br />
<br />
rv5<br />
rv10<br />
rv20<br />
rv30<br />
Vysvětlivky<br />
T [°C]<br />
průměrná teplota betonu<br />
R28 [MPa]<br />
krychelná pevnost ve stáří 28 dní při teplotě 20 °C<br />
rc2 [1]<br />
poměr pevnosti cementu po 2 a 28 dnech<br />
rc7 [1]<br />
poměr pevnosti cementu po 7 a 28 dnech<br />
t [d]<br />
stáří betonu (doba od zamíchání do provedení<br />
zkoušky krychelné pevnosti)<br />
r [1]<br />
relativní pevnost = R/R28<br />
R [MPa]<br />
absolutní krychelná pevnost při zvolených<br />
podmínkách<br />
rch [%]<br />
požadovaná relativní pevnost ve vztahu<br />
k charakteristické pevnosti fck<br />
*) Obsah popílku a/nebo strusky
příznivě ovlivňují rychlost zpevňování;<br />
a 4,max = 1,2; platí pro velmi tekuté konzistence<br />
a/nebo pro vysoké dávky méně<br />
účinných příměsí (např. hnědouhelného<br />
popílku).<br />
Z ÁVISLOST KRYCHELNÉ PEVNOSTI NA<br />
TEPLOTĚ<br />
Rychlost zpevňování betonu není závislá<br />
pouze na rychlosti chemických reakcí<br />
vyjádřené např. Arrheniovou rovnicí nebo<br />
poučkou van‘t Hoffa. Pro relativní hrubost<br />
pojivových zrn průběh závisí i na rychlosti<br />
difúzních procesů; po zpevnění do zralosti<br />
odpovídající směrně pevnostnímu součiniteli<br />
φ = 0,3 se stávají převládajícím mechanizmem<br />
zpravidla difúzní procesy. Nemalou<br />
roli hraje i vliv teploty na charakter vznikajících<br />
hydrosilikátů. Při modelování matematických<br />
vztahů je třeba vzít v úvahu i vliv<br />
teploty na pevnost ztvrdlého betonu: při<br />
zvýšené teplotě výroby a ošetřování betonu<br />
dostaneme zpravidla nižší výsledné<br />
pevnosti než při běžné nebo dokonce snížené<br />
teplotě betonu (např. 5 °C) [8].<br />
Z uvedených důvodů se tato část pří-<br />
www.unibet.cz<br />
www.loudin.eu<br />
spěvku bude zabývat jen vztahy pro<br />
počáteční obor pevnostního součinitele<br />
(nejvýše do φ = 0,7). Vztahy<br />
publikované do roku 1989 (autoři Saul,<br />
Papadakis, Bresson, metoda CEMIJ, Říha,<br />
Kolísko) přehledně a výstižně zhodnotil<br />
Kolísko [9].<br />
Pro teploty ošetřování do 30 °C vyjadřuje<br />
poměrně dobře vliv teploty na dobu<br />
ošetřování jednoduchý vztah (4):<br />
<br />
≈<br />
<br />
+ <br />
, (4)<br />
+ <br />
kde je T [°C] průměrná teplota betonu<br />
během doby ošetřování, t T [d] doba ošetřování<br />
při teplotě T [°C], t 20 [d] doba ošetřování<br />
při teplotě 20°C, A parametr závislý<br />
na vlastnostech betonu; při použití pomalu<br />
tvrdnoucích pojiv a při vyšších vodních<br />
součinitelích (nízkých pevnostech betonu)<br />
je A ≈ 0. Střední hodnota je kolem<br />
A ≈ 4 . Směrná horní mez je A ≈ 10 (hodnota<br />
podle Saula); vyšší hodnota byla pro<br />
počáteční obor zpevňování zjištěna zcela<br />
výjimečně.<br />
Maturibet<br />
Unibet II<br />
S TAVEBNÍ KONSTRUKCE<br />
STRUCTURES<br />
Pro teploty ošetřování nad 30 °C vyhověl<br />
pro stanovení odformovacích pevností<br />
vztah (5):<br />
≈ <br />
( )<br />
, (5)<br />
× − Na rozdíl proti vztahu (4) vztah (5) lépe<br />
vystihuje kladný vliv vyšších teplot (směrně<br />
do 80 °C) na počáteční fázi tvrdnutí<br />
(směrně do pevnostního součinitele<br />
φ = 0,4).<br />
N EPŘESNOST UVEDENÝCH VZTAHŮ<br />
Výše uvedené vztahy nevyjadřují dostatečně<br />
výstižně závislost na důležitých faktorech<br />
jako:<br />
• druh a třída cementu,<br />
• plastifikační a další přísady (zpomalovač<br />
tuhnutí, hyperplastifikátory druhu PCE),<br />
• příměsi (hlavně popílek) a jejich<br />
obsah,<br />
• vodní součinitel, případně jeho vliv<br />
vyjádřený (při známých vlastnostech<br />
cementu) výslednou pevností betonu<br />
v tlaku,<br />
program pro stanovení zralosti betonu<br />
(maturity, maturité, maturitas)<br />
• usnaduje uživatelm stanovit nárst pevnosti betonu jak v závislosti na<br />
dob a teplot ošetování, tak i na vlastnostech betonu (složení,<br />
konzistence) a jeho složek (zvlášt cementu),<br />
• umožní lépe odhadnout doby ošetování v závislosti na technologické<br />
pevnosti potebné pro odformování, pedpínání a pro odolnost proti<br />
vlivm prostedí (vetn vlivu záporných teplot)<br />
nové a doplnné vydání programu Unibet<br />
vydaného v dob zavádní SN EN 206-1<br />
Krom program pro ešení receptur betonu, pro vyhodnocování zkoušek<br />
a dalších pomcek Unibet II nov obsahuje:<br />
• automatické ešení zrnitosti kameniva a všech pevných složek,<br />
• inverzní program k programu receptur (výpoet pevnosti podle<br />
zadané zámsi),<br />
• komentá k aktualizovaným požadavkm TKP 18,<br />
• Technicko-kvalitativne podmienky, as 18, Betón na konštrukcie.<br />
Autoi programu:<br />
Ing. Alain Štrba a.sterba@volny.cz<br />
Ing. Tomáš Štrba tomas.sterba@gmail.com<br />
Objednávky na uvedených webových stránkách, nebo na adrese:<br />
Loudin a spol., s.r.o.<br />
Smetanova 1263, 390 02 Tábor<br />
tel./fax: 381 256 108, 602 661 803<br />
e-mail: obchod@loudin.eu<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 9
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
<br />
ʹ ≈<br />
<br />
<br />
+<br />
⎡ + ( − ) ( ) <br />
+ ⎣ ⎦ ⎤<br />
α , (6)<br />
• konzistence; ovlivňuje průběh tvrdnutí<br />
i prodloužením doby tuhnutí.<br />
Nejzávažnějším nedostatkem vztahů<br />
(4) a (5) je jejich nevhodnost v oblasti<br />
vyšších zralostí: špatně vyjadřují výše<br />
uvedený nepříznivý vliv teploty na výslednou<br />
pevnost betonu. Při vyšším stupni<br />
hydratace se kladný vliv teploty na rychlost<br />
hydratace zmenšuje, často dochází<br />
až k zápornému vlivu (zvláště při použití<br />
rychle tvrdnoucích cementů) – viz<br />
komentované obr. 3 a 4.<br />
Ř EŠENÍ SOFTWAROVÝM PROGRAMEM<br />
„MATURIBET“<br />
Pro současné možnosti výpočetní techniky<br />
lze nepřesnosti uvedených vztahů<br />
částečně omezit i za cenu zvýšení jejich<br />
složitosti a jejich vzájemné provázanosti.<br />
Nikdy nebude však možno všechny vlivy<br />
vyjádřit stejně výstižně jako zkouškami<br />
v konkrétních podmínkách. Proto je dále<br />
popsaný program Maturibet v prvé řadě<br />
zaměřen na vyhodnocení experimentů.<br />
Pro obvyklou nedostatečnost experimentálních<br />
údajů byla však úprava (modifikace,<br />
doplnění) uvedených vztahů nutná<br />
i v tomto případě.<br />
Ve vztahu (2) doporučeném v EN 1992<br />
je např. pevná hodnota exponentu (0,5)<br />
nahrazena exponentem e vypočteným<br />
ze získaných zkoušek za použití nelineární<br />
regrese. Podle provedených zkoušek<br />
byl tento exponent v oboru .<br />
Tím byla nepřímo prokázána i vhodnost<br />
doporučené hodnoty 0,5 (resp. v originálu<br />
uvedené druhé odmocniny).<br />
Podle vztahu (2) začíná zpevňování<br />
v čase t = 0. Tento nedostatek pozdější<br />
fázi zpevňování ovlivňuje jen nepatrně;<br />
má však velký vliv na počáteční fázi zpevňování.<br />
Proto je dále v uvedeném vztahu<br />
(i v dalších vztazích) počátek zpevňování<br />
posouván tak, aby přibližně odpovídal<br />
procesu tuhnutí. Pro obvyklou neznalost<br />
dob tuhnutí je tato doba odhadována<br />
z údajů o použitém pojivu (cementu,<br />
příměsí), přísadách a konzistenci. Nepřímo<br />
lze dále uvedenou dobu určit minimalizací<br />
reziduální odchylky.<br />
Výše uvedené vztahy vynikají na pohled<br />
plynulým (hladkým) průběhem. Ve skutečnosti<br />
je v případě použití pucolánových<br />
a latentně hydraulických látek (jak<br />
složek cementu, tak i příměsí) plynulost<br />
průběhu částečně narušena opožděným<br />
začátkem jejich hydratace, a tím i dobou<br />
jejich největšího vlivu na rychlost zpevňování<br />
betonu. Proto je v zaváděném<br />
programu využit i složitější model zpevňování<br />
vyznačený kombinací tří různých<br />
průběhů zpevňování zvolených tak, aby<br />
nebyla narušena monotónnost výsledného<br />
průběhu a aby byl přesněji modelován<br />
průběh zpevňování i v dobách po<br />
28 d.<br />
Program je určen především pro použití<br />
při výrobě monolitického betonu. Proto<br />
je zaměřen na vliv teplot od 5 do 30 °C.<br />
(Pro současné pokroky v technologii<br />
betonu a pro potřebu snižovat spotřebu<br />
energie vyhovuje uvedený obor částečně<br />
i potřebám prefabrikace.) Pro uvedené<br />
teploty používá program rovnici (4). V případě<br />
dostatečného počtu výchozích dat<br />
(viz obr. 3 a jeho část „1. Zadání výsledků<br />
zkoušek“) je hodnota A automaticky<br />
určena regresní analýzou.<br />
Pro vyjádření vlivu teploty v oblasti<br />
pokročilé zralosti (směrně při pevnostním<br />
součiniteli nad φ = 0,3) byl dále<br />
vztah (4) nahrazen výrazem t‘ T: (6),<br />
kde je α součinitel určovaný regresní<br />
analýzou nebo pevnou hodnotou 1,2,<br />
f 1 (1 – T/20) funkce teploty s nulovou<br />
hodnotou pro T = 20 °C, f 2 (t, T) funkce<br />
modelující negativní vliv vyšší zralosti<br />
na průběh zpevňování a na výslednou<br />
pevnost, f 3 funkce vyjadřující vliv obsahu<br />
pucolánových a latentně hydraulických<br />
složek betonu.<br />
Nevýhodou uvedených nových vztahů<br />
je jejich relativní složitost. Vlivem množství<br />
sledovaných faktorů je navíc výpočetní<br />
systém dosti nepřehledný, a tím bez<br />
výpočetního programu prakticky nepoužitelný.<br />
Program obsahuje čtyři části. Pro nezastupitelnou<br />
důležitost experimentálních<br />
údajů je hlavní část určena vyhodnocení<br />
výsledků zkoušek, případně údajů uvedených<br />
v odborné literatuře: (obr. 3) a zde<br />
uvedený cenný pramen o vlivu teploty.<br />
Další důležité specifikace tohoto vlivu<br />
jsou uvedeny v knize [10].<br />
Další části jsou určeny pro případy<br />
omezeného počtu výsledků zkoušek.<br />
Část IV se použije v případě, kdy vedle<br />
znalosti 28d pevnosti (f cm ) jsou známy<br />
jen údaje o složení betonu a o konzistenci<br />
(obr. 4).<br />
Hlavním výstupem jsou grafy, které<br />
Literatura:<br />
[1] ČSN 73 0001-2:2003 Navrhování<br />
stavebních konstrukcí – Slovník<br />
– Část 2: <strong>Beton</strong>ové konstrukce<br />
[2] ČSN P ENV 13670–1: 2001<br />
Provádění betonových konstrukcí<br />
– Část 1: Společná ustanovení<br />
[3] Čížek P.: Poznatky z BIBM kongresu<br />
o prefabrikaci – Amsterdam 2005,<br />
3. konf. „Prefabrikace a betonové<br />
dílce 2005“<br />
[4] ČSN EN 206–1:2001 <strong>Beton</strong>-Část 1:<br />
Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda<br />
[5] Druckfestigkeit: NEN 5970 vorgelegt<br />
(Pevnost betonu v tlaku: zavedena<br />
v NEN 5970), beton 5/2002<br />
[6] Voves B., Včelová H.: Předpjatý<br />
vysokopevnostní beton – křehké<br />
porušení výbuchem, 6. konference<br />
Technologie betonu, Pardubice 2007<br />
[7] Procházka J.: Zavádění EN 1992<br />
„Navrhování betonových konstrukcí“<br />
do praxe – Úvodní část, <strong>Beton</strong> <strong>TKS</strong><br />
1/2003<br />
[8] Štěrba A.: Poznámky k vlivu teploty<br />
na vlastnosti betonu, <strong>Beton</strong> <strong>TKS</strong><br />
5/2003<br />
[9] Kolísko J.: Diplomní práce „Zralost<br />
a pevnost betonu“, 1989, ČVUT,<br />
Fakulta stavební<br />
[10] Příručka technologa – <strong>Beton</strong> –<br />
suroviny – výroba – vlastnosti,<br />
2005, Českomoravský beton, a. s.,<br />
Českomoravský cement, a. s.,<br />
Českomoravské štěrkovny, a. s.<br />
zpravidla vyjadřují jak závislost na době<br />
ošetřování, tak i závislost na teplotě<br />
betonu. S výjimkou regresních výpočtů<br />
lze graficky porovnat i několik alternativ.<br />
V jednotlivých částech výpočtu lze<br />
volit vstupy i výstupy buď v absolutních<br />
nebo relativních hodnotách (jako poměry<br />
k 28d pevnosti při teplotě 20 °C). Program<br />
provádí i inverzní výpočty (výpočet<br />
doby ošetřování pro požadovanou pevnost<br />
a teplotu ošetřování).<br />
Autoři děkují za podklady a spolupráci,<br />
především ZAPA beton, a. s., Stachema Kolín,<br />
s. r. o., a BASF Stavební hmoty, s. r. o.<br />
Ing. Alain Štěrba<br />
e-mail: a.sterba@volny.cz<br />
Ing. Tomáš Štěrba<br />
e-mail: tomas.sterba@gmail.com<br />
oba: Loudin a spol., s. r. o.<br />
Marie Pujmanové 1582, 140 02 Praha 4<br />
10 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
HALFEN-DEHA. Když se bezpečnost vyplatí.<br />
Jméno HALFEN-DEHA má bohaté zkušenosti<br />
v oblasti betonu, fasády a montáže.<br />
Abyste mohli i Vy využít našeho<br />
know-how, defi novali jsme jasně naše<br />
cíle: pro Vaši bezpečnost a spokojenost<br />
jednáme férově, na bázi partnerství,<br />
dynamicky a bez kompromisů - jak v<br />
kvalitě, tak ve službách. Ve všem, co<br />
děláme. Tyto hodnoty jsou každodenním<br />
heslem zaměstnanců poboček<br />
Snažíme se, abyste dostali nejvyšší<br />
kvalitu materiálu s nejlepšími službami.<br />
Úzký kontakt se zákazníkem nám<br />
umožňuje kompetentně uspokojovat<br />
jeho potřeby.<br />
Na to se můžete kdykoliv spolehnout.<br />
ČSOB, Praha-Radlice<br />
HALFEN botky sloupů HCC<br />
Botky pro železobetonové prefabrikované<br />
sloupy: snadná montáž, velmi<br />
ekonomické. Nové botky sloupů<br />
HALFEN Vám poskytnou praktické<br />
řešení pro spojení sloup – základ,<br />
nebo sloup – sloup.<br />
HALFEN-DEHA po celém světě.<br />
Výrobky HALFEN-DEHA jsou synonymem<br />
kvality, bezpečnosti a ochrany –<br />
pro Vás a Vaši fi rmu.<br />
www.halfen-deha.cz
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
N OVÉ SPOJENÍ P R A H A H L . N ., MASARYKOVO N .,<br />
– LI B E Ň, VYSOČANY, HOLEŠOVICE, SO 860 ESTAKÁDA<br />
M ASARYKOVO NÁDRAŽÍ – R E A L I Z A C E<br />
NEW LINK PRAGUE MAIN RAILWAY STATION, MASARYK‘ S RAILWAY<br />
STATION, - LIBEŇ, VYSOČANY, HOLEŠOVICE, SO 860 RAILWAY<br />
VIADUCT OVER THE MASARYK‘ S RAILWAY STATION – ERECTION<br />
L UKÁŠ BLUDSKÝ,<br />
M ILADA MAZUROVÁ<br />
Estakáda Masarykovo nádraží je součástí<br />
stavby Nové spojení. Nosná konstrukce<br />
mostu je předpjatý komůrkový<br />
nosník a je tvořena kombinací prefabrikovaných<br />
prvků a monolitického betonu.<br />
V příspěvku je popis výstavby nosné konstrukce,<br />
skruže, použitého beton, technologie<br />
betonáže a sledování konstrukce<br />
během realizace.<br />
The bridge „Masarykovo nádraží“ is<br />
a part of project „New link“. The superstructure<br />
is a prestressed box girder,<br />
which is a combination of precast units<br />
and in situ concerete. This paper describes<br />
the process of realization, falsework,<br />
concrete used, concrete technology and<br />
monitoring of the structure during the<br />
realization.<br />
Estakáda Masarykovo nádraží převádí<br />
čtyřkolejnou železniční trať z Hlavního<br />
nádraží na Libeň a Vysočany přes ulici<br />
Husitskou, Trocnovskou a prostor lokodepa<br />
Masarykova nádraží (obr. 1). Opěra<br />
Hlavní nádraží sousedí s mosty Seiferova<br />
(dokončenými 2002 a 2004), opěra Vítkov<br />
je bezprostředně před portály nově<br />
budovaných tunelů Vítkov.<br />
Nosná konstrukce je navržena jako<br />
betonový komůrkový předpjatý spojitý<br />
nosník o dvanácti polích s průběžným<br />
kolejovým ložem (obr. 2). Nosník je kombinací<br />
prefabrikovaných prvků – filigránů<br />
a obloukových vzpěr (kapotáží) a mo-<br />
nolitické části – trámů, ztužidel a desek<br />
(obr. 3). Rozpětí jednotlivých polí jsou<br />
39,87 + 34,877 + 9 x 37 + 31,5 m, celková<br />
délka mostu je 443 m (obr. 4).<br />
P OSTUP VÝSTAVBY NOSNÉ<br />
KONSTRUKCE<br />
Nosná konstrukce je realizována v deseti<br />
etapách, pracovní spára je vždy přibližně<br />
ve čtvrtině rozpětí pole. Postup realizace<br />
každé etapy je následující:<br />
• výstavba skruže, vytvoření bednění<br />
spodní desky<br />
• montáž prefabrikátů DL a DP (obloukových<br />
vzpěr)<br />
• armování spodní desky<br />
• betonáž spodní desky<br />
• bednění trámů a ztužidel<br />
• armování trámů a ztužidel<br />
• betonáž trámů a ztužidel<br />
• odbednění trámů a ztužidel<br />
• montáž prefabrikátů HS, HL a HP (filigránů)<br />
• armování horní desky (mostovky)<br />
• betonáž mostovky<br />
• předepnutí (příčné a podélné předpětí)<br />
• povolení skruže<br />
• injektáž kanálků předpínací výztuže<br />
• demontáž skruže.<br />
Z důvodů koordinace s ostatními objekty,<br />
harmonogramu a z důvodů statických<br />
je konstrukce realizována zprostředka,<br />
dočasně pevné ložisko je na pilíři P6,<br />
po dokončení nosné konstrukce bude<br />
pevné ložisko přesunuto na opěru O1<br />
(Hlavní nádraží).<br />
1 2<br />
S KRUŽ A BEDNĚNÍ<br />
Na bednění základových patek, opěr a jejich<br />
křídel bylo použito běžné systémové<br />
bednění. Na dříky a hlavice pilířů bylo firmou<br />
Doka vyrobeno speciální vytvarované<br />
bednění.<br />
Bednění spodní desky nosné konstrukce<br />
je tvořeno podlahou na skruži a dolními<br />
prefabrikáty. Pro podskružení estakády<br />
přes Masarykovo nádraží je využíván<br />
systém Staxo od firmy Doka, tj pevná<br />
prostorová skruž. Na dolní desku se staví<br />
opakovatelné bednění trámů a příčníků.<br />
Mostovka je podbedněna „ztraceným<br />
bedněním“ horními prefabrikáty (filigrány).<br />
Estakáda kříží dvě frekventované komunikace<br />
(ulice Husitskou a Trocnovskou).<br />
Pro vyřešení těchto křížení musela být<br />
využita kombinace prostorové skruže<br />
s materiálem PIŽMO a ocelovými nosníky.<br />
Ulice Trocnovská je lemována starými<br />
zárubními zdmi, které nejsou pro založení<br />
skruže dostatečně únosné. Doplňující<br />
průzkumy podloží zpochybnily původní<br />
úvahy o založení v místě chodníků.<br />
Zvolené řešení využilo bárky PIŽMO osazené<br />
na železobetonové pasy, vytvořené<br />
za zdmi u komunikace Trocnovská.<br />
Pasy byly založeny z větší části na pilotách.<br />
Vodorovná konstrukce byla vytvořena<br />
z ocelových nosníků IPE 1000 délky<br />
26 m. Nad nosníky je umístěna skruž<br />
DOKA. Tíha betonované konstrukce by<br />
vedla k velkým a neúnosným průhybům<br />
nosníků IPE 1000. Proto byl proveden<br />
závěs z tyčí Dywidag v místě napojení na<br />
12 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
dříve zhotovenou část nosné konstrukce.<br />
Také bylo využito volných kabelů montážně<br />
instalovaných do deviátorů připravených<br />
pro budoucí volné kabely. Provoz<br />
v Trocnovské ulici nebyl ovlivněn.<br />
V ulici Husitské bylo nutno řešit nepříznivé<br />
křížení pod malým úhlem, nedostatečnou<br />
konstruční výšku pro konstrukci<br />
skruže a bednění nad průjezdním profilem,<br />
podepření v místech mezi pilíři<br />
a problémy se založením. Estakáda<br />
zde vede nad jinou mostní konstrukcí,<br />
nad opěrnou zdí a nad komunikací s živým<br />
provozem a inženýrskými sítěmi<br />
pod vozovkou. Skruž je řešena jako systém<br />
příčných „bran“ nesoucích podélné<br />
ocelové nosníky IPE 1000 a bednění<br />
DOKA. Založení skruže je provedeno<br />
na pilotových základech a zčásti na panelových<br />
rovnaninách. Svislá konstrukce je<br />
z materiálu PIŽMO a v místě nadpodporového<br />
příčníku nad pilířem P2 s ohledem<br />
na extrémně velkou reakci z materiálu<br />
ŽP16.<br />
Podskružení zde vlastně bylo samostatnou<br />
komplikovanou mostní konstrukcí,<br />
přičemž projektant skruže se musel<br />
vypořádat s ještě více omezujícími a limitujícími<br />
faktory, než je tomu u návrhu<br />
vlastního mostu.<br />
B ETON<br />
<strong>Beton</strong> (tab. 1) dodávala TBG Metrostav<br />
z betonárky Rohanský ostrov, případně<br />
Písnice a Radlice (stejné suroviny a receptury<br />
betonu). Na každou část mostu,<br />
na každý úsek betonáže je navrhována<br />
směs splňující často velmi protichůdné<br />
požadavky. Zejména pevnost a její<br />
potřebný rychlý nárůst je v protikladu<br />
s požadavkem na omezení vývinu hydratačního<br />
tepla vzhledem k betonovaným<br />
průřezům. Důležité jsou podmínky betonáže,<br />
a to zejména značná hustota betonářské<br />
výztuže a špatný přístup pro eventuální<br />
zhutňování betonu.<br />
Obr. 1 Situace<br />
Fig. 1 Layout<br />
Obr. 2 Konečný architektonický návrh<br />
Fig. 2 Final architectural design<br />
Obr. 3 Příčný řez nosnou konstrukcí<br />
Fig. 3 Cross section of superstructure<br />
Obr. 4 Postup realizace – podélně<br />
Fig. 4 Order of building steps – longitudinal<br />
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
<strong>Beton</strong> spodní stavby<br />
Do pilot byl použit beton C30/37 XA1<br />
samozhutňující. Základy a spodní část dříků<br />
byly betonovány betonem C35/45 XF2<br />
konzistence S5 („velmi lehce zhutnitelný“),<br />
hlavy pilířů C35/45 samozhutňující<br />
(značná hustota výztuže, cca 350 kg/m 3 ).<br />
Opěry a křídla jsou z betonu C35/45 konzistence<br />
S5.<br />
<strong>Beton</strong> nosné konstrukce<br />
Použitý beton je C35/45 XF2. Předpisy<br />
jednoznačně stanovují požadavek na<br />
portlandský cement (předpjatá konstrukce,<br />
bludné proudy), zároveň se však jedná<br />
o konstrukci značně masivní (hlavní trámy<br />
tloušťky 1,3 m, nadpilířové ztužidlo tloušťky<br />
3 m), a tak bylo nutno receptury navrhovat<br />
s ohledem na maximální možné omezení<br />
vývinu hydratačního tepla.<br />
Nosná konstrukce je betonována ve<br />
třech fázích. Nejprve spodní deska, pak<br />
trámy a ztužidla a nakonec mostovka<br />
(obr. 5 a 6). Pro spodní desku (jejíž<br />
horní povrch je vodorovná rovina – most<br />
je v nulovém podélném spádu) je použit<br />
„běžný“ samozhutňující beton. Pro<br />
trámy a ztužidla je navržena směs s maximálním<br />
možným omezením hydratačního<br />
tepla snížením dávky cementu na<br />
minimální hodnotu umožněnou předpisy<br />
a s omezením velikosti zrn kameniva.<br />
Horní deska je pak realizována z betonu<br />
„běžné konzistence“, která umožňuje<br />
vytvoření dostředného sklonu 3 % horního<br />
povrchu a s požadavkem na dosažení<br />
80% charakteristické pevnosti ve stáří<br />
betonu 5 d (pro předpínání).<br />
3<br />
4<br />
Část stavby Objem betonu [m3 ]<br />
Pilotové založení 4 488<br />
Spodní stavba 5 428<br />
Nosná konstrukce<br />
prefabrikáty<br />
3 311<br />
Nosná konstrukce<br />
monolit<br />
12 523<br />
Celkem 25 750<br />
Tab. 1 Objemy spotřebovaného betonu<br />
Tab. 1 Volumes of consumed concrete<br />
Kromě výhod přináší použití samozhutňujícího<br />
betonu také nevýhody, a to<br />
zejména nutnost pečlivého utěsňování<br />
bednění a důkladné kotvení. Samozhutňující<br />
beton tlačí na bednění plným<br />
hydrostatickým tlakem, a je tedy nutné<br />
sledovat a případně i omezovat rychlost<br />
ukládání betonové směsi a udržet<br />
tak namáhání bednění (zejména trámů<br />
a ztužidel) v přijatelných mezích.<br />
Prefabrikáty nosné konstrukce<br />
Prefabrikáty nosné konstrukce jsou vyráběny<br />
přímo na staveništi (obr. 7). Doprava<br />
z prefy by představovala nadměrné<br />
břemeno a kromě značné nákladnosti<br />
přepravy by znamenala další zatížení centra<br />
Prahy dopravou. Rozhodujícími požadavky<br />
na recepturu betonu je zejména<br />
rychlé dosažení odformovací pevnosti<br />
(prefabrikáty jsou zdvihány z forem ve<br />
stáří necelých 2 d) a odolnost proti zkřivení<br />
prefabrikátů dotvarováním po odformování.<br />
Zároveň u prefabrikátů DL/DP<br />
(boční kapotážní) je směs navržena tak,<br />
že umožňuje vytvoření horního povrchu<br />
ve sklonu cca 30° od vodorovné roviny.<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 13
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
Obr. 5 Hotové, odbedněné podélné trámy<br />
a příčná ztužidla, bude následovat<br />
osazování filigránů<br />
Fig. 5 Completed longitunal beams and<br />
crossbeams before erection of upper<br />
precast units.<br />
Obr. 6 Konstrukce s dokončenou mostovkou<br />
Fig. 6 Structure with the completed bridge deck<br />
7a 7b<br />
Obr. 7 Výroba prefabrikátů na<br />
stavbě, a) sestavený armokoš<br />
prefabrikátu, b) připravená<br />
forma s vloženým armokošem,<br />
c) prefabrikát ve formě,<br />
d) prefabrikáty osazené<br />
v konstrukci<br />
Fig. 7 Production of the precast<br />
units on the building site,<br />
a) reinforcement of the precast<br />
unit, b) ready form with<br />
reinforcement, c) precast unit<br />
in the form, d) erected precast<br />
units in the bridge structure<br />
14 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007<br />
5<br />
6<br />
7c 7d
C 35/45 XF2 Nové spojení<br />
Receptura pro prefabrikáty ukládání do sklonu<br />
nízkoprovzdušněný 2–4 % průměrný obsah vzduchu 2,6 %<br />
konzistence<br />
80–130 mm<br />
sednutí<br />
max.vodní součinitel 0,45<br />
cement<br />
CEM I 42,5 R Radotín<br />
0–4, 8–16, 11–22 Dobříň<br />
kamenivo Zálezlice<br />
přísady Sika Aer, Melment (Stachement MM)<br />
R2 30,5<br />
směrodatná odchylka<br />
3,19<br />
Průměrná pevnost MPa<br />
R7 43,5 3,32<br />
R28 52 3,4<br />
Odolnost proti Chrl [g/m2 ] 107<br />
Vodotěsnost [mm] 9<br />
Receptura pro spodní desku, trámy a příčníky<br />
neprovzdušněný<br />
konzistence samozhutnitelný beton<br />
cement<br />
CEM I 42,5 R Radotín<br />
0–4, 4–8, 8–16 Dobříň<br />
kamenivo Zálezlice<br />
příměs<br />
popílek<br />
Ledvice<br />
přísady Sika Addiment FM 350<br />
R2 25<br />
směrodatná odchylka<br />
3,48<br />
Průměrná pevnost MPa<br />
R7 39,5 3,23<br />
R28 53,5 2,29<br />
Odolnost proti Chrl [g/m2 ] 127<br />
Vodotěsnost [mm] 13<br />
Receptura pro horní desku<br />
nízkoprovzdušněný 2–4 % průměrný obsah vzduchu 2,7 %<br />
konzistence 130–180 mm sednutí kužele<br />
max.vodní součinitel 0,45<br />
cement<br />
CEM I 42,5 R Radotín<br />
0–4, 8–16,11–22 Dobříň<br />
kamenivo Zálezlice<br />
přísady Sika Aer, Melment (Stachement MM), Sika Addiment FM 350<br />
směrodatná odchylka<br />
R2 29,5 3,59<br />
Průměrná pevnost MPa<br />
R7 43 3,84<br />
R28 51,5 3,66<br />
Odolnost proti Chrl [g/m2 ] 61<br />
Vodotěsnost [mm] 10<br />
Tab. 2 Charakteristiky dodávaného betonu<br />
Tab. 2 Dimensions of the concrete<br />
Doprava a ukládání betonu<br />
<strong>Beton</strong> je na stavbu z betonárky (resp.<br />
záložní betonárky) dodáván pomocí autodomíchávačů,<br />
ukládán je mobilním čerpadlem<br />
s dosahem až 52 m, samozřejmostí<br />
je zajištění záložního čerpadla pro<br />
případ poruchy. S ohledem na umístění<br />
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
stavby v centru města a riziko dopravních<br />
kolapsů jsou betonáže přednostně směřovány<br />
na víkendové dny.<br />
S LEDOVÁNÍ KONSTRUKCE BĚHEM<br />
REALIZACE<br />
Sledování konstrukce během realizace<br />
se soustředilo na dva hlavní problémy,<br />
a to sledování sedání prostorové<br />
skruže a sledování teplot v konstrukci.<br />
Podloží plochy staveniště je tvořeno až<br />
8 m mocnou vrstvou historických navážek<br />
různého materiálu a s různou kvalitou<br />
zhutnění, proto byla na místě obava ze<br />
sedání prostorové skruže během výstavby.<br />
Spodní deska prvních realizovaných<br />
etap byla dovyztužena (v případě nerovnoměrného<br />
sedání by byla namáhána při<br />
betonáži trámů a ztužidel) a skruž prvních<br />
realizovaných etap (shodou okolností<br />
i s nejhorší kvalitou podloží) byla<br />
geodeticky sledována, změřené průměrné<br />
sednutí bylo cca 5 mm (max. 9 mm)<br />
a obavy z nadměrného a nerovnoměrného<br />
sedání se tedy nepotvrdily.<br />
Do konstrukce byla zabetonována teplotní<br />
čidla (sledování vývinu hydratačního<br />
tepla, teploty uvnitř masivní konstrukce,<br />
na povrchu betonu, teploty vzduchu)<br />
a teplota je sledována. Toto sledování<br />
zároveň přináší představu o tepelném<br />
režimu takto masivní konstrukce během<br />
ročních období a o reakci konstrukce na<br />
výkyvy počasí – zkušenosti budou využity<br />
při přesunu pevného ložiska z dočasného<br />
umístění na pilíři P6 na opěru O1<br />
a při osazení kolejového dilatačního zařízení<br />
nad opěru O2 (Vítkov). Maximální<br />
změřená teplota (ohřátí vývinem hydratačního<br />
tepla) byla 92 °C v nadpodporovém<br />
příčníku. Teplota sama o sobě<br />
není problémem, problémem je gradient<br />
teploty, a tím namáhání čerstvého<br />
betonu masivní konstrukce. Proto<br />
je nutné pečlivé ošetřování (zejména<br />
trámů a ztužidel), jehož základem je<br />
ponechání dřevěného bednění trámů<br />
a ztužidel minimálně 5 d a zakrytí betonu<br />
pro zamezení vypařování vody a ochlazování<br />
povrchu betonu.<br />
S TAV VÝSTAVBY V ZÁŘÍ 2007<br />
V současné době je dokončena fáze<br />
č. 8, dokončuje se fáze č. 7. Dokončení<br />
nosné konstrukce se předpokládá v březnu<br />
2008.<br />
Ing. Lukáš Bludský<br />
SSŽ, a. s., OZ 9<br />
Seifertova 5, 130 00 Praha 3<br />
tel.: 222 712 036, fax: 222 712 033<br />
e-mail: bludskyl@ssz.cz, www.ssz.cz; www.ssz9.cz<br />
Ing. Milada Mazurová<br />
TBG Metrostav, s. r. o.<br />
Rohanské nábř. 68, 186 00 Praha 8<br />
tel.: 222 242 036, fax: 222 324 492<br />
e-mail: technolog.tbgmts@comp.cz<br />
www.tbg-metrostav.cz<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 15
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
V LIV PŘÍDAVKU VLÁKEN NA VLASTNOSTI LEHKÉHO<br />
SAMOZHUTNITELNÉHO B E T O N U<br />
THE EFFECT OF FIBRE R E I N F O R C E M E N T ADDITION ON THE<br />
LIGHTWEIGHT SELF COMPACTING CONCRETE PROPERTIES<br />
M ICHALA HUBERTOVÁ,<br />
R UDOLF HELA<br />
Příspěvek popisuje poznatky z etapy<br />
vývoje lehkých samozhutnitelných betonů<br />
(LWSCC) zabývající se studiem vlivu<br />
různých typů vláken na vlastnosti LWSCC<br />
(reologické i základní fyzikálně-mechanické<br />
vlastnosti).<br />
The paper describes the research results<br />
of Lightweight Self Compacting Concrete<br />
(LWSCC) development, especially of the<br />
influence of fibre reinforcement on the<br />
LWSCC properties (the rheology and<br />
basic physico-mechanical properties).<br />
Rovnoměrné rozptýlení vláken v betonu<br />
může významným způsobem ovlivnit<br />
některé fyzikálně–mechanické vlastnosti<br />
pokládané za jeho slabiny. Především<br />
schopnost betonu odolávat účinkům<br />
tahových napětí, křehký charakter<br />
jeho porušení a v neposlední řadě i projevy<br />
objemových změn při jeho tvrdnutí<br />
a zrání či tepelném namáhání. Při návrhu<br />
a výrobě vláknobetonu je nutné vhodně<br />
zvolit druh vlákna, jeho odpovídající<br />
množství a technologii výroby, která je složitější<br />
než u normálního betonu.<br />
Vlákna obecně mohou výrobu betonu<br />
komplikovat z důvodu jejich odlišného<br />
chování a vlastností oproti ostatním složkám.<br />
Vlákna se aplikují v matricích složených<br />
z prakticky čistého cementu až po<br />
klasické malty a betony.<br />
Do klasických maltových a betonových<br />
směsí se jako krátkovlákenné vyztužení<br />
v běžné stavební výrobě v největší míře<br />
používají vlákna ocelová, skleněná (alkalivzdorná)<br />
a syntetická organická (polypropylenová,<br />
celulozová apod.). Díky rychlému<br />
vývoji v této oblasti se dnes objevují<br />
aplikace s novými polymerními vysokomodulovými<br />
vlákny z polyetylénu (PE)<br />
nebo z polyvinylalkoholu (PVA). Dále<br />
existují vlákna speciální, jako jsou vlákna<br />
uhlíková, nylonová, hliníková a whiskery<br />
(velmi jemný typ vláken krystalické<br />
povahy do velikosti 1 μm). Mezi nejpodstatnější<br />
vlastnosti vláken pro návrh vláknobetonu<br />
patří modul pružnosti v tahu,<br />
mez pevnosti v tahu a hustota.<br />
Významný je vliv vláken na potlačení<br />
vzniku trhlin v betonu. Jakýkoli cementový<br />
kompozit se v průběhu vysychání a ochlazování<br />
smršťuje. Pokud změně objemu<br />
materiálu není bráněno, hovoříme o volném<br />
smršťování (nevzniká napětí). Omezením<br />
objemových změn dochází v materiálu<br />
k nárůstu napětí. V místech, kde<br />
napětí dosáhne tahové pevnosti materiálu<br />
(betonu), se začne rozvíjet trhlina. Rozvoj,<br />
šíření a spojování trhlin vede ke vzniku<br />
větších poruch, které mohou dále vést<br />
až k destrukci konstrukce. Proto je důležité<br />
zabránit vzniku těchto trhlin, a to ve všech<br />
směrech konstrukce.<br />
Pro omezení objemových změn<br />
cementové matrice a následného vzniku<br />
trhlin se používají vlákna s vysokou jemností,<br />
jejichž modul pružnosti by měl být<br />
vyšší než u matrice. Nejpoužívanější jsou<br />
v tomto případě vlákna polypropylénová<br />
a skleněná. Vyztužení betonu musí být<br />
rovnoměrné. Dávkování jemných vláken<br />
se pohybuje od 0,7 do 1,1 kg/m 3 betonu.<br />
Tyto vlákna zhoršují zpracovatelnost<br />
(pokles cca o 30 až 60 mm při zkoušce<br />
sednutí kužele). Při míchání těchto<br />
betonů je nutné použít intenzivní způsoby<br />
(míchačky s nuceným oběhem) nebo<br />
prodloužit dobu míchání, aby nevznikly<br />
shluky vláken. Všesměrně rozptýlená<br />
jemná vlákna dokáží zvýšit houževnatost<br />
a odolnost materiálu právě proti vzniku<br />
a šíření trhlin zejména v ranném stádiu<br />
zrání. Platí to i pro skleněná a ocelová<br />
vlákna, i když jejich aplikací lze dosáhnout<br />
i určitého zvýšení pevností v tahu za<br />
ohybu ve srovnání s nevyztuženou matricí.<br />
Ve ztvrdlém stavu, kdy mají trhlinky<br />
při namáhání betonu tendenci šířit se<br />
a spojovat v trhliny větší, zajišťují omezení<br />
a stabilizaci tohoto procesu, a zvyšují tak<br />
celkovou houževnatost betonu.<br />
Pro zvýšení vybraných mechanických<br />
vlastností betonu se používají vlákna<br />
kovová a syntetická. Rozdíl mezi vláknobetonem<br />
a prostým betonem je zřejmý<br />
z porovnání pracovních diagramů obou<br />
betonů při namáhání v tahu, resp. tahu<br />
za ohybu. Projeví se nejen nárůst pevnosti<br />
způsobený oddálením vzniku trhlinek<br />
v jeho struktuře, ale především fakt,<br />
že i po vzniku viditelných trhlin aktivovaná<br />
vlákna způsobují, že vláknobeton je<br />
jako houževnatý materiál schopen přenášet<br />
jistá reziduální tahová napětí.<br />
E XPERIMENTÁLNÍ PRÁCE<br />
Lehké betony vykazují dost křehké lomové<br />
chování. Za účelem zvýšení duktility<br />
těchto betonů se může s výhodou použít<br />
vláknové rozptýlené výztuže. Během<br />
vývoje lehkých samozhutnitelných betonů<br />
(Light Weight Self Compacting Concrete<br />
– LWSCC) na Ústavu technologie<br />
stavebních hmot a dílců Fakulty stavební<br />
v Brně vznikla myšlenka ověřit vliv různých<br />
druhů vláken na vlastnosti již navržených<br />
a ověřených receptur LWSCC.<br />
V rámci experimentálních prací byly<br />
vyrobeny dvě sady receptur. Jedna sada<br />
obsahovala lehké kamenivo Liapor v kombinaci<br />
s přírodním kamenivem (označení<br />
REC I) a druhá byla vyrobena výhradně<br />
s lehkým kamenivem Liapor (označení<br />
REC II). V každé sadě byla vyrobena referenční<br />
receptura, která byla dále modifikována<br />
různými typy vláken.<br />
Byla použita syntetická vlákna délky<br />
50 mm v množství 1, 4 a 8 kg/m 3 , což<br />
je obvyklé rozmezí dávkování. Dále byla<br />
použita polypropylenová vlákna délky<br />
12 mm v množství 0,91 kg/m 3 (0,1 %<br />
objemových) a dva druhy ocelových vláken.<br />
První typ ocelových vláken měl kruhový<br />
průřez o průměru 0,4 mm a délce<br />
12 mm. Druhý typ ocelových vláken<br />
byl podélně zvlněný, kruhového průřezu<br />
průměru 0,6 mm a délky 20 mm. Oba<br />
druhy ocelových vláken byly dávkovány<br />
v množství 25 kg/m 3 . Každá sada tedy<br />
obsahovala sedm receptur, tj. jednu referenční<br />
a šest receptur s přídavkem vláken<br />
(schéma a označení receptur viz obr. 1).<br />
Základní složení referenčních receptur je<br />
uvedeno v tabulce 1.<br />
Na jednotlivých recepturách byl sledován<br />
vliv přídavku různých typů vláken<br />
na reologické vlastnosti, které byly zkoušeny<br />
obvykle používanými metodami<br />
pro samozhutnitelné betony. Jednalo se<br />
o zkoušku rozlití obráceného Abramsova<br />
kužele, Orimet, J-Ring a L-Box. Zpracovatelnost<br />
těchto receptur byla zkoušena<br />
16 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
Obr. 1 Schéma a označení receptur<br />
Fig. 1 Schema and marking of set I and set<br />
II of mix-designs<br />
v časech po namíchání, po 60 a po 90<br />
min. Dále bylo prováděno měření objemových<br />
změn, a to jak v čerstvém stavu<br />
ihned po namíchání, tak v průběhu zrání<br />
na ztvrdlém betonu. Nakonec byly stanoveny<br />
fyzikálně-mechanické vlastnosti<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
Tab. 1 Složení referenčních receptur<br />
Tab. 1 Mix proportion (reference mix)<br />
Tab. 2 Reologické vlastnosti souboru receptur REC I<br />
Tab. 2 Rheological properties of set I<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
těchto receptur včetně statických modulů<br />
pružnosti.<br />
Diskuze výsledků – čerstvý beton<br />
Pro měření objemových změn čerstvého<br />
betonu ihned po namíchání byla použita<br />
speciální forma. Tělo formy je kónic-<br />
ké délky 375,55 mm, jedno čelo formy<br />
je pevně spojeno s tělem formy, druhé<br />
posuvné čelo umožňuje volný pohyb<br />
a je schopno sledovat změny délky uloženého<br />
čerstvého betonu. Součástí těla<br />
formy je stojan pro uchycení digitálního<br />
úchylkoměru s výstupem na PC a přesností<br />
0,001 mm, hodnoty jsou automaticky<br />
zaznamenávány po 30 min. do PC.<br />
Na obrázku 2 je graficky znázorněn průběh<br />
objemových změn v čerstvém betonu<br />
souboru receptur REC I v čase ihned<br />
po namíchání betonu do 48 h od namíchání.<br />
Čerstvý beton uložený do konické<br />
formy nebyl ošetřován, teplota v místnosti<br />
během měření byla cca 20 °C. K nejrychlejším<br />
změnám v objemu docházelo<br />
v průběhu prvních 10 h od zamíchání<br />
čerstvého betonu, poté se změny ustálily.<br />
Mimo přídavku syntetických vláken<br />
v množství 1 kg/m 3 měla všechna vlákna<br />
pozitivní vliv na omezení objemových<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 17<br />
CEM I 42,5 R<br />
[kg]<br />
přírodní<br />
kamenivo<br />
[kg]<br />
Liapor<br />
[m3 ]<br />
popílek<br />
[kg]<br />
prášková<br />
mikrosilika<br />
[kg]<br />
PCE<br />
[%]<br />
stabilizátor<br />
[kg]<br />
REC I 370 580 0,89 111 37 1,5 1,4 0,39<br />
REC II 370 --- 1,29 185 --- 1,5 1,4 0,39<br />
Test / zpracovatelnost [min]<br />
/ doporučené hodnoty<br />
Slump<br />
flow<br />
[mm]<br />
Flow<br />
time<br />
[s]<br />
Orimet<br />
[s]<br />
L Box<br />
h2/h1 <br />
<br />
REC I REC I<br />
1kg<br />
REC I<br />
4kg<br />
REC I<br />
8 kg<br />
REC I<br />
PP<br />
REC I<br />
zvlněná<br />
v/c<br />
REC I<br />
rovná<br />
0<br />
60<br />
2 až 5<br />
2,6<br />
4<br />
2,4<br />
4,1<br />
2,5<br />
4,2<br />
6,4<br />
---<br />
5,5<br />
---<br />
3,8<br />
8,2<br />
3,2<br />
4,4<br />
0<br />
60<br />
650 až 800<br />
740<br />
700<br />
700<br />
690<br />
740<br />
700<br />
590<br />
490<br />
600<br />
480<br />
665<br />
580<br />
700<br />
670<br />
0<br />
60<br />
1 až 5<br />
3,5<br />
4,3<br />
3,1<br />
4,8<br />
3,5<br />
4,8<br />
7<br />
9,1<br />
8,3<br />
13,4<br />
4,9<br />
8,1<br />
4<br />
7,2<br />
0<br />
60<br />
0,8 až 1<br />
1<br />
0,91<br />
0,92<br />
0,75<br />
---<br />
---<br />
---<br />
---<br />
0,74<br />
0,48<br />
0,89<br />
0,74<br />
0,95<br />
0,83<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
Obr. 2 Průběh<br />
objemových změn<br />
v čerstvém stavu<br />
souboru receptur REC I<br />
Fig. 2 Volumetric<br />
changes of fresh<br />
concrete set I<br />
Obr. 3 Průběh<br />
objemových změn<br />
během zrání betonu<br />
receptur REC I<br />
Fig. 3 Volumetric<br />
changes of concrete<br />
set I during concrete<br />
setting
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
<br />
Obr. 4 Pevnost v tlaku jednotlivých receptur po 7 a 28 d<br />
Fig. 4 Compressive strength of each mix-design after 7 and<br />
28 days<br />
Obr. 6 Pevnost v příčném tahu (Brazilská zkouška)<br />
jednotlivých receptur<br />
Fig. 6 Splitting tensile strength (Brazillian test)<br />
Obr. 8 Závislost mezi dynamickým modulem pružnosti lehkého<br />
vláknobetonu a pevností v tlaku po 28 dnech<br />
Fig. 8 Relationship of dynamic elasticity modulus and<br />
compressive strength of LWSCC<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
Obr. 5 Pevnost v tahu za ohybu jednotlivých receptur<br />
Fig. 5 Flexural strength of each mix-design<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
Obr. 7 Závislost mezi dynamickým modulem pružnosti LWSCC<br />
a statickým modulem pružnosti<br />
Fig. 7 Relationship of dynamic and static elasticity modules of<br />
LWSCCa statickým modulem pružnosti<br />
Obr. 9 Porovnání převodních součinitelů pro lehké vláknobetony<br />
a obyčejné betony<br />
Fig. 9 Conversion coefficient comparison of lightweight fibre<br />
reinforcement concrete and normalweight concrete<br />
18 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
změn. Podobný trend vykazovala receptura<br />
REC II s použitím výhradně lehkého<br />
kameniva Liapor.<br />
Co se týká reologických vlastností jednotlivých<br />
receptur, lze konstatovat, že<br />
obvyklá kritéria [1] pro pohyblivost lehkých<br />
samozhutnitelných betonů splnily<br />
spolu s referenční recepturou pouze<br />
receptury s použitím obou typů ocelových<br />
vláken. Syntetická i polypropylenová<br />
vlákna způsobovala vysokou blokaci<br />
čerstvého betonu (u receptur s použitím<br />
výhradně lehkého kameniva pouze syntetická<br />
vlákna).<br />
Diskuze výsledků – ztvrdlý beton<br />
Byly zkoušeny objemové změny v průběhu<br />
zrání betonu, a to jak na vzorcích uložených<br />
v normovém vodním uložení, tak<br />
u vzorků uložených v laboratorním prostředí.<br />
Jejich průběh v čase 1 až 45 d od<br />
uložení je znázorněn na obr. 3. Z výsledků<br />
je patrné, jak důležité je tyto betony správně<br />
ošetřovat, a to jak LWSCC s přídavkem<br />
vláken, tak i bez nich. Receptury uložené<br />
v laboratorním prostředí (cca 22 o C s nízkou<br />
relativní vlhkostí) vykazovaly výrazné<br />
smršťování. Receptury s využitím pouze<br />
lehkého kameniva vykazovaly nižší hodnoty<br />
smrštění, což jen ověřuje známou<br />
vlastnost nižších objemových změn betonu<br />
s využitím lehkých pórovitých kameniv<br />
(oproti obyčejnému betonu).<br />
U referenční receptury REC I bylo dosaženo<br />
pevnosti v tlaku 40 MPa, při objemové<br />
hmotnosti 1740 kg/m 3 . U referenční<br />
receptury REC II bylo dosaženo<br />
29 MPa pevnosti v tlaku při objemové<br />
hmotnosti ve vysušeném stavu<br />
1 430 kg/m 3 . Hodnoty pevností v tlaku<br />
jednotlivých receptur jsou patrné z grafického<br />
znázornění na obrázku 4. Zajímavější<br />
jsou hodnoty pevností v tahu za ohybu<br />
uvedené na obrázku 5, kde je jasně patrný<br />
jejich nárůst, a to zejména u receptur<br />
s využitím výhradně lehkého kameniva<br />
Liapor, kde pevnost v tahu za ohybu<br />
velmi výrazně zvýšilo použití syntetických<br />
vláken v množství 4 a 8 kg/m 3 o 40 %,<br />
a PP vláken až o 142 %.<br />
Hodnoty pevností v příčném tahu tzv.<br />
Brazilskou zkouškou jsou uvedeny na<br />
obr. 6. U receptur REC I pevnost v příčném<br />
tahu nejvíce ovlivnila opět syntetická<br />
vlákna v množství 4 kg/m 3 , kde se<br />
mez vzniku první trhliny zvýšila o 17 %<br />
a mez porušení o 36 %. U REC II nejvíce<br />
pozitivně ovlivnila opět syntetická vlákna<br />
v množství 4 a 8 kg/m 3 , kde se mez vzni-<br />
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
ku první trhliny nezvýšila, ale mez porušení<br />
se zvýšila o 35 %. Dále PP vlákna,<br />
kde se mez vzniku první trhliny zvýšila<br />
o 28 % a mez porušení o 27 %. Všechny<br />
pevnostní charakteristiky byly stanovovány<br />
na zkušebních tělesech tvaru krychle<br />
o délce hrany 150 mm, které zrály v normových<br />
podmínkách.<br />
Při návrhu betonových a železobetonových<br />
konstrukcí je kromě různých pev-<br />
Obr. 10 Řez zkušebním tělesem receptury<br />
s kombinací přírodního kameniva<br />
a lehkého kameniva Liapor<br />
a přídavkem syntetických vláken<br />
v množství 4 kg/m 3<br />
Fig. 10 Cross-section of tested specimen<br />
of set I with addition of 4 kg.m -3<br />
synthetic fibres<br />
Obr. 11 Blokace čerstvého betonu způsobená<br />
přídavkem syntetických vláken,<br />
a) I-Ring, b) L-box<br />
Fig. 11 Synthetic fibres cause the blocking of<br />
fresh concrete<br />
Obr. 12 REC II PP – kompaktnost čerstvého<br />
betonu a) s polypropylenovými<br />
vlákny, b) s ocelovými vlákny<br />
Fig. 12 Mix design II – compactness of fresh<br />
concrete with polypropylene and<br />
steel fibres after testing<br />
11a 11b<br />
12a 12b<br />
ností důležitým parametrem i statický<br />
modul pružnosti betonu. Tento lze stanovovat<br />
dvěma způsoby, jednak přímo ze<br />
zatěžování zkušebních těles a zjišťováním<br />
odpovídajících deformací, jednak nepřímo<br />
pomocí dynamických nedestruktivních<br />
metod zkoušení (ultrazvuková impulsová<br />
a rezonanční metoda) a následným přepočtem<br />
dynamického modulu na statický<br />
s využitím zmenšovacího koeficientu<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 19<br />
10
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
(pro obyčejné betony jsou hodnoty pro<br />
uvedené metody v ČSN 73 2011). Pro<br />
obyčejné betony obecně platí, že hodnota<br />
dynamického modulu je vyšší než<br />
statického modulu pružnosti a závisí i na<br />
pevnostní třídě betonu. Na všech recepturách<br />
byly naměřeny statické i dynamické<br />
moduly pružnosti, které byly spolu<br />
srovnány. U souboru receptur REC I byl<br />
dynamický modul oproti statickému vyšší<br />
o 22 %, u souboru REC II o 18 %. Závislost<br />
mezi dynamickým modulem pružnosti<br />
E bu a statickým modulem pružnosti,<br />
resp. pevností v tlaku je znázorněna na<br />
obrázcích 7 a 8. Zejména závislost mezi<br />
moduly se vyznačuje vysokou těsností<br />
korelace (R = 0,96).<br />
Na obr. 9 je uvedeno porovnání převodních<br />
součinitelů pro převod dynamického<br />
modulu z ultrazvukové metody<br />
na statický modul pružnosti uváděný<br />
pro obyčejné betony v ČSN 73 2011<br />
s hodnotami zjištěnými pro lehké vláknobetony.<br />
Z porovnání přepočítacích koeficientů<br />
mezi modulem pružnosti z měření<br />
ultrazvukovou impulsovou metodou<br />
a statickým modulem pružnosti pro obyčejné<br />
betony (hodnoty uvedené v ČSN<br />
73 2011) a pro lehké vláknobetony vyplývá,<br />
že rozdíly v jejich hodnotách jsou<br />
minimální (0,5 až 2,1 %).<br />
Dosažené výsledky ukázaly reálnost<br />
využití ultrazvukové impulsové metody<br />
i pro stanovení modulů pružnosti lehkých<br />
vysokohodnotných betonů. Je však třeba<br />
mít na zřeteli, že tato měření je třeba<br />
provádět za přesně definovaných podmínek,<br />
zejména vlhkostí betonu. Vzhledem<br />
k omezenému rozsahu sledovaného<br />
souboru je třeba zjištění hodnot převodních<br />
součinitelů zatím považovat jako<br />
informativní. Pro jejich korektní stanovení<br />
je nezbytné zvýšit četnost prvků v souboru,<br />
ale i rozšířit rozsah sledovaných pevnostních<br />
tříd. Prezentované výsledky jsou<br />
pouze jedním z impulsů pro další práce<br />
v této problematice.<br />
Z ÁVĚR<br />
Závěrem lze jednoznačně konstatovat, že<br />
pro technologii lehkých samozhutnitelných<br />
betonů lze s ohledem na splnění reologických<br />
vlastností a kladný vliv vláken na<br />
fyzikálně-mechanické vlastnosti s výhodou<br />
použít pouze některé typy krátkých ocelových<br />
vláken (do 12 mm) a u LWSCC s použitím<br />
výhradně lehkého kameniva doporučujeme<br />
krátká polypropylenová vlákna<br />
v délce do 12 mm. Použití delších syn-<br />
Literatura:<br />
[1] EFNARC Specification and Guidelines<br />
for Self-Compacting Concrete, Surrey<br />
United Kingdom 2002, EFNARC<br />
2002. ISBN: 0–9539733-4-4.<br />
www.efnarc.org<br />
[2] Kolísko J., Dubský N., Klečka T.:<br />
Použití krátkých rozptýlených vláken<br />
v betonech a maltách. In Seminář<br />
TKP pozemních komunikací Kapitola<br />
18. <strong>Beton</strong> pro konstrukce, ČBS<br />
ČSSI Praha 2005, str. 86–101,<br />
ISBN: 80-903501-4-3<br />
[3] Bodnárová L.: Kompozitní materiály<br />
ve stavebnictví. Skriptum VUT<br />
FAST Brno, Akademické nakladatelství<br />
CERM, s. r. o., Brno 2002,<br />
ISBN: 80-214-2266-1<br />
[4] Balaguru, Perumalsamy N., Shah<br />
Surendra P.: Fiber reinforced<br />
cement composites, R. R. Donnellwy<br />
& Sons Company, USA 1992,<br />
ISBN: 0-07-056400-0<br />
[5] Vašková J., Vodička J.: Konstrukční<br />
vláknobetony se syntetickými vlákny.<br />
In 11. <strong>Beton</strong>ářské dny 2004. str.<br />
89–96, ISBN: 80-903501-3-5<br />
[6] Krátký J., Trtík K., Vodička J.:<br />
Drátkobetonové konstrukce, Edice<br />
betonové stavitelství ČKAIT, Praha<br />
1999, ISBN: 80-86364-00-3<br />
tetických vláken (50 mm) není vhodné<br />
z hlediska nesplnění požadavků na reologické<br />
vlastnosti čerstvých samozhutnitelných<br />
betonů. Z hlediska jejich velmi efektivního<br />
působení na fyzikálně-mechanické<br />
vlastnosti ztvrdlého betonu lze tyto vlákna<br />
s výhodou použít do vibrovaných lehkých<br />
betonů. Totéž platí případně také pro delší<br />
polypropylenová vlákna. Obecně lze potvrdit,<br />
že vliv délky, příp. tvaru vláken na reologické<br />
chování čerstvých betonů je pro<br />
lehké betony podstatně zásadnější a negativnější<br />
než u běžných hutných betonů.<br />
Dle výsledků se ukazuje, že vliv přídavku<br />
různých typů vláken je rozdílný u lehkých<br />
betonů s použitím výhradně lehkého<br />
kameniva oproti lehkým betonům s přídavkem<br />
kombinace lehkého a přírodního<br />
kameniva.<br />
Dle výsledků výzkumu lze ale všechny<br />
použité typy vláken doporučit pro použití<br />
v technologii lehkých vibrovaných betonů,<br />
neboť přídavkem různých typů vláken<br />
lze modifikovat a zejména zlepšovat<br />
některé fyzikálně-mechanické vlastnosti<br />
[7] Chia K. S., Zhang M. H.: Influence<br />
of Rheological Parameters on the<br />
Stability of Fresh High-Strength<br />
Lightweight Aggregate Concrete.<br />
In 7 th CANMET/ACI Inter. Conf.<br />
on Recent Advances in Concrete<br />
Technology, Las Vegas, U.S.A. 2004,<br />
pp. 77–91<br />
[8] Mechtcherine V., Haist M., Müller<br />
H. S.: Development of self-compacting<br />
lighweight concrete with<br />
and without fibre-reinforcement, In<br />
Non-traditional cement and concrete<br />
2002, Brno 2002, str. 249–259,<br />
ISBN 80-214-2130-4<br />
[9] Spiratos Haist M., Mechtcherine V.,<br />
Beitzel H., Müller H. S.: Retrofitting of<br />
Building Structures using Pumpable<br />
Self-compacting lightweight concrete,<br />
In 3 rd Inter. Symp. on Self-<br />
Compacting Concrete. Reyjkjavik,<br />
Iceland 2003, str. 776-785<br />
[10] Józsa Z.: Use of Glass and Synthetics<br />
fibres Preventing Early Age Cracking<br />
of Normal and Lightweight Concrete.<br />
In 1st CCC Congress on Fibre<br />
Reinforced Concrete in Practice, Graz<br />
2005, pp. 125–129<br />
[11] BIBM, CEMBUREAU, ERMCO, EFCA,<br />
EFNARC The European Guidelines<br />
for Self Compacting Concrete, May<br />
2005, www.efnarc.org<br />
lehkého betonu, které lze do určité míry<br />
považovat za jejich slabinu.<br />
Tento příspěvek byl zpracován za podpory<br />
projektu GA ČR 103/07/076 „Vývoj lehkých<br />
betonů pro široké konstrukční využití“ a za<br />
finančního přispění MŠMT ČR, projekt 1M0579,<br />
v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS.<br />
Ing. Michala Hubertová, Ph.D.<br />
Lias Vintířov, Lehký stavební materiál, k. s.<br />
357 44 Vintířov<br />
tel.: 602 650 174<br />
e-mail: hubertova@liapor.cz, www.liapor.cz<br />
Fakulta stavební VUT v Brně<br />
Ústav technologie stavebních hmot a dílců<br />
e-mail: hubertova.m@fce.vutbr.cz<br />
Doc. Ing. Rudolf Hela, CSc.<br />
Fakulta stavební VUT v Brně<br />
Ústav technologie stavebních hmot a dílců<br />
Veveří 331/95, 602 00 Brno<br />
tel.: 541 147 508, fax.: 541 147 502<br />
e-mail: hela.r@fce.vutbr.cz, www.fce.vutbr.cz<br />
Text článku byl posouzen odborným lektorem.<br />
20 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
(pro obyčejné betony jsou hodnoty pro<br />
uvedené metody v ČSN 73 2011). Pro<br />
obyčejné betony obecně platí, že hodnota<br />
dynamického modulu je vyšší než<br />
statického modulu pružnosti a závisí i na<br />
pevnostní třídě betonu. Na všech recepturách<br />
byly naměřeny statické i dynamické<br />
moduly pružnosti, které byly spolu<br />
srovnány. U souboru receptur REC I byl<br />
dynamický modul oproti statickému vyšší<br />
o 22 %, u souboru REC II o 18 %. Závislost<br />
mezi dynamickým modulem pružnosti<br />
E bu a statickým modulem pružnosti,<br />
resp. pevností v tlaku je znázorněna na<br />
obrázcích 7 a 8. Zejména závislost mezi<br />
moduly se vyznačuje vysokou těsností<br />
korelace (R = 0,96).<br />
Na obr. 9 je uvedeno porovnání převodních<br />
součinitelů pro převod dynamického<br />
modulu z ultrazvukové metody<br />
na statický modul pružnosti uváděný<br />
pro obyčejné betony v ČSN 73 2011<br />
s hodnotami zjištěnými pro lehké vláknobetony.<br />
Z porovnání přepočítacích koeficientů<br />
mezi modulem pružnosti z měření<br />
ultrazvukovou impulsovou metodou<br />
a statickým modulem pružnosti pro obyčejné<br />
betony (hodnoty uvedené v ČSN<br />
73 2011) a pro lehké vláknobetony vyplývá,<br />
že rozdíly v jejich hodnotách jsou<br />
minimální (0,5 až 2,1 %).<br />
Dosažené výsledky ukázaly reálnost<br />
využití ultrazvukové impulsové metody<br />
i pro stanovení modulů pružnosti lehkých<br />
vysokohodnotných betonů. Je však třeba<br />
mít na zřeteli, že tato měření je třeba<br />
provádět za přesně definovaných podmínek,<br />
zejména vlhkostí betonu. Vzhledem<br />
k omezenému rozsahu sledovaného<br />
souboru je třeba zjištění hodnot převodních<br />
součinitelů zatím považovat jako<br />
informativní. Pro jejich korektní stanovení<br />
je nezbytné zvýšit četnost prvků v souboru,<br />
ale i rozšířit rozsah sledovaných pevnostních<br />
tříd. Prezentované výsledky jsou<br />
pouze jedním z impulsů pro další práce<br />
v této problematice.<br />
Z ÁVĚR<br />
Závěrem lze jednoznačně konstatovat, že<br />
pro technologii lehkých samozhutnitelných<br />
betonů lze s ohledem na splnění reologických<br />
vlastností a kladný vliv vláken na<br />
fyzikálně-mechanické vlastnosti s výhodou<br />
použít pouze některé typy krátkých ocelových<br />
vláken (do 12 mm) a u LWSCC s použitím<br />
výhradně lehkého kameniva doporučujeme<br />
krátká polypropylenová vlákna<br />
v délce do 12 mm. Použití delších syn-<br />
Literatura:<br />
[1] EFNARC Specification and Guidelines<br />
for Self-Compacting Concrete, Surrey<br />
United Kingdom 2002, EFNARC<br />
2002. ISBN: 0–9539733-4-4.<br />
www.efnarc.org<br />
[2] Kolísko J., Dubský N., Klečka T.:<br />
Použití krátkých rozptýlených vláken<br />
v betonech a maltách. In Seminář<br />
TKP pozemních komunikací Kapitola<br />
18. <strong>Beton</strong> pro konstrukce, ČBS<br />
ČSSI Praha 2005, str. 86–101,<br />
ISBN: 80-903501-4-3<br />
[3] Bodnárová L.: Kompozitní materiály<br />
ve stavebnictví. Skriptum VUT<br />
FAST Brno, Akademické nakladatelství<br />
CERM, s. r. o., Brno 2002,<br />
ISBN: 80-214-2266-1<br />
[4] Balaguru, Perumalsamy N., Shah<br />
Surendra P.: Fiber reinforced<br />
cement composites, R. R. Donnellwy<br />
& Sons Company, USA 1992,<br />
ISBN: 0-07-056400-0<br />
[5] Vašková J., Vodička J.: Konstrukční<br />
vláknobetony se syntetickými vlákny.<br />
In 11. <strong>Beton</strong>ářské dny 2004. str.<br />
89–96, ISBN: 80-903501-3-5<br />
[6] Krátký J., Trtík K., Vodička J.:<br />
Drátkobetonové konstrukce, Edice<br />
betonové stavitelství ČKAIT, Praha<br />
1999, ISBN: 80-86364-00-3<br />
tetických vláken (50 mm) není vhodné<br />
z hlediska nesplnění požadavků na reologické<br />
vlastnosti čerstvých samozhutnitelných<br />
betonů. Z hlediska jejich velmi efektivního<br />
působení na fyzikálně-mechanické<br />
vlastnosti ztvrdlého betonu lze tyto vlákna<br />
s výhodou použít do vibrovaných lehkých<br />
betonů. Totéž platí případně také pro delší<br />
polypropylenová vlákna. Obecně lze potvrdit,<br />
že vliv délky, příp. tvaru vláken na reologické<br />
chování čerstvých betonů je pro<br />
lehké betony podstatně zásadnější a negativnější<br />
než u běžných hutných betonů.<br />
Dle výsledků se ukazuje, že vliv přídavku<br />
různých typů vláken je rozdílný u lehkých<br />
betonů s použitím výhradně lehkého<br />
kameniva oproti lehkým betonům s přídavkem<br />
kombinace lehkého a přírodního<br />
kameniva.<br />
Dle výsledků výzkumu lze ale všechny<br />
použité typy vláken doporučit pro použití<br />
v technologii lehkých vibrovaných betonů,<br />
neboť přídavkem různých typů vláken<br />
lze modifikovat a zejména zlepšovat<br />
některé fyzikálně-mechanické vlastnosti<br />
[7] Chia K. S., Zhang M. H.: Influence<br />
of Rheological Parameters on the<br />
Stability of Fresh High-Strength<br />
Lightweight Aggregate Concrete.<br />
In 7 th CANMET/ACI Inter. Conf.<br />
on Recent Advances in Concrete<br />
Technology, Las Vegas, U.S.A. 2004,<br />
pp. 77–91<br />
[8] Mechtcherine V., Haist M., Müller<br />
H. S.: Development of self-compacting<br />
lighweight concrete with<br />
and without fibre-reinforcement, In<br />
Non-traditional cement and concrete<br />
2002, Brno 2002, str. 249–259,<br />
ISBN 80-214-2130-4<br />
[9] Spiratos Haist M., Mechtcherine V.,<br />
Beitzel H., Müller H. S.: Retrofitting of<br />
Building Structures using Pumpable<br />
Self-compacting lightweight concrete,<br />
In 3 rd Inter. Symp. on Self-<br />
Compacting Concrete. Reyjkjavik,<br />
Iceland 2003, str. 776-785<br />
[10] Józsa Z.: Use of Glass and Synthetics<br />
fibres Preventing Early Age Cracking<br />
of Normal and Lightweight Concrete.<br />
In 1st CCC Congress on Fibre<br />
Reinforced Concrete in Practice, Graz<br />
2005, pp. 125–129<br />
[11] BIBM, CEMBUREAU, ERMCO, EFCA,<br />
EFNARC The European Guidelines<br />
for Self Compacting Concrete, May<br />
2005, www.efnarc.org<br />
lehkého betonu, které lze do určité míry<br />
považovat za jejich slabinu.<br />
Tento příspěvek byl zpracován za podpory<br />
projektu GA ČR 103/07/076 „Vývoj lehkých<br />
betonů pro široké konstrukční využití“ a za<br />
finančního přispění MŠMT ČR, projekt 1M0579,<br />
v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS.<br />
Ing. Michala Hubertová, Ph.D.<br />
Lias Vintířov, Lehký stavební materiál, k. s.<br />
357 44 Vintířov<br />
tel.: 602 650 174<br />
e-mail: hubertova@liapor.cz, www.liapor.cz<br />
Fakulta stavební VUT v Brně<br />
Ústav technologie stavebních hmot a dílců<br />
e-mail: hubertova.m@fce.vutbr.cz<br />
Doc. Ing. Rudolf Hela, CSc.<br />
Fakulta stavební VUT v Brně<br />
Ústav technologie stavebních hmot a dílců<br />
Veveří 331/95, 602 00 Brno<br />
tel.: 541 147 508, fax.: 541 147 502<br />
e-mail: hela.r@fce.vutbr.cz, www.fce.vutbr.cz<br />
Text článku byl posouzen odborným lektorem.<br />
20 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
R EAKTIVNÍ J E M N O Z R N Ý B E T O N D UCTAL ®<br />
REACTIVE P O W D E R CONCRETE DUCTAL ®<br />
M ARK REBENTROST, PAVEL SMÍŠEK<br />
Reaktivní jemnozrný beton (RPC) je<br />
cementový materiál tvořený cementem,<br />
pískem, křemičitým úletem a moučkou,<br />
přísadami a vodou. Ductal ® je RPC,<br />
který obsahuje velké množství ocelových<br />
nebo organických vláken. Byl vyvinut<br />
společnostmi Bouygues, Lafarge a Rhodia,<br />
přičemž firma VSL má licenci na<br />
vývoj aplikací na bázi Ductalu. Vlastnosti<br />
Ductalu jsou unikátní a umožňují projektantům<br />
navrhovat inovační mostní konstrukce,<br />
které jsou konstrukčně efektivní<br />
a zároveň zaručují vynikající odolnost<br />
vůči průniku agresivních látek.<br />
Reactive powder concrete (RPC) is a cementitious<br />
material consisting of cement,<br />
sand, silica fume, silica flour, admixture<br />
and water. Ductal ® is a RPC that contains<br />
large quantities of steel or organic<br />
fibres. It was developed by Bouygues,<br />
Lafarge and Rhodia, VSL has exclusive<br />
patent rights to develope Ductal solutions.<br />
The properties of Ductal are unique,<br />
and allow designers to create innovative<br />
bridge structures of value that are both<br />
structurally efficient and provide excellent<br />
resistance to aggressive agents.<br />
RPC může být charakterizován jako ultra<br />
vysokohodnotný beton s pevnostní v tlaku<br />
v úrovni kolem 200 Mpa (obr. 1).<br />
Takto vysoká pevnost stavěla tyto betony<br />
mimo rozsah návrhových standardů<br />
a vynutila si vývoj relevantních návrhových<br />
postupů. Výzkumu se ujala University<br />
of New South Wales ve spolupráci<br />
s VSL Austrálie s cílem vyvinout návrhový<br />
postup pro Ductal kompatibilní s australskou<br />
normou pro betonové konstrukce<br />
AS 3600. Část výzkumu zahrnovalo vyčíslení<br />
smykových pevnostních parametrů<br />
na nosnících a pevnostní testy pro určení<br />
návrhových pevností. Při vývoji bylo<br />
také přihlédnuto k extensivnímu výzkumu<br />
1<br />
materiálu provedeného ve Francii, kde<br />
původně vývoj probíhal, včetně urychlených<br />
testů na průnik chloridových iontů<br />
pro stanovení minimálních krytí a trvanlivosti.<br />
Tepelnou úpravou Ductalu se zlepšují<br />
mechanické a trvanlivostní vlastnosti,<br />
podstatně se snižuje dotvarování a zcela<br />
vyloučí následné smršťování.<br />
Současný stav RPC mostů může být<br />
charakterizován jako začátek přechodu<br />
od „výzkumných“ projektů realizovaných<br />
za účelem možnosti jejich monitoringu<br />
k cenově efektivním mostům s uvážením<br />
dlouhodobých nákladů. Významný mostní<br />
objekt ještě čeká na svou realizaci, nicméně<br />
lze očekávat, že se takový projekt<br />
objeví již v blízké budoucnosti.<br />
Prvním mostem z Ductalu je dálniční<br />
most Shepherd‘s Creek v Novém Jižním<br />
Walesu realizovaný na podzim roku 2004<br />
(obr. 2). Jedná se o jednopolový mostní<br />
objekt o rozponu 15 m se šikmostí 16 °.<br />
Nosná konstrukce se skládá ze šestnácti<br />
RPC prefabrikovaných předem předpjatých<br />
nosníků I průřezu výšky 600 mm<br />
s osovou vzdáleností 1,3 m a železobetonové<br />
monolitické desky tloušťky 170 mm<br />
uložené na RPC ztraceném bednění<br />
o rozměrech 1,1 x 2,4 m tloušťky pouze<br />
25 mm.<br />
Postup instalace je obdobný jako v případě<br />
betonových předpjatých nosníků<br />
a železobetonové desky. Nosníky mají<br />
ovšem značnou výhodu ve své hmotnosti<br />
pouze 4,2 t při délce 15,1 m (280 kg/m’).<br />
Pro srovnání při konveční alternativě by<br />
se jednalo o cca 9 t. Ztracené bednění<br />
je rovněž extrémně lehké a zaruču-<br />
22 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007<br />
2<br />
3
je vysoce trvanlivý podhled mostu. Při<br />
zatěžovací zkoušce byl naměřen průhyb<br />
nosníku 5 mm oproti teoreticky spočteným<br />
6 mm.<br />
První realizací dálniční mostní konstrukce<br />
z Ductalu v USA je z konce roku 2005<br />
projekt Wapello County, Iowa, který byl<br />
vyvinut firmou Lafarge North America<br />
(obr. 3). Délka předem předpínaných<br />
prefabrikovaných nosníků je 35,6 m.<br />
Měkká výztuž je použita pouze pro zajištění<br />
spřažení s monolitickou nabetonovanou<br />
deskou. V průřezu je použito celkem<br />
40 lan ∅ 15,2 mm napnutých na<br />
72,6 % meze kluzu.<br />
Nové materiály a nekonvenční konstrukční<br />
řešení se snadněji zavádějí v pří-<br />
Obr. 1 Pracovní diagram Ductalu<br />
Fig. 1 Ductal stress-strain diagram<br />
Obr. 2 Most Shepherd‘s Creek, zatěžovací zkouška<br />
Fig. 2. Shepherd’s Creek Bridge, load test<br />
Obr. 3 Most Wapello County, instalace RPC nosníků<br />
Fig. 3 Wapello County Bridge, RPC bridge beam being placed.<br />
Obr. 4 Lávka Sherbrooke, vizualizace<br />
prostorového příhradového nosníku<br />
Fig. 4 Sherbrooke Footbridge, space truss visualization<br />
Obr. 5 Lávka Sunyudo, typický řez<br />
Fig. 5 Sunyudo Footbridge, typical cross section<br />
padě lávek než u dálničních mostů. Toto<br />
tvrzení dokládají dálší příklady realizovaných<br />
konstrukcí.<br />
Lávka Sherbrooke, Quebec, Kanada je<br />
světově první aplikací RPC mostu (obr. 4).<br />
Nosná konstrukce se skládá z celkem<br />
šesti prefabrikovaných kontaktně betonovaných<br />
segmentů dodatečně předepnutých<br />
systémem vnitřních a vnějších kabelů.<br />
Výška průřezu je 3 m při rozpětí 60 m.<br />
Tloušťka horní desky je pouze 30 mm,<br />
šířka 3,3 m. Deska je v příčném směru<br />
ztužena dodatečně předpínanými žebry<br />
tloušťky 70 mm, v podélném směru je<br />
navržen pás, také dodatečně předepnutý.<br />
Diagonály jsou rovněž z Ductalu, který<br />
tvoří výplň ocelových trubek ∅ 150 mm<br />
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
se stěnou tloušťky 2 mm což dále zlepšuje<br />
duktilitu, pevnost v tlaku se uvažuje<br />
300 MPa.<br />
Do současnosti nejvýznamnější RPC<br />
konstrukce je lávka Sunyudo, Soul, Jižní<br />
Korea s rozponem 120 m (obr. 5). Nosnou<br />
konstrukci tvoří šest prefabrikovaných<br />
dodatečně předepnutých segmentů<br />
PI průřezu výšky 1,3 m s příčně žebrovanou<br />
deskou tloušťky 30 mm, vzdálenost<br />
žeber je 1,225 m. Tloušťka stěn průřezu<br />
je 160 mm.<br />
Další působivou realizací je například<br />
lávka Sakata-Mirai v Japonsku (obr. 6)<br />
s rozpětím 50,2 m a hmotností nosné<br />
konstrukce pouze 56 t.<br />
Jak naznačují uvedené příklady projek-<br />
Obr. 6 Lávka Sakata-Mirai<br />
Fig. 6 Sakata-Mirai Footbridge<br />
tů RPC respektive Ductal ® není prostou<br />
náhradou betonu či oceli. Je to materiál,<br />
který nabízí prostor pro inovační řešení<br />
s bezprecedentní životností.<br />
Dr. Mark Rebentrost<br />
VSL Australia Pty. Ltd., 6 Pioneer Avenue<br />
Locked Bag 102, Pennant Hills NSW 2120<br />
Thornleigh – Australia<br />
e-mail: MRebentrost@vsl-australia.com.au<br />
www.vsl.com<br />
Ing. Pavel Smíšek<br />
VSL SYSTÉMY (CZ), s.r.o.<br />
V Násypu 339/5, 152 00 Praha 5<br />
tel.: 251 091 680, fax: 251 091 699<br />
e-mail: vsl@vsl.cz, www.vsl.cz<br />
5 4<br />
6<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 23
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
B ETONOVÁNÍ V ZIMĚ Z A N Í Z K Ý C H A Z Á P O R N Ý C H TEPLOT<br />
WINTER CONCRETING<br />
J AROSLAV BEZDĚK<br />
Požadavky na betonování v zimním<br />
období vycházejí z poznatků, že při teplotách<br />
nižších než +5 °C se hydratace<br />
zpomaluje a při teplotách pod bodem<br />
mrazu se prakticky zastavuje.<br />
Demands on concreting in the winter season<br />
ensue from the knowledge that hydration<br />
gets slower under temperatures lower<br />
than +5 °C, and it practically stops under<br />
temperatures below the freezing point.<br />
Z ÁKLADNÍ CHARAKTERISTIKY<br />
ZIMNÍHO OBDOBÍ<br />
Podle dlouhodobého sledování Hydrometeorologického<br />
ústavu Praha jsou<br />
z hlediska provádění betonářských prací<br />
významné tyto údaje:<br />
• T5 průměrná denní teplota je nižší než<br />
+5 °C<br />
• T0 průměrná denní teplota je nižší než<br />
0 °C<br />
• LD ledové dny – teplota je po celé 24 h<br />
pod bodem mrazu<br />
V tabulkách 1 až 3 jsou uvedeny údaje<br />
o T5, T0 a LD (průměrný počet dnů a doba<br />
trvání) z dlouhodobého sledování<br />
v několika vybraných lokalitách.<br />
P OŽADAVKY NA TEPLOTU<br />
TRANSPORT<strong>BETONU</strong><br />
Jsou uvedeny v některých normách.<br />
ČSN 73 2400 Provádění a kontrola<br />
betonových konstrukcí<br />
Dnes už neplatná norma vycházela z československých<br />
podmínek a zkušeností.<br />
Norma stanovila, že teplota betonové<br />
směsi (čerstvého betonu) nesmí klesnout<br />
před uložením do bednění pod<br />
+10 °C a musí být taková, aby na začátku<br />
tuhnutí byla nejméně +5 °C po dobu<br />
nejméně 72 h.<br />
ČSN EN 206-1 <strong>Beton</strong> – Část 1:<br />
Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda<br />
Podle čl. 5.2.8 nesmí být teplota čerstvého<br />
betonu v době dodávání nižší než<br />
+5 °C.<br />
Česká předběžná norma ČSN P<br />
ENV 13670-1 Provádění betonových<br />
konstrukcí – Část 1: Společná<br />
ustanovení<br />
V článku 8.5.7 norma stanoví, že teplota<br />
povrchu betonu nesmí klesnout pod<br />
0 °C, dokud povrch betonu nedosáhne<br />
pevnosti v tlaku, při které může odo-<br />
Tab. 1 Průměrná denní teplota nižší než<br />
+5 °C – T5<br />
Tab. 1 Average daily temperature lower<br />
than +5 °C – T5<br />
Lokalita<br />
Počet dnů<br />
T5<br />
od do<br />
Praha<br />
– Karlov<br />
131 8. 11. 20. 3.<br />
Ostrava 135 8. 11. 24. 3.<br />
České<br />
Budějovice<br />
145 8. 11. 28. 3.<br />
Cheb 158 28. 10. 5. 4.<br />
Tab. 2 Průměrná denní teplota nižší než<br />
0 °C – T0<br />
Tab. 2 Average daily temperature lower<br />
than 0 °C – T0<br />
Lokalita<br />
Počet dnů<br />
T0<br />
od do<br />
Praha<br />
– Karlov<br />
55 18. 12. 12. 2.<br />
Ostrava 64 15. 12. 18. 2.<br />
České<br />
Budějovice<br />
72 8. 12. 19. 2.<br />
Cheb 84 3. 12. 26. 2.<br />
Tab. 3 Teplota je po 24 h pod bodem<br />
mrazu – LD<br />
Tab. 3 Temperature is below the freezing<br />
point for 24 hours – LD<br />
Lokalita Počet dnů LD<br />
Praha – Karlov 30<br />
Ostrava 35<br />
České Budějovice 33<br />
Cheb 40<br />
Obr. 1 Průměrné datum nástupu a konce<br />
zimního období I. a II. kategorie<br />
v Praze [3]<br />
Fig. 1 Average date of the start and end<br />
of a winter season of the 1 st and 2nd<br />
category in Prague [3]<br />
Obr. 2 Grafické znázornění<br />
charakteristických údajů zimního<br />
období [3]<br />
Fig. 2 Graph showing characteristic data<br />
for a winter season [3]<br />
24 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007<br />
1<br />
2
lávat mrazu bez poškození (obvykle více<br />
než 5 MPa).<br />
Obě evropské normy uvádějí teploty<br />
nižší než ČSN 73 2400 a nevytvářejí tak<br />
dobré podmínky pro betonování v zimním<br />
období v České republice.<br />
D OPORUČENÉ TEPLOTY ČERSTVÉHO<br />
<strong>BETONU</strong><br />
Při stanovení minimální teploty se vychází<br />
z těchto předpokladů:<br />
- vytváření podmínek pro dosažení požadované<br />
pevnosti betonu<br />
- vyšší teplota čerstvého betonu znamená<br />
zrychlený nárůst pevnosti<br />
- použití přísad<br />
- použití cementu s různým vývinem<br />
hydratačního tepla<br />
- způsob zateplení a ošetření betonu<br />
v konstrukci<br />
- rozdíly v povrchovém modulu u tenkostěnných<br />
a masivních konstrukcí<br />
- určitá nejistota ve vývoji nočních a denních<br />
teplot<br />
Obr. 3 Průměrný počet ledových dnů v roce<br />
[3]<br />
Fig. 3 Average number of icy days in<br />
a year [3]<br />
3<br />
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
Po celkovém zhodnocení se doporučuje:<br />
• Pro venkovní teploty vyšší než +5 °C se<br />
nepředepisují teploty čerstvého betonu.<br />
• Pro venkovní teploty -5 až +5 °C se<br />
doporučuje:<br />
Teplota čerstvého betonu<br />
- v betonárně min. +15 °C<br />
- při převzetí na stavbě min. +10 °C<br />
- po zpracování<br />
v konstrukci min. +5 °C<br />
• Pro venkovní teploty nižší než -5 °C se<br />
doporučuje:<br />
Teplota čerstvého betonu<br />
- v betonárně min. +20 °C<br />
- při převzetí na stavbě min. +15 °C<br />
- po zpracování<br />
v konstrukci min. +10 °C<br />
Z ÁSADY BETONOVÁNÍ V ZIMĚ<br />
• posoudit nutnost betonování při teplotách<br />
nižších než -5 °C<br />
• použít vyšší třídu cementu s rychlejším<br />
vývinem hydratačního tepla (CEM<br />
I 42,5 R a 52,5 R)<br />
• snížení vodního součinitele<br />
• použití urychlujících přísad<br />
• zvýšení teploty čerstvého betonu<br />
• snížení doby dopravy, manipulace<br />
a zpracování čerstvého betonu<br />
Literatura:<br />
[1] Bechyně St.: Technologie betonu,<br />
SNTL, Praha 1957<br />
[2] Bezděk J.: Wärmeverlust beim<br />
<strong>Beton</strong>transport, Bauwirtschaft 45/69<br />
[3] Bezděk J., Spěvák V.: Oblastní betonárny,<br />
SNTL, Praha 1971<br />
[4] Nedbal F.: Za betonem do Evropy.<br />
Svaz výrobců betonu ČR, III. vydání<br />
2003<br />
- zajistit, aby teplota bednění nebo zeminy,<br />
na kterou se betonuje, byla nad<br />
bodem mrazu<br />
- tepelně izolovat vybetonovanou konstrukci<br />
- prodloužit dobu ošetřování do doby, než<br />
beton dosáhne pevnosti min. 5 MPa<br />
- provedení dostatečného množství<br />
zkoušek destruktivními i nedestruktivními<br />
metodami<br />
- vést evidenci o průběhu betonářských<br />
prací včetně záznamů o teplotách vnějšího<br />
prostředí a betonu<br />
Ing. Jaroslav Bezděk, CSc.<br />
Velehradská 27, 130 00 Praha 3<br />
tel.: 222 717 250, mob.: 603 720 768<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 25
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
B ETÓN Z Á K L A D O V E J DOSKY C YKLOTRÓNOVÉHO C E N T R A<br />
S LOVENSKEJ R E P U B L I K Y, PAVILÓN J<br />
CONCRETE OF THE F O U N D A T I O N PLATE OF THE CYCLOTRON<br />
C E N T R E OF THE SLOVAK R E P U B L I C, J PAVILON<br />
I GOR HALAŠA, JÁN PULLMAN,<br />
S TANISLAV UNČÍK<br />
Článok popisuje betón, ktorý bol použitý<br />
pri betonáži základovej dosky<br />
Cyklotrónového centra Slovenskej republiky,<br />
pavilón J, a jeho vlastnosti v čerstvom<br />
a zatvrdnutom stave. Celkový<br />
objem uloženého betónu je 5 600 m 3 .<br />
This article describes concrete used in<br />
the concreting of the foundation plate<br />
of the Cyclotron Centre of the Slovak<br />
Republic, J Pavilion, and its propetries in<br />
its fresh, as well as hardened state. The<br />
total volume of the deposited concrete<br />
is 5,600 m 3 .<br />
Cyklotrónové centrum Slovenskej republiky<br />
v súčasnosti budované v Bratislave<br />
podľa projektu spracovaného v Ruskej<br />
federácii bude mať po uvedení do<br />
prevádzky nadnárodný význam. Článok<br />
popisuje betón, ktorý bol použitý pri betonáži<br />
základovej dosky a jeho vlastnosti<br />
v čerstvom a zatvrdnutom stave. Celkový<br />
objem uloženého betónu je 5 600<br />
m 3 . Realizátor sa rozhodol pre rozdelenie<br />
betonáže na osem samostatne betónovaných<br />
dilatačných celkov. Priemerný<br />
objem uloženého betónu v jednom<br />
celku predstavoval 650 m 3 a najväčšia<br />
Tab. 1 Priebeh hydratácie cementu, spojiva<br />
a kombinácie spojiva a prísad<br />
v laboratórnych podmienkach [3]<br />
Tab. 1 Process of hydratation of cement,<br />
binder and a combination of the<br />
binder and additives in laboratory<br />
conditions [3]<br />
Doba<br />
hydratácie<br />
[h/d]<br />
Meraná zmes a uvoľnené teplo [J/g]<br />
CEM I 42,5 R<br />
+ popolček, plastifikačná<br />
samotný cement + popolček<br />
a spomaľovacia prísada<br />
12/0,5 110 92 51<br />
24/1 190 160 85<br />
48/2 273 228 189<br />
72/3 316 260 237<br />
96/4 343 283 268<br />
120/5 360 300 292<br />
144/6 371 312 309<br />
168/7 380 322 323<br />
betonáž 900 m 3 . Zabetónovanie jedného<br />
dilatačného celku trvalo približne 12 h.<br />
Vzhľadom na objem ukladaného betónu<br />
a hrúbku základovej dosky, ktorá je v prevažnej<br />
časti pôdorysu 2 m, bolo rozhodnuté<br />
pre reguláciu vývoja hydratačného<br />
tepla pomocou zloženia betónu. Poveternostné<br />
podmienky počas realizácie od<br />
10. januára do 19. februára roku 2007<br />
boli vzhľadom na ročné obdobie priaznivé,<br />
napriek tomu denné teploty pod<br />
10 °C a nočné okolo 0 °C mohli predstavovať<br />
nebezpečenstvo z pohľadu vzniku<br />
veľkého teplotného rozdielu medzi povrchom<br />
a jadrom základovej dosky. Termíny<br />
betónovania boli určované na základe<br />
predpovede počasia a očakávaných minimálnych<br />
denných a nočných teplôt.<br />
P RÍPRAVA<br />
Príprava prebiehala v laboratóriu, vo<br />
výrobni betónu a samozrejme na stavbe.<br />
Betón triedy C20/25 XC1 (SK) – Cl 0,1 –<br />
Dmax 22 – S4 bol vyrábaný podľa normy<br />
STN EN 206-1/Z1. Spojivom bola kombinácia<br />
cementu CEM I 42,5 R a elektrárenského<br />
popolčeka, pričom bolo použité<br />
aj polypropylénové vlákno, superplastifikátor<br />
pre minimalizáciu množstva zámesovej<br />
vody a spomaľovacia prísada pre<br />
možnosť oddialiť tuhnutie a umožniť pri<br />
ukladaní vzájomne previbrovať jednotlivé<br />
vrstvy betónu. Uvedené vstupné suroviny<br />
boli zvolené aj na základe skúseností<br />
s ich použitím v minulosti. Údaje o priebehu<br />
uvoľňovania hydratačného tepla<br />
cementu a spojiva v laboratórnych podmienkach<br />
uvádza tabuľka 1. Vlastnosti<br />
čerstvého a zatvrdnutého betónu zistené<br />
v laboratórnych podmienkach a neskôr<br />
na stavbe sú v tabuľke 2.<br />
Z dôvodu zabezpečenia kontinuálneho<br />
zásobovania kvalitným kamenivom boli<br />
vo výrobniach kameniva vopred pripravené<br />
dostatočné množstvá jednotlivých<br />
frakcií vybrané z jadier skládok kameniva<br />
tak, aby sa zamedzilo výskytu zmrazkov,<br />
ktoré by spôsobovali brzdenie výroby<br />
a nehomogenitu vyrobeného betónu.<br />
Pre zvýšenie výkonu v zimnom období<br />
a poistenie schopnosti kontinuálne dodať<br />
požadované množstvo betónu na jednotlivé<br />
dilatačné celky boli dodávky betónu<br />
realizované z dvoch betonární s rovnakými<br />
vstupnými surovinami. Ako samozrejmé<br />
opatrenie na zabezpečenie potrebnej<br />
teploty čerstvého betónu v zimnej<br />
prevádzke bola používaná teplá zámesová<br />
voda.<br />
Stavba zabezpečila zateplenie debnenia<br />
po obvode celej základovej dosky. Projekt<br />
nepredpokladal použitie tepelnej izolácie<br />
debnenia ani povrchu uloženého betónu,<br />
zateplenie medzi jednotlivými dilatačnými<br />
celkami sa nedalo realizovať vzhľadom<br />
na ich vzájomné preväzovanie systémom<br />
špeciálnej výstuže. Limitujúcim<br />
faktorom počtu a objemu dilatačných<br />
celkov bola cena a osadzovanie dilatačnej<br />
výstuže. Keďže prakticky každá strana<br />
dilatačného celku bola inak zabezpečená<br />
proti vplyvom okolitého prostredia,<br />
bolo zaujímavé sledovať priebeh teplôt<br />
Tab. 2 Vlastnosti čerstvého a zatvrdnutého<br />
betónu [2]; [4]<br />
Tab. 2 Propeties of fresh and hardened<br />
concrete [2]; [4]<br />
Zistená hodnota<br />
Vlastnosť betónu<br />
v lab.<br />
podmienkach<br />
na stavbe<br />
Konzistencia skúškou sadnutím [mm] po 5 min. 200 210<br />
Konzistencia skúškou sadnutím [mm] po 20 min. 160* 190<br />
Konzistencia skúškou sadnutím [mm] po 12 h 60 -<br />
Teplota čerstvého betónu [°C] po 30 min. - 16<br />
Objemová hmotnosť zatvrdnutého betónu [kg/m3 ]<br />
po 28 d<br />
2300 2290<br />
Pevnosť v tlaku [MPa] po 7 d 28,0 33,5<br />
Pevnosť v tlaku [MPa] po 28 d<br />
* údaj získaný v skúšobnom laboratóriu po 30 min.<br />
41,5 47,0<br />
26 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
v betóne. Pred zabetónovaním bolo v konštrukcii jedného z dilatačných<br />
celkov umiestnených šesť snímačov teploty. Tri z nich<br />
tesne pod povrchom betónu (v rámci krycej vrstvy výstuže), dva<br />
v strede hrúbky dosky, kde boli „obalené“ vrstvou betónu minimálne<br />
1 m a posledný snímač, ktorý bol umiestnený tiež v strede<br />
hrúbky dosky, ale z jednej strany bol tesne pri dočasnom<br />
okraji konštrukcie (pri dilatácii). Zároveň bolo nainštalovaných<br />
šesť snímačov teploty, každý z nich 1 m nad povrchom betónu.<br />
Cieľom bolo zistiť teplotu vzduchu v okolí a teplotu v konštrukcii<br />
na rôznych, vopred určených miestach. Údaje boli kontinuálne<br />
zaznamenávané počas prvých sedem dní od zabetónovania.<br />
<strong>Beton</strong>áž sledovaného dilatačného celku prebiehala od rána<br />
22. januára 2007.<br />
R EALIZÁCIA<br />
Doprava čerstvého betónu bola realizovaná domiešavačmi s užitočným<br />
objemom 5, 6 a 9 m 3 . Špecifikom dopravy bolo strmé<br />
stúpanie k stavbe v úseku posledných 200 m trasy. Vzhľadom na<br />
fakt, že konzistencia betónu na stavbe bola S4 (160 až 210 mm<br />
skúškou sadnutím), domiešavače nedopravovali plný objem,<br />
ale vždy o 1 m 3 betónu menej. Z výkonnejšej betonárne jazdilo<br />
priemerne šesť domiešavačov s nákladom 8 m 3 a z menšej<br />
betonárne sa dopĺňal výkon tromi domiešavačmi s nákladom<br />
4 a 5 m 3 . Betón bol ukladaný pomocou dvoch mobilných<br />
čerpadiel s ramenom, podľa potreby 32 alebo 42 m. Pretože<br />
išlo o mimoriadne husto vystuženú konštrukciu, nedalo sa<br />
reálne zabezpečiť, aby nedochádzalo k opieraniu používaných<br />
ponorných vibrátorov o prúty výstuže. V prípade použitia normálne<br />
tuhnúceho betónu vznikla obava, že pri neustálej vibrácii<br />
novo ukladaných vrstiev vzniknú v už zavädnutom betóne miesta<br />
s nedostatočne obalenou výstužou. Tuhnutie a tvrdnutie začínalo<br />
následkom spomalenia po 12 až 18 h, a teda betón uložený<br />
na začiatku betonáže bol schopný zhutnenia ponornými vibrátormi<br />
ešte aj v tomto čase. Spomalenie umožnilo na stavbe<br />
dôkladne zhutniť všetky vrstvy uloženého betónu po celej hrúbke<br />
základovej dosky. Celý proces možno považovať za betonáž<br />
Obr. 1 Výstuž základovej dosky<br />
Fig. 1 Reinforcement of foundation plate<br />
Obr. 2 Priebeh teploty vzduchu počas prvých 7 dní od zabetónovania<br />
sledovaného bloku základovej dosky, znázornené sú spoločne<br />
údaje zo šiestich snímačov teploty<br />
Fig. 2 Air temperature diagram during the first seven days from<br />
concreting the observed block of the foundation plate;<br />
common data from six temperature sensors are presented<br />
Obr. 3 Priebeh teploty vzduchu, povrchu a „jadra“ dosky počas prvých<br />
7 dní od zabetónovania<br />
Fig. 3 Temperature diagram of the air, surface and core of the plate<br />
for the first seven days from concreting<br />
Obr. 4 Priebeh teploty v rôznych miestach pôdorysu, vždy v strede<br />
hrúbky dosky počas prvých 7 dní od zabetónovania,<br />
termočlánky 1 a 2 boli umiestnené v strede dilatačného poľa,<br />
termočlánok č. 3 na rozhraní dvoch polí<br />
Fig. 4 Air temperature diagram in various places of the plan, always<br />
in the centre of the thickness of the plate during the first<br />
seven days from concreting, thermocouples 1 and 2 were<br />
placed in the centre of the dilatation field, thermocouple 3 on<br />
the boundary of two fields<br />
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 27
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
s revibráciou, čo v kombinácii s ošetrovaním<br />
betónu, použitými prímesami a prísadami<br />
umožnilo vytvoriť masívnu betónovú<br />
dosku bez prítomnosti viditeľných<br />
trhlín z plastického zmrašťovania alebo<br />
plastického sadania betónu.<br />
Z HODNOTENIE VÝSLEDKOV<br />
Meranie hydratačného tepla uvoľneného<br />
po kontakte spojiva so zámesovou<br />
vodou preukázalo obmedzenie uvoľneného<br />
množstva a vplyv spomaľovacej prísady<br />
na oddialenie času, kedy je hydratácia<br />
najintenzívnejšia. Týmto bolo umožnené<br />
všetkému uloženému betónu tuhnúť<br />
a tvrdnúť prakticky naraz, napriek tomu,<br />
že celý objem bol vyrábaný v priebehu<br />
12 h. Potvrdenie tohto predpokladu prinieslo<br />
meranie priebehu teploty v konštrukcii<br />
v rôznych miestach, v jej jadre aj<br />
tesne pod povrchom, ako ilustrujú obrázky<br />
3 a 4. Dva snímače teploty (obr. 3)<br />
boli umiestnené vo vzájomne najbližších<br />
bodoch, kde by podľa predpokladov mali<br />
nastať extrémy z hľadiska do siahnutia<br />
maximálnej a minimálnej teploty v rovnakom<br />
čase. Cieľom tohto porovnania bolo<br />
zistiť kedy a aký maximálny rozdiel teplôt<br />
nastane v rovnakom čase v konštrukcii.<br />
Podľa [1] je kritický rozdiel teplôt 20 °C,<br />
kedy sú vytvorené predpoklady na vznik<br />
trhlín z rozdielu teplôt v konštrukcii. Maximálny<br />
zaznamenaný rozdiel bol 18,5 °C.<br />
V laboratórnych podmienkach prebiehal<br />
silný nárast uvoľneného hydratačného<br />
tepla na druhý a tretí deň. Na prelome<br />
druhého a tretieho dňa po betonáži bola<br />
aj v konštrukcii zaznamenaná maximálna<br />
teplota, 47,2 °C. Z výsledkov meraní je<br />
evidentný rozdiel v maximálnych dosiahnutých<br />
teplotách rôznych bodov v rovnakom<br />
čase. Namerané údaje ukazujú, že<br />
teplota a jej priebeh v konkrétnom bode<br />
výrazne závisia od jeho polohy a teploty<br />
okolia. Miesta na okrajoch konštrukcie<br />
vystavené ochladzovaniu od vonkajšieho<br />
prostredia dosahujú výrazne nižšie<br />
maximálne teploty v porovnaní s miestami,<br />
ktoré sú zo všetkých strán obklopené<br />
metrovou vrstvou tuhnúceho a tvrdnúceho<br />
betónu.<br />
Na obrázku 4 sú uvedené teploty<br />
z troch rôznych miest vždy v strede<br />
výšky konštrukcie. „Termočlánok 1“<br />
a „Termočlánok 2“ predstavujú merania<br />
v bodoch, ktoré sú zo všetkých strán<br />
obklopené vrstvou betónu s hrúbkou<br />
1 m. „Termočlánok 3“ zaznamenával<br />
priebeh teploty v bode, ktorý bol z jednej<br />
strany ochladzovaný teplotou vzduchu.<br />
Umiestnený bol na okraji budúcej dilatácie.<br />
Po zabetónovaní vedľajšieho dilatačného<br />
celku sa v tomto bode prejavil nový<br />
nárast teploty v čase, keď sa okolitý (skôr<br />
uložený) betón už ochladzoval.<br />
Z ÁVER<br />
Detailná príprava zloženia betónu, príprava<br />
betonárne a stavby podľa aktuálnych<br />
poveternostných podmienok má<br />
význam z hľadiska účinnej regulácie výšky<br />
a tiež priebehu teplôt v konštrukcii. Ukladanie<br />
a zhutňovanie betónu prebiehalo<br />
podľa predpokladov, merania teploty na<br />
povrchu konštrukcie a v strede jej hrúbky<br />
preukázali, že priebeh teploty bol v rámci<br />
teoretických predpokladov. Zvolené zloženie<br />
betónu v kombinácii s jeho vystužením<br />
zabezpečilo dostatočnú ochranu<br />
pred tvorbou trhlín, ktoré by mohli byť<br />
spôsobené napätiami z rozdielu teplôt<br />
medzi rôznymi miestami v konštrukcii.<br />
Na základe prípravy v skúšobnom laboratóriu<br />
je možné pomerne presne predpokladať,<br />
ako bude prebiehať hydratácia<br />
spojiva a teda aj vývoj uvoľneného tepla,<br />
Literatúra:<br />
[1] Neville A. M.: Properties of concrete,<br />
Fourth edition, Longman, London<br />
1997<br />
[2] BetónRacio, s. r. o., Protokoly<br />
č. B 2007/0555 a B 2007/0386,<br />
Trnava 16. 2. 2007 a 13. 1. 2007<br />
[3] Považská cementáreň, a. s., Protokol<br />
o uvoľnenom hydratačnom teple<br />
skúšaných zmesí<br />
[4] BetónRacio, s. r. o., Protokol o miešani<br />
v skúšobnom laboratóriu, zakázka<br />
č. 11/06/173, prímacie číslo betónu<br />
2006/927 a 2006/928<br />
čo predstavuje prínosnú informáciu z pohľadu<br />
ošetrovania betónovej konštrukcie<br />
a nadväzujúcich činností v rámci pokračujúcej<br />
výstavby objektu. Nezanedbateľným<br />
prínosom je tiež overenie vplyvu použitej<br />
spomaľovacej prísady na priebeh hydratácie<br />
spojivovej zmesi, porovnanie nameraných<br />
údajov s teoretickými predpokladmi<br />
a priebehom tuhnutia či uvoľňovania<br />
tepla z hydratácie betónu, ktorý je uložený<br />
v konštrukcii.<br />
Ing. Igor Halaša<br />
BetónRacio, s. r. o.<br />
Skladová 2, 917 00 Trnava<br />
Slovenská republika<br />
tel.: +421 335 531 531<br />
e-mail: halasa@betonracio.sk, www.betonracio.sk<br />
Ing. Ján Pullman<br />
ALAS Slovakia, s. r. o.<br />
Polianky 23, 841 01 Bratislava<br />
Slovenská republika<br />
e-mail: j.pullman@alas.sk<br />
Doc. Ing. Stanislav Unčík, PhD.<br />
Stavebná fakulta STU Bratislava<br />
VI. PUTEOLSKÝ PRÁŠKOVITÝ PÍSEK<br />
Existuje také jeden druh práškovitého písku, který vytváří přirozeným způsobem podivuhodné věci. Vyskytuje se v krajích u Bají<br />
na území městeček ležících okolo hory Vesuvu. Tento práškovitý písek, smíšen s vápnem s kusovým kamenem, dodává pevnosti<br />
nejen stavbám vůbec, ale dokonce s jeho pomocí tvrdnou pod vodou i hráze stavěné v moři. Děje se to zřejmě z důvodů, že<br />
pod těmi horami jsou rozžhavené kusy půdy i mnohé prameny, což by se nedělo, kdyby v hlubinách pod nimi nebyly velké ohnivé<br />
zdroje hořící síry, kamence nebo zemní smoly. Jestliže tedy tři uvedené látky, které oheň svým působením učinil zcela stejným<br />
způsobem pórovitými, utvoří jednotnou směs, stmelují se dohromady, když do sebe nabraly náhle tekutinu, přičemž účinkem<br />
vlhkosti rychle tvrdnou a zpevňují se v celek, takže ani vlnobití, ani síla vody je nemůže od sebe oddělit...<br />
... Aby tyto věci nebyly neznámy těm, kdo provádějí nějakou stavbu, podal jsem, pokud mé vědomosti stačily, výklad o materiálu<br />
nezbytném při provádění staveb, o uspořádání základních živlů, v němž je tento materiál od přírody stejně složen, jakož i o tom,<br />
jaké přednosti a nedostatky mají jeho jednotlivé druhy. Kdo se tedy dovede řídit údaji tohoto pojednání, bude mít ve věci větší<br />
rozhled a bude si moci při stavebních pracích vybrat správné použití jednotlivých druhů materiálu…<br />
Marcuc Vitruvius Pollio, Deset knih o architektuře, Kniha druhá<br />
28 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
M ATERIÁLY A <strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
MATERIALS AND <strong>TECHNOLOGIE</strong>S<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 29
S ANACE<br />
REHABILITATION<br />
O C H R A N A B E T O N U V OBLASTI ODPADNÍ A PITNÉ VODY<br />
THE P R O T E C T I O N OF A CONCRETE I N THE AREA<br />
OF WASTE- AND P O T A B L E WATER<br />
T OMÁŠ PLICKA<br />
Cílem článku je shrnout a popsat požadavky<br />
na ochranné systémy v trvalém<br />
styku s odpadní a pitnou vodou a představit<br />
ochranné systémy, které uvedeným<br />
požadavkům s technickou rezervou<br />
spolehlivě vyhoví.<br />
This paper is aimed to sum up and describe<br />
requirements for protection sytems in<br />
permanent contact with waste-, as well<br />
as potable water. It further seeks to<br />
introduce protection systems which will<br />
reliably meet the above demands while<br />
maintaining a technical reserve.<br />
<strong>Beton</strong> je bezpochyby stavební materiál<br />
minulého a také tohoto století. Má vysokou<br />
životnost, je snadno k dispozici, lehce<br />
se tvaruje a je především cenově výhodný.<br />
70 % poválečných staveb je postaveno<br />
z betonu. Také u stavebních konstrukcí<br />
v oblasti pitné a odpadní vody je beton<br />
nejvíce používaný stavební materiál, bez<br />
kterého by nebylo možné zkonstruovat<br />
čistírny odpadních vod (ČOV) či úpravny<br />
pitné vody tak, jak je známe dnes.<br />
J AK DOCHÁZÍ K POŠKOZENÍ<br />
<strong>BETONU</strong>?<br />
Vysoká úroveň technologií a šetření s vodou,<br />
stejně jako nové metody přípravy<br />
pitné vody a úpravy odpadní vody mají na<br />
odolnost betonu v ČOV stále vyšší požadavky.<br />
<strong>Beton</strong> je sice mechanicky a teplotně<br />
velmi odolný, jako alkalický materiál<br />
však vykazuje slabiny při chemickém<br />
působení kyselin. Kritickou hranicí pro<br />
samotný nechráněný beton je hodnota<br />
pH-faktoru prostředí rovná 5.<br />
Odpadní voda, která je přiváděna s pH<br />
6,5 až 7, nepůsobí na beton zprvu vůbec<br />
negativně. Tzn. že primární působení<br />
samotnou odpadní vodou neexistuje.<br />
V průběhu různých stupňů čištění a odkalovacích<br />
fází však může v závislosti na<br />
koncentraci škodlivých látek resp. biologických<br />
procesů vzniknout sekundární<br />
působení, které beton silně nebo dokonce<br />
velmi silně napadne.<br />
U splaškové vody z domácností se v biologickém<br />
stupni čištění mění organické<br />
látky na biomasu a odštěpuje se oxid<br />
uhličitý CO 2 a sirovodík H 2S. CO 2 je plyn,<br />
který se v naší atmosféře vyskytuje přirozeně<br />
v celkovém objemu podílem cca<br />
0,03 % a je iniciátorem obávané karbonatace<br />
betonu. V téměř nasyceném vlhkém<br />
prostředí ČOV k procesu karbonatace<br />
však nedochází.<br />
Sirovodík je také plyn málo agresivně<br />
působící na beton, je však vysoce<br />
jedovatý a způsobuje velmi nepříjemný<br />
zápach. O zápachu hovoříme při hodnotě<br />
0,1 ppm (parts per million), od 1 do<br />
10 ppm je již zápach vnímán jako nepříjemný.<br />
Při koncentraci 0,1 % objemu se<br />
u člověka dostaví křeče a bezvědomí<br />
a již po několika minutách působení pak<br />
dochází dokonce k ohrožení života.<br />
Aby došlo k potlačení nepříjemných<br />
a nebezpečných působení sirovodíku,<br />
je nutné v mnoha případech zakrýt<br />
nebo uzavřít určité stupně čištění. Z důvodu<br />
této stavební změny vznikají zpravidla<br />
při nedostatečné ventilaci nad hladinou<br />
v tzv. „plynojemu“ velmi rychle<br />
sekundární biologické procesy, při kterých<br />
dojde mikrobakteriální oxidací thiobakterií<br />
k chemické přeměně koncentrovaného<br />
sirovodíku H 2S na kyselinu sírovou<br />
H 2SO 4. Tím může již po několika měsících<br />
dosáhnout prostředí pH 1 až 2,5.<br />
Biogenní kyselina sírová je vysoce agresivní<br />
vůči betonu, protože na něj útočí<br />
hned dvěma způsoby:<br />
• je narušena matrice cementu,<br />
• uvnitř v betonu vzniká sádra jako produkt<br />
chemické reakce.<br />
Krystaly sádry mají větší velikost, dochází<br />
k rozpínání a vnitřnímu roztrhání betonu.<br />
Tento jev se svým typickým obrazem<br />
trhlin umožňuje škodlivé kyselině proniknout<br />
ještě hlouběji do betonu, a tím se<br />
urychluje průběh vzniku škod.<br />
O CHRANA POVRCHU PŘED<br />
PŮSOBENÍM KYSELINY<br />
Nechráněný beton je v tomto prostředí<br />
velmi rychle poškozen. Které materiály<br />
jsou ale vhodné pro preventivní ochranu<br />
betonu tak, aby spolehlivě a dlouhodobě<br />
působily v prostředí pH 1?<br />
Organické materiály pro povrchovou<br />
úpravu, jako epoxidové a polyuretanové<br />
pryskyřice, jsou účinné ve spojení s pod-<br />
kladem jako povrchová ochrana betonu,<br />
v trvale mokrém prostředí ČOV však<br />
podle nejnovějších průzkumů mají značné<br />
nevýhody. Organické povrchové úpravy<br />
nejsou paropropustné a mohou podle<br />
nejnovějšího sledování při provlhnutí ze<br />
zadní strany, u zpravidla v zemi zapuštěných<br />
nádrží, ztratit přilnavost k podkladu,<br />
přestat těsnit, tvořit puchýře a sloupat<br />
se ve velkých plochách. Zkušenosti<br />
s tímto fenoménem jsou známy z mnohých<br />
objektů.<br />
Kromě toho dochází osmotickými procesy<br />
(snaha o vyrovnání koncentrace<br />
kapaliny v obsahu nádrže s vodou obsaženou<br />
v pórech betonu) k osmotickým<br />
tlakům, které také mohou za určitý čas<br />
uvolnit spojení organické povrchové vrstvy<br />
s podkladem, a tím vést k vytvoření<br />
puchýřů a porušení ochrany povrchu<br />
konstrukce.<br />
Pro sanaci betonu u vodních děl již<br />
dlouhou dobu vylučuje v Německu platná<br />
směrnice (ZTV-W pracovní list č. 219,<br />
pro stavby, které jsou neustále ve styku<br />
s vodou) použití organických umělých<br />
hmot. U veřejných vodohospodářských<br />
staveb platí podobné principy. Dalším<br />
výrazným nedostatkem organických<br />
povrchových úprav je jejich pouze omezená<br />
mechanická odolnost. Poškození<br />
jejich povrchu vede zanedlouho ke ztrátě<br />
účinku celé povrchové ochrany.<br />
Difúzní minerální systémy<br />
Schopnost prostupu vodních par u minerálních<br />
ochranných systémů na bázi<br />
cementů bez trikalciumaluminátu C 3A<br />
zaručuje dlouhodobé spojení s betonovým<br />
podkladem tak, že při řádně provedené<br />
aplikaci může docházet k difúzi vodních<br />
par, které se pak nestávají příčinou<br />
následných škod. Tyto systémy mohou<br />
být s velkou účinností použity u stavebních<br />
konstrukcí ČOV.<br />
Pokud hledáme systém, který je paropropustný<br />
a zároveň je odolný velmi<br />
kyselému prostředí (< pH 3,5), pak se<br />
v částech ČOV s takovým vysokým stupněm<br />
kyselosti již více než jedno desetiletí<br />
osvědčuje polymersilikátová malta. Zde<br />
se jedná o čistě minerální, anorganické,<br />
paropropustné ochranné systémy zcela<br />
30 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
ez obsahu cementu, u kterých amorfní<br />
silikátový gel tvoří neprostupnou a kyselině<br />
odolnou pevnou matrici, která vytváří<br />
dlouhodobé spojení s betonem. Tyto systémy<br />
jsou na rozdíl od systému organických<br />
na bázi umělých hmot vysoce odolné<br />
proti mechanickému zatížení. Polymersilikáty,<br />
také označované jako alkalisilikáty,<br />
mají dobrou tvarovou a objemovou<br />
stálost. Jsou fyziologicky nezávadné,<br />
odolné vysokým teplotám a prokazují<br />
i vysokou odolnost proti mrazu a působení<br />
rozmrazovacích solí.<br />
Zpracování polymersilikátových<br />
systémů<br />
Polymersilikátový systém Konusit KK 10<br />
společnosti MC-Bauchemie se skládá<br />
ze základní práškové složky a záměso-<br />
vé tekutiny, které se v daném hmotnostním<br />
poměru vzájemně smísí a poté se<br />
ochranný systém aplikuje na připravený<br />
betonový podklad strojním nástřikem<br />
nebo v případě malých ploch také ručně.<br />
Podklad přitom může být i vlhký. Důležité<br />
však je, aby byla dosažena požadovaná<br />
tloušťka vrstvy minimálně 8 mm, a tím<br />
byla docílena patřičná odolnost systému<br />
vůči zmíněným kyselinám. Po celkovém<br />
vytvrdnutí (sedm dnů) může být ochranný<br />
systém neomezeně zatěžován.<br />
Zprávy včetně monitoringových studií<br />
o praktickém použití v ČOV po dobu<br />
déle než deseti let jednoznačně potvrzují<br />
způsob působení tohoto velmi trvanlivého<br />
ochranného systému. Zrychlené<br />
cyklické pokusy ukázaly, že při bezchybném<br />
zpracování je polymersilikát Konusit<br />
KK 10 schopný odolávat několik dese-<br />
Obr. 1 Pohled<br />
na ČOV<br />
Fig. 1 View of<br />
a wastewater<br />
treatment plant<br />
Obr. 2 Zásobník<br />
pitné vody<br />
Fig. 2 Potable<br />
water reservoir<br />
Obr. 3 Aplikace<br />
ochranného systému<br />
Fig. 3 Protection<br />
system appliaction<br />
Obr. 4 SSBK<br />
– sanační materiál<br />
roku 2006<br />
Fig. 4 SSBK<br />
– reconstruction<br />
material of the year<br />
2006<br />
S ANACE<br />
REHABILITATION<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 31
S ANACE<br />
REHABILITATION<br />
tiletí působení kyseliny sírové s hodnotou<br />
pH 1. Tento výsledek je potvrzen kontrolními<br />
testy nezávislých institutů.<br />
Již mnoho let je budován celosvětový,<br />
licencovaný systém distribuce produktu<br />
Konusit KK 10. Řada odborných prováděcích<br />
firem v Německu má již zkušenosti<br />
se zpracováním a technologií polymersilikátů.<br />
Firmy jsou intenzivně školeny<br />
v aplikacích technologií polymersilikátů<br />
a každoročně dále proškolovány a seznamovány<br />
s výsledky výzkumu rychle se<br />
rozvíjejícího oboru. Tím je zaručeno, aby<br />
byla tato speciální povrchová ochrana se<br />
svými trvalými účinky aplikována odborně.<br />
Stejnou cestou chceme postupovat<br />
také v ČR.<br />
N ÁKLADY NA DODATEČNOU<br />
OCHRANU <strong>BETONU</strong><br />
Pokud si uvědomíme způsobené škody,<br />
a tím vzniklé náklady pro sanaci betonu,<br />
potom se investice do dlouhodobé<br />
ochrany betonu více než vyplatí. U zakrytých<br />
částí ČOV nemusí být ochráněna celá<br />
vnitřní plocha nádrží, nýbrž pouze prostor,<br />
ve kterém se shromažďuje plyn včetně<br />
pásma změny výšky hladiny. Náklady na<br />
polymersilikáty odpovídají, vztaženo na<br />
stavbu nové ČOV, cca 0,5 až 1 % z celkových<br />
investičních nákladů.<br />
Dodatečná aplikace ochranných systémů<br />
je zpravidla spojená s dalšími náklady,<br />
které značně přesahují vlastní sanační<br />
opatření, např. vyřazení nádrží z provozu<br />
resp. nákladné přečerpávaní či přeložky<br />
přítoku odpadních vod do jiných ČOV.<br />
O CHRANA OTEVŘENÝCH NÁDRŽÍ<br />
NA ČOV<br />
Pro ochranu betonu u otevřených nádrží<br />
ČOV, u kterých dochází kromě působení<br />
splaškové vody také k termickým vlivům<br />
(změny teplot v průběhu roku) a k vzniku<br />
biologického porostu v místech přechodu<br />
a změny výšky hladiny, mohou být použity<br />
vysoce těsné a podle DIN 4030 silnému<br />
působení odolné (do pH 3,5) modifikované<br />
cementové malty jako např. systémy<br />
MC-RIM. Tyto ochranné systémy<br />
jsou také koncipovány na bázi cementů<br />
bez C 3A, a jsou tím pádem odolné vůči<br />
sulfátům. Před samotnou aplikací ochranných<br />
systémů je potřeba při opravě stávajících<br />
objektů provést také samotnou<br />
reprofilaci konstrukce. I zde se jeví jako<br />
výhodné použití správkových malt na<br />
bázi cementů bez C 3A, které jsou odolné<br />
proti síranům obsaženým v kontami-<br />
Vlastnost ochranného systému<br />
Požadovaná<br />
hodnota<br />
ekvivaletní vodní součinitel ≤ 0,50<br />
pórovitost čerstvé malty [objem. %] ≤ 5<br />
celková pórovitost [objem. %]<br />
po 28 dnech<br />
po 90 dnech<br />
novaném podkladním betonu. MC-RIM<br />
je tak ucelený sanační systém pro potřeby<br />
sanací v oblasti vodního odpadového<br />
hospodářství.<br />
O BLAST PITNÉ VODY<br />
Proč je lepší silná než tenká ochranná<br />
vrstva?<br />
Tenkovrstvé minerální ochranné šlemy<br />
používané v oblasti pitné vody, v cementově<br />
šedé, bílé nebo modré barvě, se<br />
aplikují v rozsahu tloušťek vrstev od 1 do<br />
max. 3 mm. Složení těchto stavebních<br />
látek je velmi jemné, skládají se především<br />
z pojiva a částic kameniva frakce 0,1<br />
až 0,3 mm. V odborném žargonu jsou<br />
produkty tohoto typu označovány také<br />
jako „materiál jednoho zrna“ (frakce plniva<br />
má téměř shodnou velikost). Protože<br />
s jednou frakcí nelze vytvořit plynulou<br />
křivku zrnitosti kameniva, je z technologického<br />
hlediska výroby betonu nemožné<br />
vytvořit dostatečně těsnou matrici<br />
ochranné malty. S tím je spojená zvýšená<br />
pórovitost, zhoršená těsnost a také<br />
zhoršená odolnost proti procesům hydrolýzy<br />
a vyluhování. Vysoké podíly organických<br />
částic a také ke zpracování potřebná<br />
množství vody a cementu urychlují<br />
v uvedených produktech popsané procesy.<br />
Je nutné si uvědomit, že 1 až 3 mm<br />
tenké vrstvy s existujícím snižováním její<br />
tloušťky jednoduše způsobené provozem<br />
nebo v průběhu čištění agresivními<br />
čistícími prostředky, nemohou vytvořit<br />
dlouhodobou záruku ochrany.<br />
Platná vyhláška MZ ČR č. 409/2005<br />
Sb. schvaluje ochranné systémy pro trvalý<br />
styk s pitnou vodou pouze z hlediska<br />
možných výluhů a vztahu ke kvalitě<br />
pitné vody. Vyhláška však nijak technicky<br />
neřeší požadavky na ochranné systémy<br />
pro styk s pitnou vodou. V rámci<br />
států EU byly tyto požadavky formulovány,<br />
např. stav v sousedním Německu je<br />
patrný z tab. 1.<br />
Ochranný systém MC-RIM se oproti<br />
tomu skládá z exaktně nastavené křivky<br />
zrnitosti (plnivo má různorodou velikost<br />
frakce), která dosahuje až ultra jemných<br />
oblastí. Díky vybraným surovinám<br />
je dosažena vysoká minerální reaktivita,<br />
která vede k rychlé stavbě husté a těsné<br />
matrice. Tím je dosaženo velmi nízké<br />
pórovitosti a vysoké odolnosti malty vůči<br />
procesům hydrolýzy. Přípustné mezní<br />
hodnoty uvedené v tabulce jsou při vodním<br />
součiniteli 0,38, pórovitosti čerstvé<br />
malty 3,5 %, celkovém objemu pórů po<br />
28 dnech 4,5 %, celkovém objemu pórů<br />
po 90 dnech 4,6 %, pevnosti v tlaku<br />
54 MPa a při odtrhové pevnosti od podkladu<br />
> 2,5 MPa výrazně podkročeny.<br />
MC-RIM je odolný dle DIN EN 206 vysoce<br />
agresivním vodám v oblasti pH 3,5<br />
až 14 a splňuje veškeré požadavky ČSN<br />
EN 1508 (Vodárenství – Požadavky na<br />
systémy a součásti pro akumulaci vody).<br />
Při procesu hydratace a tvrdnutí nejen,<br />
že se brzy v prvotní fázi vytváří reaktivní<br />
gel, ale také se vyvolává dlouhodobě cílený<br />
kryptokrystalický růstový proces, který<br />
ultra jemné póry dodatečně uzavře a zatěsní.<br />
Tím se docílí extrémně nízké pórovitosti,<br />
zvýšené těsnosti a také výborného<br />
chování ve styku s pitnou vodou v oblasti<br />
hydrolýzy a vyluhování.<br />
Díky progresivnímu kryptokrystalickému<br />
minerálnímu systému se zvyšuje těsnost<br />
a odolnost v průběhu užívání, a je<br />
tak zajištěna výborná dlouhodobá ochrana<br />
stavebních konstrukcí v oblasti pitné<br />
vody.<br />
Z ÁVĚREM<br />
Ochranný systém MC-RIM byl jako univerzálně<br />
použitelný ochranný systém pro<br />
oblast odpadní a pitné vody vyhlášen<br />
Sanačním materiálem roku 2006 v oboru<br />
vodohospodářských a hydrotechnických<br />
staveb na letošním sympóziu SSBK.<br />
Ing. Tomáš Plicka<br />
MC-Bauchemie, s. r. o.<br />
Skandinávská 990, 267 53 Žebrák<br />
tel: 311 545 155, fax: 311 537 118<br />
e-mail: tomas.plicka@mc-bauchemie.cz<br />
www.mc-bauchemie.cz<br />
32 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007<br />
≤ 12<br />
≤ 10<br />
pevnost v tlaku [MPa] ≥ 45<br />
odtrhová pevnost [MPa]<br />
střední hodnota ≥ 1,5<br />
Tab. 1 Příklad požadavků na ochranné<br />
systémy pro styk s pitnou vodou,<br />
Německo<br />
Tab. 1 Example of requirements for<br />
protection systems in contact with<br />
potable water, Germany
N OVÉ MOSTNÍ SVODIDLO<br />
Ani osobní automobil jedoucí rychlostí 100 km/h, ani těžké nákladní<br />
vozidlo jedoucí rychlostí 80 km/h neprorazily nové mostní svodidlo<br />
zkoušené v posledních srpnových dnech na bývalém letišti u obce<br />
Kámen na zkušebním polygonu podniku TAZUS Praha (obr. 1 a 2).<br />
Svodidlo je určeno pro použití na dálničních a silničních mostech a mimoúrovňových<br />
křižovatkách.<br />
Tým, pracující na vývoji svodidla, získal na základě řady výpočtů<br />
a zkoušek dostatek podkladů, které umožnily upřesnit potřebné parametry.<br />
Posledním a zároveň nejtěžším testem svodidel byly nárazové<br />
zkoušky.<br />
„Abychom mohli vůbec zkoušku uskutečnit, bylo nutné vybudovat<br />
mostní římsu, na kterou jsme svodidlo ukotvili. Samotná zkouška<br />
proběhla tak, že do svodidla nejprve narazilo osobní vozidlo rychlostí<br />
100 km/h pod úhlem nájezdu 20°. Po něm následoval náraz nákladního<br />
vozu rychlostí 80 km/h pod stejným úhlem. Automobily pro tuto<br />
zkoušku speciálně upravila a vybavila dálkovým řízením společnost<br />
TAZUS Praha. Zkouška kotveného svodidla proběhla úspěšně a ani<br />
naměřené hodnoty snímané v narážejících vozidlech nepřekročily<br />
mezní hodnoty pro ochranu přepravovaných osob,“ uvedl koordinátor<br />
projektu Jaroslav Doubrava ze společnosti Skanska Prefa.<br />
Kotvené betonové svodidlo na českém stavebním trhu dosud chybělo.<br />
Hlavním cílem projektu byla příprava nového svodidla pro silniční<br />
stavby s vyššími bezpečnostními parametry, které bude podstatně<br />
lépe odpovídat současným potřebám a realitě na našich komunikacích.<br />
Vývoj svodidla trval necelý rok a v jeho průběhu konstrukce,<br />
jejímž vzorem byla svodidla použitá na Pražské radiále u Pisáreckého<br />
tunelu v Brně, prošla zásadními změnami. Svodidlo s označením<br />
MKS 07 čeká ještě schvalovací proces na Ministerstvu dopravy ČR,<br />
po jehož ukončení může být používáno na pozemních komunikacích.<br />
Jeho využití bude přitom znamenat určité úspory materiálu při stavbě<br />
mostních konstrukcí.<br />
Laik nebude pod kusem betonu s ukotvením vidět, jak složitý inženýrský<br />
úkol tento projekt představoval.<br />
Z tiskové zprávy společnosti Skanska Prefa, redakčně zkráceno<br />
Obr. 1 Náraz nákladního automobilu jedoucího rychlostí 80 km/h<br />
do zkoušeného betonového svodidla<br />
Obr. 2 Měření rozsahu a hloubky poškození zkoušeného betonového svodidla<br />
po nárazu nákladního automobilu<br />
1<br />
2<br />
síla<br />
zkušenosti<br />
Mott MacDonald Ltd.<br />
je jedna z nejvtších svtových<br />
multi-disciplinárních projektov<br />
inženýrských konzultaních<br />
spoleností<br />
Mott MacDonald Praha, s.r.o. je eská poboka<br />
mezinárodní spolenosti Mott MacDonald Ltd.<br />
Naše organizace poskytuje služby v mnoha<br />
oblastech inženýrského poradenství a projektového<br />
managementu. Jedná se o poradenské služby,<br />
zpracování studií ekonomického hodnocení, zpracování<br />
a posuzování všech stup projektové dokumentace,<br />
ízení a supervize projekt.<br />
Tyto innosti zajišujeme v tchto oblastech:<br />
Silnice a dálnice<br />
Železnice<br />
Mosty a inženýrské konstrukce<br />
Tunely a podzemní stavby<br />
Vodní hospodáství<br />
Životní prostedí<br />
Geodetické práce<br />
Gracké aplikace<br />
Inženýring a konzultaní innost<br />
Kontakt:<br />
Mott MacDonald Praha, spol. s r.o.<br />
Ing. Jií Petrák<br />
Národní 15, 110 00 Praha 1<br />
tel.: +420 221 412 800, fax: +420 221 412 810<br />
www.mottmac.cz, e-mail: mottmac@mottmac.cz
S OFTWARE<br />
SOFTWARE<br />
S TATICKÉ V Ý P O Č T Y A NAVRHOVÁNÍ SPOJITÝCH NOSNÍKŮ<br />
STATIC ANALYSIS AND DESIGN OF CONTINOUS B E A M S<br />
L IBOR ŠVEJDA<br />
Jednou ze základních úloh statiky<br />
pozemních konstrukcí je návrh spojitého<br />
nosníku. Elementární důležitost, četnost<br />
a možná variabilita těchto velmi častých<br />
konstrukčních dílců si s ohledem<br />
na produktivitu a současně nezbytnou<br />
spolehlivost návrhu vyžadují optimální<br />
softwarovou podporu. Důležité je přitom<br />
nejen maximálně efektivní zpracování<br />
rutinních návrhů běžných dílců, ale<br />
i možnost detailního vyšetření složitých,<br />
vysoce namáhaných spojitých nosníků.<br />
Společnost RIB uvádí na stavební trh<br />
software nové generace RTbalken na statické<br />
výpočty a navrhování spojitých železobetonových,<br />
popř. i předpjatých nosníků.<br />
RTbalken navazuje na svého úspěšného<br />
předchůdce BALKEN a současně interně<br />
využívá progresivní technologie nelineárních<br />
výpočtů FEM TRIMAS, osvědčených<br />
návrhových algoritmů RTfermo a interaktivních<br />
výkresů výztuže ZAC.<br />
One of the basic tasks of a static analysis<br />
of buildings is the design of a continous<br />
beam. Considering productivity and at<br />
the same time necessary design reliability,<br />
the essential importance, the frequency<br />
and the possible variability of these<br />
common construction units call for an<br />
optimal software assistance. In this case<br />
not only an efficient dealing with a routine<br />
design of common components but<br />
also a possibility of detailed analysis of<br />
complex and highly stressed continous<br />
beams are important.<br />
The company RIB introduces to the<br />
construction market new generation<br />
software RTbalken for static analysis<br />
and design of steel concrete, eventually<br />
prestressed continous beams. RTbalken<br />
bases on its successful predecessor RIB<br />
BALKEN and uses simultaneously for its<br />
internal procedures a progressive nonlinear<br />
FEM technology of TRIMAS, competent<br />
design algorithms of RTfermo an<br />
interactive reinforcement design of ZAC.<br />
Ř EŠENÍ PRO BĚŽNÉ I NÁROČNÉ<br />
KONSTRUKCE<br />
RTbalken je výkonný software na běžné<br />
i komplexní statické výpočty (interně<br />
metodou konečných prvků) a navrhování<br />
spojitých železobetonových, volitelně<br />
předpjatých nosníků. Pro zadaný nosník<br />
s možnými náběhovými oblastmi, skokovými<br />
změnami průřezů, s ozuby a příčnými<br />
prostupy, se pro popsané zatěžovací<br />
stavy a nastavenou redistribuci ohybových<br />
momentů stanovují obálky kombinovaných<br />
vnitřních účinků a deformace.<br />
Dle zvolené normy EC2-1, DIN 1045-1<br />
nebo ÖNorm B4700 bezprostředně<br />
následují automatizované návrhy nutné<br />
výztuže na rovinný ohyb s normálovou<br />
silou, posouvající síly a kroutící momenty<br />
(MSÚ), nutné výztuže na omezení<br />
šířky trhlin, omezení napětí, omezení průhybů<br />
a vykrytí tahových sil (MSP). Dále<br />
je možné detailně vyhodnocovat vnitřní<br />
Obr. 1 Základní panel programu RIB<br />
RTbalken<br />
Fig. 1 The main dialog of RTbalken<br />
Obr. 2 Definice zatěžovacích stavů<br />
a zatížení<br />
Fig. 2 The definition of load cases and<br />
loads<br />
účinky v důsledku vystrojení konstrukce,<br />
jednotlivých proměnných zatížení, sněhu,<br />
větru, teploty a poklesů podpor.<br />
Možnosti výpočtu a návrhů lze volitelně<br />
rozšířit v RTbalken EXPERT o předpjaté<br />
spojité nosníky pozemních staveb.<br />
34 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
Všestranný výpočetní model<br />
V RTbalken, resp. RTbalken EXPERT lze<br />
modelovat, počítat a navrhovat nosníky<br />
s následujícími vlastnostmi:<br />
• krakorce, prosté nebo spojité nosníky<br />
• náběhové oblasti v podélném směru,<br />
skokové změny průřezů, poddajná<br />
vetknutí<br />
• železobeton, vysokopevnostní betony,<br />
betony vlastní definice, resp. předpjatý<br />
beton<br />
• momentové klouby (Gerberův nosník)<br />
• parametrizované, běžné stavební průřezy:<br />
obdélník, deska, T / převrácené T,<br />
průřez I a I s příčnými náběhy u horní<br />
a dolní pásnice a s proměnnou tloušťkou<br />
stojiny<br />
• ozuby, obdélníkové a kruhové příčné<br />
prostupy nosníkem<br />
Aplikované návrhové normy<br />
a předpisy<br />
V RTbalken se dle volby uživatele zohledňují<br />
požadavky různých norem a předpisů.<br />
K těmto např. patří:<br />
• EC2-1, DIN 1045-1 a ÖNorm B4700<br />
• nelineární výpočet průhybů dle EC 2 5.7 (4)P<br />
– „pod vojné účtování“, resp. DIN 1045–1,<br />
8.5.1 (3), (5)<br />
• sešit 399 a sešit 525 DAfStb<br />
Zatížení a automatizované návrhové<br />
kombinace<br />
Zatížení v zatěžovacích stavech lze zadávat<br />
nezávisle na rozpětí polí nosníku a zařazovat<br />
do skupin účinků, které tak zaručují<br />
automatické sestavení všech návrhových<br />
účinků. K dispozici jsou následující<br />
typy zatížení:<br />
• rovnoměrná, trojúhelníková a lichoběžníková<br />
spojitá zatížení včetně kroutících<br />
momentů na jednotlivá pole nebo<br />
libovolné úseky nosníku nezávisle na<br />
polích<br />
• automatická rozdělení spojitého, proměnného<br />
(užitného) zatížení po polích<br />
nosníku<br />
• osamělá zatížení kdekoliv na nosníku:<br />
F x, F z, M x a M y<br />
• teplotní zatížení a poklesy podpor<br />
• modifikace kombinací pro nelineární<br />
výpočet<br />
• přenos zatížení do a z jiných výpočtů<br />
Výkonné výpočetní jádro FEM<br />
Pro výpočet deformací, vnitřních účinků<br />
a jejich kombinací se interně využívá<br />
moderní výpočetní jádro MKP RIB TRI-<br />
MAS, které mj. poskytuje realistický, neli-<br />
neární výpočet únosného zatížení a průhybů<br />
vyztuženého nosníku s jeho efektivními<br />
tuhostmi a porušením trhlinami.<br />
Kompletní návrhy dle EC2-1<br />
nebo DIN 1045-1<br />
Návrh na rovinný ohyb s normálovou<br />
silou je veden pro návrhové momenty<br />
volitelně se zohledněním jejich omezené<br />
redistribuce ve smyslu EC2-1, kap. 5.5,<br />
resp. DIN 1045-1, kap. 15.1.2.<br />
Návrh na posouvající sílu vychází<br />
z Mörschovy příhradové analogie. Navrhuje<br />
se na rozhodující návrhovou hodnotu<br />
posouvající síly V sd. Posudek vyhovuje,<br />
pokud návrhová hodnota V sd nepřekračuje<br />
zjištěnou odolnost dílce. Sklon<br />
tlačených vzpěr je v rámci daných mezí<br />
proměnný. V případě normy DIN 1045-1<br />
je příhradový model rozšířen o vliv tření<br />
mezi trhlinami, což snižuje nutnou smykovou<br />
výztuž.<br />
Návrh na kroucení vychází z modelu<br />
analogického tenkostěnného dutého<br />
průřezu, resp. příhradoviny. Následně se<br />
omezují tlaková napětí v betonu a navrhuje<br />
výztuž v tažených vzpěrách.<br />
Stabilita trhlin je zajištěna, pokud je<br />
dodržena minimální výztuž na trhliny<br />
a splněna podmínka max. možného<br />
průměru výztuže a její rozteče. Napětí<br />
ve výztuži se uvažují z kvazistálé kombinace.<br />
Omezení průhybů vyplývá z EC2-1,<br />
kap. 4.4.3.2, resp. z DIN 1045-1, kap.<br />
11.3. Pro každé pole nosníku se v místě<br />
max. kladného ohybového momentu<br />
z charakteristické kombinace kontroluje<br />
ohybový moment, rameno vnitřních<br />
sil, napětí ve výztuži. Pokud zjištěná ohybová<br />
štíhlost překročí dovolenou hodnotu,<br />
posudek nevyhovuje.<br />
Omezení napětí na mezním stavu<br />
použitelnosti je splněno, pokud vyhovuje<br />
návrh na MSÚ, uvažuje se s výztuží<br />
z návrhu na omezení šířky trhlin a byly<br />
dodrženy konstrukční zásady. Redistribuce<br />
vnitřní účinků je omezena normou<br />
DIN 1045-1 na 15 %, jinak uživatelsky<br />
volitelná. Jak podle EC2-1, tak<br />
i DIN 1045-1 musí být podélná ohybová<br />
výztuž uspořádána tak, aby v každém<br />
návrhovém řezu byla tahová síla únosná.<br />
Přesah a1 v průběhu únosné tahové<br />
síly je závislý na sklonu tlačených vzpěr<br />
a přenášené svislé třmínkové výztuži<br />
a tudíž na zvolené návrhové metodě.<br />
Návrhy konstrukčních detailů jako<br />
například příčných prostupů a ozubů<br />
Nebeská – statika spojitých<br />
nosníků RIB RTbalken<br />
Nebesky pohodové jsou statické<br />
výpočty a navrhování spojitých nosníků<br />
v softwaru RIB RTbalken. Proměnné<br />
průřezy, příčné prostupy, ozuby nebo<br />
předpětí – od komfortního zadání přes<br />
výpočet, návrhy až po automatizované<br />
vykreslení výztuže nosníku.<br />
• integrovaný, nelineární výpočet<br />
FEM TRIMAS ®<br />
• rovinný ohyb s normálovou silou<br />
• posouvající síla + kroutící moment<br />
• automatické kombinace<br />
dle Eurocodu<br />
• návrhy na MSÚ, MSP a MS únavy<br />
• dodatečná výztuž prostupů,<br />
ozubů a styku stojina – pásnice<br />
• realistický, nelineární výpočet<br />
průhybů nosníku s trhlinami<br />
• volitelně předpětí<br />
Více informací a demoverze získáte u<br />
RIB stavební software s.r.o.<br />
Zelený pruh 1560/99<br />
CZ-140 00 Praha 4<br />
telefon: +420 241 442 078<br />
telefax: +420 241 442 085<br />
email: info@rib.cz<br />
www.rib.cz<br />
plan it, build it, run it<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 35<br />
trojawerbeagentur.eu
S OFTWARE<br />
SOFTWARE<br />
Obr. 3 Interaktivní rozmístění výztuže z návrhů<br />
Fig. 3 The interactive positioning of reinforcement based on the design<br />
Obr. 5 Panely definice předpětí v RTbalken EXPERT<br />
Fig. 5 The input dialogs of prestressing<br />
Obr. 4 Protokol výpočtu a generovaný výkres výztuže<br />
Fig. The design protocol and generated drawing of reinforcement<br />
v místech podpor jsou pro rozhodující<br />
návrhové účinky přímo integrovány v návrzích<br />
RTbalken.<br />
Interaktivní, parametrické vyztužování<br />
V návaznosti na programem navrženou<br />
nutnou výztuž lze graficky interaktivně rozmísťovat<br />
reálnou podélnou a třmínkovou<br />
výztuž a optimalizovat tak vykrytí tahových<br />
a posouvajících sil. Zvolené rozmístění<br />
výztuže lze automatizovaně vygenerovat<br />
a předat jako výkres výztuže přímo<br />
do CAD RIB ZEICON nebo prostřednictvím<br />
programové komponenty ZACView<br />
ve formátu DXF do libovolného jiného<br />
systému CAD.<br />
Textový a grafický protokol výpočtu<br />
Pomocí integrovaného nástroje RIB<br />
RTconfig na strukturované zobrazování<br />
a výstup sestav mohou být konfigurovány<br />
a tištěny v jednom dokumentu všechny<br />
tabelární a grafické výsledky výpočtů a návrhů<br />
dle individuálních požadavků inženýrské<br />
kanceláře. Kromě globálních přehledů<br />
a průběhů pro celý nosník lze v případě<br />
potřeby zobrazovat detailní výsledky<br />
v návrhových řezech.<br />
Následný export protokolu např. do formátu<br />
RTprint, RTF (Word) nebo BauText<br />
2008 umožňuje jejich další zpracování<br />
formou „digitální statiky“.<br />
Rozšíření o předpětí v RTbalken<br />
EXPERT<br />
Vedle vícelanového předpětí v licí formě<br />
je možné uvažovat s předpětím s dodatečnou<br />
soudržností a/nebo bez soudržnosti.<br />
Integrované grafické prostředí definice<br />
parametrů a geometrie předpětí prokládá<br />
kontrolními body požadované přímkové<br />
a parabolické úseky kabelů. U předpětí<br />
s dodatečnou soudržností lze snadno<br />
generovat zadáním horního a dolního<br />
krytí a relativní polohy inflexních bodů<br />
optimální křivku kabelů, která může být<br />
dále upravována.<br />
Účinky předpínacích kabelů se odpovídajícím<br />
způsobem a ve smyslu aplikovaných<br />
norem automaticky zohledňují ve<br />
výpočtech vnitřních účinků, v kombinacích<br />
zatěžovacích stavů a v návrzích.<br />
Ing. Libor Švejda<br />
RIB stavební software, s. r. o.<br />
Zelený pruh 1560/99, 140 00 Praha 4<br />
tel.: 241 442 078, fax: 241 442 085<br />
mob.: 608 953 721<br />
email: info@rib.cz, www.rib.cz<br />
36 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
Z ÁKAZNICKÝ DEN U SPOLEČNOSTI CIFA<br />
10. září se v Itálii uskutečnila z tuzemského pohledu mimořádná<br />
akce: centrálu výrobce betonářské techniky společnosti<br />
CIFA v Milánu navštívilo třicet zákazníků a uživatelů těchto strojů<br />
z České a Slovenské republiky. Výjimečný byl počet účastníků.<br />
Nikdy v minulosti se tolik zástupců z Čech a ze Slovenska v milánském<br />
závodu na výrobu čerpadel betonu podívat nebylo.<br />
Program setkání byl poměrně jednoduchý: přivítání, audiovizuální<br />
prezentace výrobků společnosti CIFA (autodomíchávače,<br />
čerpadla na beton, betonárny) a prohlídka výroby čerpadel<br />
betonu.<br />
Velkou pozornost účastníků vzbudila ukázka vývoje nového<br />
ramena pro čerpadlo betonu, při kterém je potřeba vyřešit řadu<br />
vzájemně souvisejících problémů:<br />
• ve spolupráci s Technickou univerzitou v Milánu připravit<br />
a ověřit matematický model ramene,<br />
• navrhnout způsob jeho skládání,<br />
• kvůli nápravovým tlakům podvozku co nejvíce redukovat<br />
hmotnost celé soustavy,<br />
• vyřešit stabilitu a bezpečnost práce stroje při co nejmenší<br />
ploše pro jeho zapatkování.<br />
Přirozenou součástí je zatěžovací zkouška, která probíhá až do<br />
úplné destrukce ramene.<br />
Nejzajímavější částí návštěvy byla prohlídka výrobní linky na<br />
čerpadla betonu. Prošli jsme celou výrobu, od první haly, kde<br />
se stříhají a řežou pláty švédské oceli, až po poslední halu,<br />
1<br />
F IREMNÍ PREZENTACE<br />
COMPANY PRESENTATION<br />
z níž vyjíždí čerstvě nastříkané čerpadlo. Diskuze mezi českými<br />
a slovenskými uživateli a techniky a konstruktéry CIFA, poskytla<br />
účastníkům mnoho nových pohledů na problematiku konstrukce<br />
a výroby čerpadel betonu a z toho plynoucí vlastnosti konečných<br />
výrobků. Naopak praxí získané připomínky ze strany uživatelů,<br />
byly italskými partnery vřele kvitovány a byla jim věnována<br />
náležitá pozornost.<br />
Setkání, které poskytlo neobvyklý pohled do „kuchyně“ výrobce<br />
stavebních strojů, se uskutečnilo diky spolupráci společností<br />
CIFA, Agrotec, Iveco ČR a Autoleasing ČS.<br />
Ing. Jaroslav Dudr<br />
Agrotec, a. s.<br />
Zastoupení CIFA pro ČR a SR<br />
e-mail: dudr@agrotec.cz, www.cifa.cz<br />
Obr. 1 „Zapatkované“ čerpadlo betonu CIFA K 48 XRZ s vyloženým<br />
ramenem<br />
Obr. 2 Stejné čerpadlo s ramenem v jiné poloze, délka ramene 48 m<br />
(5 sekcí), průměr čerpacího potrubí 125 mm<br />
Obr. 3 Účastníci exkurze<br />
Obr. 4 Prohlídka výrobny čerpadel na beton<br />
2<br />
3 4<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 37
SV TAVEBNÍ ĚDA A VÝZKUM KONSTRUKCE<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
V LIV TRHLIN NA TRANSPORTNÍ VLASTNOSTI<br />
VYSOKOHODNOTNÝCH B E T O N Ů<br />
THE EFFECT OF C R A C K S ON TRANSPORT C H A R A C T E R I S T I C S<br />
OF H I G H PERFORMANCE CONCRETE<br />
E VA VEJMELKOVÁ,<br />
M ILENA PAVLÍKOVÁ, PAVEL<br />
P ADEVĚT, PETR KONVALINKA,<br />
R OBERT ČERNÝ<br />
Mechanické, tepelné a vlhkostní parametry<br />
vysokohodnotného betonu náležejí<br />
ke kritickým parametrům pro navrhování<br />
a užívání komplexních spolehlivostních<br />
modelů předpovědi životnosti betonových<br />
konstrukcí. Většinou se předpokládá,<br />
že materiál je kompaktní bez<br />
zřejmých trhlin, což však v řadě případů<br />
neodpovídá skutečnosti. V tomto článku<br />
je prezentováno srovnání výsledků<br />
měření vlastností nezatíženého vysokohodnotného<br />
betonu a betonu o stejném<br />
složení, který byl vystaven tepelnému<br />
namáhání za účelem vzniku nerovnoměrně<br />
distribuovaných trhlin.<br />
Mechanical, thermal and hygric parameters<br />
of high performance concrete<br />
belong to the most critical parameters in<br />
designing and using complex reliability<br />
based models for service life prediction<br />
of concrete structures. However, mostly<br />
it is supposed that the material is<br />
compact without any significant cracks,<br />
which is not always true. Therefore, in<br />
this paper a comparison of properties<br />
of reference high performance concrete<br />
with the same concrete which was exposed<br />
to thermal load to induce appearance<br />
of randomly distributed cracks is<br />
presented.<br />
V oblasti stavebních hmot dochází neustále<br />
k dynamickému vývoji nejen v použití<br />
nových technologií výroby, ale především<br />
ve složení jednotlivých materiálů.<br />
Při výrobě speciálních druhů betonů se<br />
dnes běžně využívá nových přísad a příměsí,<br />
jako jsou plastifikátory, zpomalovače<br />
atd., které dokáží významně ovlivnit<br />
chování jak v jednotlivých fázích přípravy<br />
daného materiálu, tak i v různém stadiu<br />
jeho životnosti. Při výrobě vysokopevnostních<br />
a obecně vysokohodnotných betonů<br />
se stále častěji využívají minerální příměsi,<br />
jako jsou např. pucolány, elektrárenské<br />
či teplárenské popílky. Mezi relativně<br />
nově aplikované materiály, které zlepšují<br />
jakost betonu, náleží ultra jemné křemičité<br />
materiály všeobecně označované jako<br />
„křemičité úlety“.<br />
K posuzování kvality materiálů slou-<br />
Obr. 1 Zkušební stroj DSM 2500<br />
Fig. 1 Testing device DSM 2500<br />
ží řada metod, které objektivně hodnotí<br />
fyzikální parametry po stránce kvalitativní<br />
i kvantitativní. Jedná se zejména o parametry<br />
mechanické, tepelné a vlhkostní.<br />
Tyto parametry se řadí mezi tzv. kritické<br />
a patří k základní parametrům, které<br />
charakterizují transportní procesy v materiálech.<br />
Problematika transportních procesů<br />
zahrnuje širokou oblast fyzikálních jevů<br />
souvisejících s transportem látky a energie,<br />
respektive tepla. Jejím hlavním úkolem<br />
je studium transportních mechanizmů<br />
v materiálech různých typů a různého<br />
charakteru. Aktuálním vědeckým<br />
i praktickým problémem, a to nejen u silikátových<br />
materiálů, je studium transportu<br />
tepla a vlhkosti v podobě vodní páry<br />
a kapalné vody v materiálech a následně<br />
jejich matematické formulování.<br />
Efektivním způsobem modelování a řešení<br />
transportních jevů je počítačové<br />
modelování. Předpokladem jeho uplatnění<br />
je hledání matematických modelů<br />
fyzikálního problému, jejich řešení a fyzikální<br />
výklad získaných výsledků.<br />
Podmínkou řešení transportních jevů<br />
v materiálech je studium vlivu materiá-<br />
Obr. 2 Měření sorpčních izoterm<br />
Fig. 2 Measurement of sorption isotherms<br />
38 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
Složení záměsi [kg]<br />
Záměs CEM I<br />
52,5 R<br />
SiO2 suspenze 0-4<br />
Kamenivo<br />
4-8 8-16<br />
Woerment<br />
FM 794<br />
Lentan<br />
VZ 33<br />
Vodní<br />
součinitel<br />
BI 480 72 664 207 995 7,74 2,58 0,36<br />
BII 470 0 668 209 1001 5,17 2,35 0,33<br />
BBI 480 72 664 1202 0 7,74 2,58 0,38<br />
BBII 470 0 668 1210 0 5,17 2,35 0,35<br />
PI 2346 352 0 0 0 38 12,67 0,31<br />
PII 2348 0 0 0 0 26 12 0,34<br />
Tab. 1 Základní složení studovaných<br />
cementových záměsí<br />
Tab. 1 Basic composition of studied cement<br />
mixtures<br />
lu na příslušný transportní jev a studium<br />
transportních materiálových charakteristik.<br />
Zjištěné veličiny pak slouží jako výchozí<br />
např. pro návrh a užití spolehlivostních<br />
modelů předpovědi životnosti materiálů.<br />
T ESTOVANÉ MATERIÁLY<br />
Základním studovaným materiálem je<br />
vysokohodnotný beton C90/105 s přídavkem<br />
křemičitého úletu ve formě<br />
vodní suspenze (BI). Mechanické, tepelné<br />
a vlhkostní vlastnosti tohoto betonu<br />
jsou porovnávány s vlastnostmi betonu<br />
C60/75 bez přídavku křemičitých úletů<br />
(BII). Aby bylo možné rozlišit vliv jednotlivých<br />
komponent betonové směsi na jeho<br />
vlastnosti, jsou dále experimentálně stanovovány<br />
mechanické, tepelné a vlhkostní<br />
parametry cementové pasty (P) a cementové<br />
malty (BB) odvozené od základní<br />
varianty (jednak bez kameniva a dále<br />
s kamenivem o maximální zrnitosti 8<br />
– 16 mm), a to opět s přídavkem křemičitých<br />
úletů (PI, BBI) a bez jejich přídavku<br />
(PII, BBII). Složení jednotlivých záměsí<br />
je uvedeno v tabulce 1. Po namíchání<br />
byly záměsi odlity do standardních forem<br />
o velikosti 100 x 100 x 400 mm a ponechány<br />
28 d vytvrdnout ve vodní lázni. Pro<br />
každý specifický experiment byly z těchto<br />
trámců nařezány vzorky požadované<br />
velikosti. Vlastní měření bylo provedeno<br />
na betonech nezatížených a na betonech<br />
se strukturou poškozenou viditelnými<br />
trhlinami, kterých bylo dosaženo vystavením<br />
materiálu teplotnímu zatížení 600<br />
°C. Vzorky byly nejprve postupně zahřívány<br />
s nárůstem teploty 10 °C/min. Po<br />
dosažení cílové teploty byly na této teplotě<br />
2 h temperovány a poté byly nechány<br />
postupně vychladnout v peci. Účelem<br />
tohoto namáhání bylo získat poškozenou<br />
strukturu betonu s náhodně distri-<br />
buovanými trhlinami, která může simulovat<br />
stav v materiálu po extrémním zatížení<br />
např. požárem. Studované betonové<br />
směsi byly vyrobeny podle stejných<br />
receptur, aby bylo možno provést kvalifikované<br />
posouzení vlivu trhlin na sledované<br />
parametry.<br />
M ETODY MĚŘENÍ<br />
Mechanické vlastnosti<br />
Pevnost betonu byla měřena na zkušebních<br />
tělesech pomocí zatěžovazího stroje<br />
DSM 2500 [1], který je vhodný pro zkoušení<br />
kvazikřehkých materiálů (obr. 1).<br />
Plně automatický, elektronicky řízený<br />
hydraulický zkušební stroj umožňuje<br />
zkoušky těles v tahu i tlaku, přičemž maximální<br />
tlaková síla, kterou může být těleso<br />
zatěžováno, je 2 500 kN, a v tahu je<br />
možné zatížit maximální sílou 7 800 kN.<br />
Tahové i tlakové zatěžování je umožněno<br />
konstrukcí hydraulického zatěžovacího<br />
válce, do něhož je médium přiváděno nad<br />
i pod píst. Hydraulika stroje ve spolupráci<br />
s řídící elektronikou a servoventily dovoluje<br />
maximální odlehčení 700 kN/4 ms.<br />
Velmi rychlé odlehčení v kombinaci s velmi<br />
tuhým rámem je zárukou zachycení<br />
popevnostního chování materiálu.<br />
Tuhost zkušebního rámu je dána hodnotou<br />
15 MN při deformaci 1 mm.<br />
Zkušební stroj může být řízen silou<br />
a poměrnou deformací. Poměrná deformace<br />
je měřena třemi příložnými extenzometry.<br />
Ty mohou být k řízení použity<br />
samostatně, nebo ve formě průměrné<br />
hodnoty. Součástí stroje je také externí<br />
teplotní komora s teplotním rozsahem<br />
50 až 600 °C a triaxiální komora s volbou<br />
konstantního tlaku na plochy, které<br />
nejsou v ose zatěžování.<br />
Základní fyzikální vlastnosti<br />
Ze základních fyzikálních vlastností byly<br />
sledovány:<br />
• objemová hmotnost ρ,<br />
• otevřená pórovitost ψ 0,<br />
• objemová hmotnost matrice ρ mat.<br />
V ĚDA A VÝZKUM<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
Vlastní experiment pro měření jednotlivých<br />
parametrů, jako je např. měření<br />
objemu vzorků, hustota, pórovitost<br />
či maximální nasákavost, je založen na<br />
sycení vzorků vodou za sníženého tlaku<br />
a následného vážení vzorků maximálně<br />
nasycených a vzorků maximálně nasycených<br />
ponořených pod vodní hladinou,<br />
kdy se určuje tzv. Archimédova hmotnost.<br />
Jednotlivé vzorky byly nejdříve umístěny<br />
do sušárny a sušeny tak dlouho,<br />
dokud nebylo dosaženo jejich suché<br />
hmotnosti m d. Vzorky byly sušeny při teplotě<br />
110 °C. Vysušené vzorky byly následně<br />
umístěny do exsikátoru s převařenou<br />
destilovanou vodou, kde byly vakuovány<br />
minimálně po dobu 24 h a byla určena<br />
maximální nasákavost m w. Archimédova<br />
hmotnost m a byla stanovena vážením<br />
plně nasyceného vzorku pod vodou.<br />
Vlhkostní parametry<br />
Měření součinitele difúze vodní páry D,<br />
součinitele difúzní propustnosti δ a faktoru<br />
difúzního odporu vodní páry μ byla<br />
prováděna klasickou miskovou metodou<br />
bez teplotního spádu. Toto měření<br />
je založeno na jednorozměrném šíření<br />
vodní páry vzorkem a spočívá v měření<br />
difúzního toku vodní páry prošlé vzorkem<br />
při znalosti parciálních tlaků vodní<br />
páry ve vzduchu pod a nad měrným<br />
povrchem vzorku [2]. Vzorek je vzduchotěsně<br />
a parotěsně izolován a utěsněn<br />
technickou plastelínou ve speciálně<br />
vyrobené hliníkové misce naplněné<br />
buď sušicím médiem (silikagel či bezvodý<br />
CaCl 2) nebo roztokem s vysokým rovnovážným<br />
parciálním tlakem vodní páry<br />
(voda, K 2SO 4 atd.). Miska se vzorkem je<br />
periodicky vážena a zjištěné úbytky či přírůstky<br />
hmotnosti jsou vynášeny v závislosti<br />
na době vážení do grafu. Po dosažení<br />
přímkového charakteru křivky se měření<br />
pokládá za ukončené.<br />
Určení vlhkostního absorpčního koeficientu<br />
A a součinitele vlhkostní vodivosti κ<br />
bylo prováděno přibližnou metodou založenou<br />
na měření nasákavosti [3]. Měřicí<br />
zařízení sestává z kovové konstrukce,<br />
do níž je upevněn po obvodu vodotěsně<br />
a parotěsně izolovaný vzorek, zavěšený<br />
na automatické digitální váze. Digitální<br />
váha leží na kovovém stojanu, který překlenuje<br />
nádobu s vodou, a je propojena<br />
s počítačem, což umožňuje kontinuální<br />
zaznamenávání hmotnostního přírůstku<br />
vzorku ponořeného 1 až 2 mm pod<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 39
V ĚDA A VÝZKUM<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
HPC<br />
ρ [kg m<br />
bez trhlin s trhlinami<br />
-3 ] ρmat [kg m-3 ] ψ [%] ρ [kg m-3 ] ρmat [kg m-3 ] ψ [%]<br />
BI 2423 2760 12,23 2391 2856 16,27<br />
BII 2388 2647 9,75 2350 2713 13,35<br />
BBI 2240 2652 15,56 2147 2627 18,25<br />
BBII 2210 2578 14,27 2205 2669 17,40<br />
PI 1988 2809 29,21 1942 3068 36,68<br />
PII 1991 2779 28,33 2019 3088 34,57<br />
bez trhlin s trhlinami<br />
HPC 97/ 25 – 30 % 25 -30/ 97 % 97/ 25 – 30 % 25 – 30/ 97 %<br />
D [m2s-1 ] μ [-] D [m2s-1 ] μ [-] D [m2s-1 ] μ [-] D [m2s-1 ] μ [-]<br />
BI 1,36E-06 16,94 1,14E-06 20,11 1,79E-06 12,82 1,50E-06 15,35<br />
BII 1,48E-06 15,49 1,21E-06 18,94 2,21E-06 10,40 1,74E-06 13,24<br />
BBI 1,50E-06 15,38 1,29E-06 17,87 2,04E-06 11,25 1,86E-06 12,37<br />
BBII 1,51E-06 15,27 1,33E-06 17,29 2,16E-06 10,63 1,93E-06 11,91<br />
PI 1,59E-06 14,47 1,43E-06 16,13 2,61-06 8,81 2,16E-06 10,67<br />
PII 1,66E-06 13,85 1,53E-06 15,06 3,27-06 7,04 2,46E-06 9,24<br />
HPC<br />
bez trhlin<br />
A [kg m<br />
s trhlinami<br />
-2s-1/2 ] κ [m2 s-1 ] A [kg m-2s-1/2 ] κ [m2 s-1 ]<br />
BI 0,0078 4,09E-09 0,048 9,17E-08<br />
BII 0,0180 2,93E-08 0,042 1,14E-07<br />
BBI 0,0259 2,74E-08 0,081 2,47E-07<br />
BBII 0,0294 4,22E-08 0,062 1,97E-07<br />
PI 0,0386 1,78E-08 0,277 5,46E-07<br />
PII 0,0454 2,53E-08 0,159 2,00E-07<br />
HPC<br />
BI<br />
BII<br />
BBI<br />
BBII<br />
PI<br />
PII<br />
bez trhlin s trhlinami<br />
u [kg kg-1 ] λ [W m-1K-1 ] c [J kg-1K-1 ] u [kg kg-1 ] λ [W m-1K-1 ] c [J kg-1K-1 ]<br />
0 1,63 801 0 1,133 787<br />
0,03 1,821 779 0,048 1,675 836<br />
0,051 2,145 840 0,068 1,9425 891<br />
0 2,36 829 0 1,433 769<br />
0,03 2,8 807 0,052 1,935 823<br />
0,0464 3,155 902 0,062 2,333 899<br />
0 2,268 810 0 1,593 753<br />
0,03 2,733 814 0,04 2,415 829<br />
0,068 4,168 884 0,072 2,905 893<br />
0 2,304 786 0 1,35 820<br />
0,03 2,557 785 0,042 1,5 832<br />
0,064 3,387 860 0,079 3,018 906<br />
0 0,637 816 0 0,51 780<br />
0,09 0,886 871 0,142 0,917 854<br />
0,146 0,925 929 0,194 1,019 885<br />
0 0,734 823 0 0,502 707<br />
0,09 0,897 872 0,128 0,847 726<br />
0,143 0,936 929 0,193 0,981 892<br />
vodní hladinu v závislosti na čase. K udržení<br />
konstantní výšky vodní hladiny v nádobě<br />
během nasákání slouží tzv. „Mariottova<br />
láhev“, což je vodou naplněná<br />
láhev se zapuštěnými kapilárami. Jedna<br />
kapilára s vnitřním průměrem 2 mm je<br />
umístěna pod vodní hladinu v nádobě,<br />
druhá s vnitřním průměrem 5 mm se<br />
hladiny dotýká. Při poklesu vodní hladiny<br />
v nádobě vnikne do kapiláry vzduchová<br />
bublina, která způsobí vytlačení takového<br />
množství vody z druhé kapiláry,<br />
které je dostatečné pro vzestup hladiny<br />
na původní úroveň. Tímto jednoduchým<br />
mechanizmem jsou zajištěny podmínky<br />
pro zachování konstantních podmínek<br />
Tab. 2 Základní materiálové parametry<br />
Tab. 2 Basic material parameters<br />
Tab. 3 Transportní parametry vodní páry<br />
Tab. 3 Water vapour transport parameters<br />
Tab. 4 Transportní parametry vody<br />
Tab. 4 Water transport parameters<br />
Tab. 5 Tepelné parametry<br />
Tab. 5 Thermal parameters<br />
měření. Z naměřených dat je sestrojena<br />
závislost kumulativního obsahu vlhkosti<br />
na odmocnině času, ze které se pomocí<br />
lineární regrese přímo určí vlhkostní<br />
absorpční koeficient.<br />
Měření sorpčních izoterm bylo provedeno<br />
v laboratorních podmínkách při průměrné<br />
teplotě 23 °C. Byla použita tzv.<br />
exsikátorová metoda (obr. 2). Vzorky byly<br />
umístěny v exsikátorech s různými solnými<br />
roztoky, nad kterými byla simulována<br />
známá konstantní vlhkost vzduchu odpovídající<br />
příslušnému roztoku a dané teplotě.<br />
Počátečním stavem vzorků pro určení<br />
sorpční izotermy byl vysušený materiál.<br />
Pro měření desorpční izotermy byl počáteční<br />
stav nasyceného vzorku v prostředí<br />
o relativní vlhkosti 97,5 %. Vzorky byly<br />
váženy paralelně ve všech exsikátorech.<br />
Hmotnost vzorků byla sledována až do<br />
ustálení a následně byla vypočtena hodnota<br />
vlhkosti ve vzorcích.<br />
Metody pro určení základních<br />
tepelných parametrů<br />
K měření součinitele tepelné vodivosti,<br />
součinitele teplotní vodivosti a objemové<br />
měrné tepelné kapacity byl použit přístroj<br />
ISOMET 2104 (Applied Precision) [4].<br />
ISOMET je mikroprocesorem řízený přenosný<br />
přístroj pro přímé měření termofyzikálních<br />
vlastností pevných a kapalných<br />
materiálů. ISOMET je vybaven vyměnitelnými<br />
sondami, jehlovou pro sypké<br />
materiály a plošnou pro pevné materiály.<br />
Každá sonda obsahuje zabudovanou<br />
paměť, ve které jsou uložené její kalibrační<br />
konstanty.<br />
Měření je založené na analýze průběhu<br />
časové závislosti teplotní odezvy na<br />
impulsy tepelného toku do analyzovaného<br />
materiálu. Tepelný tok se vytváří rozptýleným<br />
elektrickým výkonem v rezistoru<br />
sondy, která je tepelně vodivě spojená<br />
s analyzovaným materiálem. Teplota<br />
je vzorkována a jako funkce času<br />
přímo vyhodnocena pomocí polynomi-<br />
40 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
ální regrese. Koeficienty získané touto<br />
regresí jsou použity ke stanovení měřených<br />
veličin.<br />
E XPERIMENTÁLNÍ VÝSLEDKY<br />
A DISKUSE<br />
Měření všech sledovaných parametrů<br />
probíhala za konstantních podmínek v klimatizované<br />
laboratoři při 23±1 °C a relativní<br />
vlhkosti 25 až 30 %. Jako počáteční<br />
hmotnost byla brána hmotnost vysušeného<br />
materiálu. Prezentované výsledky jsou<br />
průměrnou hodnotou tří až pěti měření.<br />
Mechanické vlastnosti<br />
Obr. 3 ukazuje pevnosti v tlaku studovaných<br />
materiálů zatížených vysokými<br />
teplotami. Je zřejmé, že pro základní<br />
směs s křemičitými úlety nejvyšší pevnosti<br />
dosáhla cementová pasta PI, nejnižší<br />
cementová malta BBII. Pevnosti v tlaku<br />
všech materiálů kromě BBII byly v základním<br />
stavu vyšší než 60 MPa. <strong>Beton</strong><br />
je tedy skutečně možno klasifikovat jako<br />
vysokopevnostní. Po teplotním zatížení<br />
došlo u všech testovaných materiálů<br />
k poklesu pevnosti v tlaku, a to až<br />
o 80 %. To je způsobeno vznikem makroskopických<br />
trhlin. Vliv křemičitých úletů<br />
se ovšem po zatížení vysokými teplotami<br />
na pevnostech výrazně neprojevil. Materiály<br />
s křemičitými úlety i bez nich dosahovaly<br />
velice blízkých hodnot pevností. Určitým<br />
neočekávaným prvkem v naměřených<br />
hodnotách pevností jsou vyšší hodnoty<br />
dosažené pro cementovou pastu<br />
než pro základní betonovou směs až<br />
do teplotního zatížení na 325 °C. Pravděpodobný<br />
důvod tohoto zjištění je, že<br />
cementové pasty jsou více homogenní<br />
než betonové směsi, u kterých lze předpokládat<br />
porušení v zóně mezi kamenivem<br />
a cementovým tmelem při měření<br />
pevnosti v tlaku. Porušení cementového<br />
tmelu tepelným zatížením vede ke vzniku<br />
trhlin, a tím i k výraznému snížení pevnosti<br />
v tlaku daného materiálu, což zřejmě<br />
nastává právě kolem teploty 325 °C.<br />
Základní fyzikální vlastnosti<br />
Tabulka 2 ukazuje základní parametry<br />
měřených materiálů. Vlivem teplotního<br />
zatížení a vznikem trhlin došlo u všech<br />
měřených vzorků ke zřetelnému poklesu<br />
hodnot objemové hmotnosti ve srovnání<br />
s hodnotami pro vzorky teplotně nezatížené<br />
a zároveň došlo k nárůstu pórovitosti<br />
o 17 až 36 % pro jednotlivé materiály<br />
v porovnání s nezatíženými vzorky.<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
Vlhkostní parametry<br />
Hodnoty součinitele difúze vodní páry<br />
stejně jako hodnoty faktoru difúzního<br />
odporu se pro všechny materiály lišily<br />
poměrně málo (tab. 3), což bylo pravděpodobně<br />
způsobeno významným porušením<br />
všech materiálů trhlinami. Vyšších<br />
hodnot faktoru difúzního odporu dosáhly<br />
ve všech případech materiály s obsahem<br />
křemičitých úletů, což dokazuje jejich příznivý<br />
vliv i po zatížení vysokými teplotami.<br />
Porovnání výsledků získaných pro materiály<br />
s trhlinami a pro neporušené materiály<br />
ukázalo, že u materiálů s trhlinami<br />
došlo k výraznému nárůstu hodnot součinitele<br />
difúze vodní páry a odpovídajícímu<br />
poklesu faktoru difúzního odporu pro<br />
všechny sledované typy vysokohodnotného<br />
betonu. Maximální nárůst byl až dvojnásobný<br />
ve srovnání s hodnotou u vzorku<br />
bez trhlin, a to v případě cementových<br />
past P.<br />
Součinitel vlhkostní vodivosti materiálů<br />
s trhlinami (tab. 4) se v porovnání<br />
se základními materiály bez trhlin zvýšil<br />
zhruba o jeden řád, což je ještě vyšší<br />
nárůst než u součinitele difúze vodní<br />
páry. Relativně nejnižší hodnoty součinitele<br />
vlhkostní vodivosti dosáhl vysokohodnotný<br />
beton BI, ale u ostatních<br />
materiálů se vliv křemičitých úletů příznivě<br />
neprojevil. Pravděpodobným důvodem<br />
pro velmi vysoký nárůst součinitele<br />
vlhkostní vodivosti je vznik preferenčních<br />
cest pro proudění vody v důsledku<br />
vzniku trhlin.<br />
Srovnáním sorpčních a desorpčních izoterem<br />
nezatíženého vysokohodnotného<br />
betonu a zatíženého tepelným namáháním<br />
(obr. 4a až f) lze u teplotně zatžených<br />
záměsí pozorovat nárůst sorpce<br />
vlhkosti jak v adsorpční, tak i desorpční<br />
oblasti. Toto zjištění by se dalo vysvět-<br />
V ĚDA A VÝZKUM<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
<br />
Obr. 3 Pevnosti v tlaku<br />
Fig. 3 Compressive strengths<br />
lit pomocí produktů vzniklých po zatížení<br />
vysokými teplotami, kdy se vypálením<br />
portlanditu Ca(OH) 2 uvolňuje voda<br />
a v materiálu zůstává volné vápno v práškové<br />
formě CaO. Toto volné vápno v přítomnosti<br />
vody (vlhkosti) následně reaguje<br />
za opětovného vzniku portlanditu. Získanou<br />
sorpční izotermu potom lze chápat<br />
jako zobecněný akumulační parametr,<br />
který kromě vlhkosti adsorbované běžným<br />
způsobem na povrchu pórů zahrnuje<br />
i vlhkost, která vznikla reakcí s volným<br />
vápnem za opětovného vzniku portlanditu.<br />
Tepelné parametry<br />
Porovnání výsledků dosažených u neporušených<br />
materiálů a materiálů porušených<br />
trhlinami v tabulce 5 vykazuje,<br />
že se vliv trhlin projevil u všech materiálů<br />
výrazným snížením součinitele tepelné<br />
vodivosti u všech vysušených vzorků:<br />
v případě cementových past o více než<br />
20 % (P a P-T), pro cementové malty<br />
kolem 40 % (BB a BB-T) a pro základní<br />
betonové záměsi kolem 30 % (B a B-T).<br />
Výsledek je v kvalitativní shodě se zvýšením<br />
pórovitosti studovaných materiálů<br />
v důsledku zatížení vysokými teplotami<br />
(zab. 2). U materiálů s obsahem vlhkosti<br />
došlo u tepelně namáhaných vzorků ve<br />
všech případech ke snížení hodnot součinitele<br />
tepelné vodivosti, což bylo patrně<br />
způsobeno změnou distribuce a topologie<br />
pórů vlivem tepelného zatížení<br />
a obsahem vody v tomto pórovém systému.<br />
Na druhé straně změny měrné<br />
tepelné kapacity v důsledku vzniku trhlin<br />
nebyly prokázány, což souvisí zejména<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 41
V ĚDA A VÝZKUM<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
Obr. 4a) až f) Sorpční izotermy<br />
Fig. 4a) to f) Sorption isotherms<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
s relativně vysokou chybou měření, která<br />
činí ±10 %.<br />
Z ÁVĚR<br />
Výsledky měření prezentované v článku<br />
prokázaly významný vliv přítomnosti trhlin<br />
ve struktuře, a to především na pevnost<br />
v tlaku a na transportní parametry<br />
tepla a vlhkosti studovaných vysokohodnotných<br />
betonů. Nejpodstatnějším<br />
výsledkem je zjištění, že v důsledku vzniku<br />
trhlin došlo u všech sledovaných<br />
materiálů k výraznému snížení pevnos-<br />
ti (až o 80 %) a významnému zhoršení<br />
odolnosti vůči průniku jak plynné, tak i kapalné<br />
vlhkosti (až o jeden řád), a to bez<br />
ohledu na přítomnost křemičitých úletů.<br />
Tento článek vznikl na základě podpory<br />
výzkumného záměru MŠMT MSM: 6840770031.<br />
Ing. Eva Vejmelková, Ph.D.<br />
Ing. Milena Pavlíková, Ph.D.<br />
Ing. Pavel Padevět, Ph.D.<br />
Doc. Ing. Petr Konvalinka, CSc.<br />
Prof. Ing. Robert Černý, DrSc.<br />
Fakulta stavební ČVUT v Praze<br />
Text článku byl posouzen odborným lektorem.<br />
Literatura:<br />
[1] SAF 301, uživatelský manuál<br />
ke zkušebnímu stroji DSM 2500.<br />
Inova Praha, 1996<br />
[2] ČSN 72 7031 – Měření součinitele<br />
difúze vodní páry stavebních<br />
materiálů metodou bez teplotního<br />
spádu. ČSNI, 2001<br />
[3] Kumaran M. K.: Moisture Diffusivity<br />
of Building Materials from Water<br />
Absorption Measurements.<br />
IEA Annex 24 Report T3-CA -94/01,<br />
Ottawa, 1994<br />
[4] Applied Precision – ISOMET<br />
– uživatelská příručka, Bratislava,<br />
1999<br />
42 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
B ETONOVÉ KONSTRUKCE – STIMULÁTORY V Ý V O J E<br />
FIB SYMPOZIUM DUBROVNÍK 2007<br />
Letošní sympozium fib se konalo koncem května v chorvatském<br />
Dubrovníku, přesněji v klidném přímořském městečku Cavtat<br />
jižně od Dubrovníku.<br />
Základním tématem sympozia byly betonové konstrukce jako<br />
stimulátory vývoje a rozvoje. Jednání probíhala v několika odborných<br />
sekcích<br />
• mosty – konstrukce spojující ostrovy s pevninou<br />
• betonové konstrukce ve výrobě energií<br />
• nové materiály pro betonové konstrukce<br />
• moderní pokročilé možnosti analýzy betonových konstrukcí<br />
• trvanlivost, sledování a údržba betonových konstrukcí<br />
Všechny odborné příspěvky jsou vydány v tištěné podobě<br />
v dobře připraveném sborníku. Autorský a osmistránkový tématický<br />
index na konci publikace sestavený z klíčových slov jednotlivých<br />
příspěvků šikovně usnadňují vyhledávání v množství publikovaných<br />
informací. (Sborník je k nahlédnutí v redakci.)<br />
Během přestávek mezi jednáními bylo dostatek času na<br />
odborné diskuze a večer pak na setkání se starými i novými<br />
přáteli.<br />
1 2<br />
V ĚDA A VÝZKUM<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
Technická exkurze po konferenci mířila na nové mosty<br />
na chorvatském pobřeží.<br />
Jana Margoldová<br />
Obr. 1 Diskuze účastníků o přestávce konference<br />
Obr. 2 Společenský večer na dubrovnických hradbách<br />
Obr. 3 Nový most na příjezdu do Dubrovníku od Splitu<br />
3<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 43
V ĚDA A VÝZKUM<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
Č ASOVÝ V Ý V O J NAMÁHÁNÍ V P Ů D O R Y S N Ě Z A K Ř I V E N Ý C H<br />
M O S T E C H M Ě N Í C Í C H V PRŮBĚHU VÝSTAVBY STATICKÝ SYSTÉM<br />
TIME DEVELOPMENT OF I N T E R N A L F O R C E DISTRIBUTION OF<br />
HORIZONTALLY C U R V E D PRESTRESSED CONCRETE B R I D G E S<br />
WITH C H A N G E S OF STRUCTURAL SYSTEM DURING E R E C T I O N<br />
V LADIMÍR KŘÍSTEK,<br />
L UKÁŠ VRABLÍK<br />
Statické řešení půdorysně zakřivených<br />
mostů z předpjatého betonu se změnami<br />
statického systému; odvození<br />
analytických vzorců pro snadné použití<br />
v návrhové praxi.<br />
Structural analysis of horizontally curved<br />
prestressed concrete bridges with changes<br />
of structural system; development of<br />
analytical formulas as a tool for application<br />
in design practice.<br />
Moderními technologiemi, kdy konstrukce<br />
během výstavby mění statický systém<br />
a kdy je obvykle navíc reologicky nehomogenní<br />
(typickým představitelem je výstavba<br />
letmo, obr. 1), jsou stavěny nejen<br />
mosty přímé, ale v řadě případů i mosty<br />
půdorysně zakřivené (obr. 2). Zatímco<br />
pro statické řešení vývoje namáhání a průhybů<br />
přímých mostů má projektant k dispozici<br />
několik ověřených a rutinně používaných<br />
programových nástrojů (z novějších<br />
např. TDA, DOMO, ze starších např.<br />
TM18), a je dokonce možné respektovat<br />
i 3D působení [7], je s podivem, že pro<br />
obdobné výpočty mostů v půdorysném<br />
zakřivení chybí nejen takovéto programy,<br />
ale i základní teoretické rozvahy a analýzy,<br />
a zejména zhodnocení závažnosti změn<br />
Obr. 1 Letmá betonáž trámových<br />
předpjatých mostů – Pont sur La<br />
Mentue<br />
Fig. 1 Cantilever construction of frame<br />
prestressed bridges – Pont sur La<br />
Mentue<br />
statického systému v průběhu výstavby.<br />
Jde o jeden stupeň vyšší úroveň redistribuce<br />
vnitřních sil v konstrukci, neboť probíhá<br />
nejen v rámci ohybových účinků jako<br />
u přímých mostů, ale do interakce vstupují<br />
i účinky kroutící. Míru těchto jevů využitím<br />
výpočtů přímých konstrukcí spolehlivě<br />
ohodnotit samozřejmě nelze. Projektanti<br />
v takovýchto případech mostů v půdorysném<br />
zakřivení ve většině případů<br />
tápou a problém řeší zvýšeným vyztužením,<br />
většinou značně konzervativním.<br />
Takové odhady však mají často charakter<br />
nespolehlivé extrapolace (protože u přímých<br />
mostů od trvale působících zatížení<br />
kroutící momenty nevznikají).<br />
Záměrem tohoto pojednání je diskuse<br />
problematiky statického působení zakřivených<br />
mostů se změnami statického<br />
systému a zejména odvození analytických<br />
vzorců pro snadné použití v návrhové<br />
praxi.<br />
V zájmu získání výsledků nezávisejících<br />
na proměnnosti průřezu (což by znamenalo<br />
zavést do popisu konstrukce další<br />
sady parametrů) a pro co nejsnazší upotřebitelnost<br />
odvozených výsledků, jsou<br />
v této studii sledovány půdorysně zakřivené<br />
mosty konstantního průřezu. To je<br />
oprávněno i tím, že půdorysně zakřivené<br />
mosty mají obvykle mnohem kratší<br />
rozpětí než mosty přímé a běžně bývají<br />
právě konstantního průřezu.<br />
Pro řešení vlivu změny statického systému<br />
na vývoj vnitřních sil a deformací lze<br />
použít – jako jednu z možných – metodu<br />
relaxační [1]. Metoda je velmi jednoduchá,<br />
je libovolně přesná (konverguje k přesnému<br />
řešení) a je použitelná vždy, je-li<br />
k dispozici metoda řešení dané konstrukce<br />
jako lineárně pružné. Předností je i to,<br />
že umožňuje názorné vysvětlení vývoje sil<br />
v konstrukci měnící statický systém.<br />
Pro zhodnocení významu přeskupení<br />
vnitřních sil v půdorysně zakřivených<br />
nosnících po změně statického systému<br />
je nejprve sledováno typické – nejjednodušší<br />
– uspořádání: most konstantního<br />
průřezu o velkém počtu polí je stavěn<br />
letmým postupem jako konzoly od jednotlivých<br />
pilířů a ve stáří betonu t r dojde<br />
ke změně statického systému na spojitý<br />
nosník, popř. rám. Ve snaze získat analytické<br />
řešení vyjádřené formou vzorce<br />
je v této kvalitativní úvaze předpokládáno<br />
stejné stáří betonu obou spojovaných<br />
částí konstrukce. Most nese rovnoměrné<br />
zatížení o intenzitě q (např. vlastní tíhu).<br />
Řešení je provedeno na vybraném<br />
(středním) mostním poli, vetknutém<br />
v koncových průřezech, což odpovídá<br />
plně zatíženému mostu o větším počtu<br />
polí. Pro namáhání kroucením tyto podmínky<br />
uložení konců odpovídají realitě<br />
ještě lépe, neboť podporové kroutící<br />
momenty jsou podstatnou měrou zachycovány<br />
přímo reakcemi v jednotlivých<br />
podporách, takže se do sousedních polí<br />
přenášejí minimálně.<br />
Geometrie úlohy je zřejmá z obr. 3: poloměr<br />
zakřivení střednice mostního nosníku<br />
je R, poloha sledovaného průřezu je urče-<br />
Obr. 2 Realizovaný letmo betonovaný most<br />
v půdorysném oblouku<br />
Fig. 2 Real horizontally curved concrete<br />
bridge erected applying the<br />
cantilever construction method<br />
44 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
3 4a<br />
na úhlem α (s počátkem ve středu rozpětí)<br />
a délku rozpětí vymezují úhly ω.<br />
Použití relaxační metody umožní vyjádřit<br />
časový vývoj v takovémto půdorysně<br />
zakřiveném nosníku měnícím v průběhu<br />
výstavby statický systém vzorci pro:<br />
• ohybový moment v průřezu α ve stáří<br />
betonu t<br />
Mo(α,t) = {[1 − r(t)] [(μ + 1)cosα] +<br />
+ r(t) cosα – 1} q R2 (1)<br />
• kroutící moment v průřezu α ve stáří<br />
betonu t<br />
Mk(α,t) = {[1 − r(t)] [(μ + 1)sinα] +<br />
+ r(t) sinα – α} q R2 (2),<br />
(úhly nutno zadat v obloukové míře)<br />
Součinitel relaxace r(t) je stanoven<br />
podle:<br />
( )− ( )<br />
ϕ ϕ <br />
()= −<br />
(3)<br />
+ χ ( ) ϕ ⎡⎣ ⎤⎦ kde t0 je stáří betonu při zatížení, tr je stáří<br />
betonu při změně statického systému<br />
a t je čas, v němž výsledky hledáme.<br />
Parametr μ, charakterizující staticky<br />
ne určitý ohybový moment v místě spojení<br />
konzol (bod C, obr. 3), se stanoví<br />
podle vzorce (4).<br />
Ve vzorci<br />
K = EJ/GJk (5)<br />
vyjadřuje poměr tuhostí průřezu v ohybu<br />
a v kroucení.<br />
Limitním přechodem pro neomezeně<br />
rostoucí poloměr křivosti nosníku R<br />
a zmenšující se úhel ω, při platnosti<br />
relací<br />
2Rω = L, Rα = x (6)<br />
bychom dostali případ přímého vetknutého<br />
nosníku o rozpětí L nesoucího zatížení<br />
q. Vzniká zde pouze moment ohybový,<br />
jehož průběh a časový vývoj (jako<br />
funkce polohy průřezu x, s počátkem ve<br />
středu rozpětí, a stáří při zmonolitnění tr udává vztah (7), a je tedy možno porovnáním<br />
výsledků vztahů (1) a (7) zhodnotit<br />
závažnost přeskupení namáhání vyvolaných<br />
ohybem na nosníku přímém a zakřiveném.<br />
Pro parametrickou studii byl vybrán<br />
půdorysně zakřivený most komorového<br />
průřezu (průřez je jednokomorový s rozměry<br />
podle obr. 4c) s délkou typického<br />
pole 80 m, s poloměrem půdorysného<br />
<br />
( ) <br />
<br />
<br />
=<br />
<br />
⎛ ⎞<br />
+ ⎜ ω − ω ⎟ − ( − ) ω − ω ω<br />
⎝ ⎠<br />
μ<br />
+ ω − ω<br />
<br />
<br />
<br />
= ( )= ⎡<br />
⎣ − () ⎤<br />
⎦ − <br />
( )<br />
( ) =<br />
α <br />
β =<br />
<br />
4b<br />
4c<br />
( ) + ( )<br />
{ }<br />
V ĚDA A VÝZKUM<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
Obr. 3 Geometrické schéma řešené úlohy<br />
Fig. 3 Alignment of the problem solved<br />
Obr. 4 Schémata postupu výstavby mostu,<br />
a) konzolový stav, b) konečný stav,<br />
c) příčný řez<br />
Fig. 4 Scheme of construction sequence:<br />
a) cantilever stage, b) final stage,<br />
c) cross section<br />
{ − () ( )<br />
}<br />
zakřivení 200 m a s odpovídajícím středovým<br />
úhlem ψ = 2ω = 23°.<br />
Je předpokládán most o větším počtu<br />
polí, stavěný letmo od pilířů, nejprve jako<br />
konzoly (obr. 4a), jejichž konce jsou v čase<br />
t r spojeny, a tak je vytvořen konečný<br />
statický systém (obr. 4b). Konstrukce je<br />
zatížena rovnoměrným zatížením q jednotkové<br />
intenzity působícím svisle v ose<br />
symetrie průřezů.<br />
V rámci parametrické studie je sledován<br />
vliv několika faktorů.<br />
<br />
<br />
⎡<br />
⎣<br />
⎤<br />
⎦<br />
⎡<br />
⎣ μ + α ⎤<br />
⎦ + () α −<br />
⎡<br />
⎣ − () ⎤ { ⎦ − }<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 45<br />
(4)<br />
(7)<br />
(8)
V ĚDA A VÝZKUM<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
Obr. 5 Průběh ohybového a kroutícího<br />
momentu v konzolovém stavu<br />
Fig. 5 Bending and torsional moment<br />
diagrams in the cantilever stage<br />
Obr. 6 Průběh ohybového a kroutícího<br />
momentu na oboustranně<br />
vetknutém nosníku<br />
Fig .6 Bending and torsional moment<br />
diagrams in the clamped beam<br />
V LIV STÁŘÍ <strong>BETONU</strong> V ČASE ZMĚNY<br />
STATICKÉHO SYSTÉMU<br />
Prvním sledovaným faktorem bude vliv<br />
stáří betonu v čase změny statického systému<br />
(času, kdy dojde ke zmonolitnění),<br />
tj. stáří betonu t r.<br />
Nejprve vymezme z reologického hlediska<br />
dva extrémní případy:<br />
• materiál nevykazuje dotvarování –<br />
v tomto případě průběh ohybových<br />
i kroutících momentů zůstává i po zmonolitnění<br />
trvale stejný jako v konzolovém<br />
stavu (obr. 5),<br />
• konstrukce byla vybudována na skruži<br />
v definitivním statickém systému –<br />
v tomto případě průběh ohybových<br />
i kroutících momentů trvale odpovídá<br />
stavu na oboustranně vetknutém půdorysně<br />
zakřiveném nosníku (obr. 6).<br />
Za pozornost stojí, že celkové vzepětí<br />
obrazců ohybových momentů nemá<br />
pro obě uspořádání zcela stejnou hodnotu.<br />
Pro případ výstavby v definitivním statickém<br />
systému na skruži má tento součet<br />
hodnotu 317 MNm, pro případ konstrukce<br />
z reologicky neaktivního materiálu,<br />
kdy po spojení konzol k přesunům<br />
namáhání nedochází, je uvedený součet<br />
314,9 MNm. Dále připomínáme, že hodnota<br />
podporového krouticího momentu<br />
v obr. 6b je malá (nikoliv však nulová).<br />
To, že jde o malé číslo, plyne z konkrétní<br />
geometrie řešeného uspořádání.<br />
Nyní sledujme vliv stáří betonu v čase<br />
změny statického systému (např. času,<br />
kdy dojde ke zmonolitnění), tj. stáří beto-<br />
7a 7b<br />
5a 5b<br />
6a 6b<br />
nu t r. Na základě odvozených vztahů (1),<br />
(2) a (3) dostaneme výsledky (rozložení<br />
ohybových a krouticích momentů v čase<br />
10 000 d) ukázané pro široký rozsah<br />
stáří betonu v okamžiku spojení konzol<br />
t r =100, 500 a 1000 d na obr. 7.<br />
U půdorysně zakřiveného mostu dochází<br />
k redistribuci vnitřních sil nejen v rámci<br />
jedné veličiny (jako je tomu u ohybových<br />
momentů v případě přímých mostů,<br />
kde jde pouze o přemístění základních<br />
čar momentových obrázků a kde kroucení<br />
nevzniká), ale i mezi nimi. Je zřejmé, že<br />
časový vývoj vnitřních sil je složitý a velmi<br />
významný (změny v případě krouticích<br />
momentů dosahují stovek procent<br />
Obr. 7 Rozložení ohybových a kroutících<br />
momentů v závislosti na čase<br />
spojení t r<br />
Fig. 7 Bending and torsional moment<br />
diagrams corresponding to time t r<br />
when bridge was made continuous<br />
46 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
– obr. 7) a není možno jej extrapolovat<br />
z výsledků výpočtů konstrukcí přímých.<br />
Odvozené vztahy by dokonce mohly<br />
umožnit aktivní řízení velikosti namáhání<br />
(zejména krouticích účinků) volbou optimálního<br />
času zmonolitnění t r.<br />
M ÍRA ZAKŘIVENÍ MOSTU VE VZTAHU<br />
K VELIKOSTI A ČASOVÉMU VÝVOJI<br />
OHYBOVÝCH MOMENTŮ<br />
Z hlediska praktického projektování má<br />
zásadní význam otázka, jak se projeví míra<br />
zakřivení mostu na velikosti a časovém<br />
vývoji ohybových momentů, konkrétně do<br />
jakého zakřivení (charakterizovaného např.<br />
středovým úhlem ψ = 2ω) je přípustné<br />
použít ohybové momenty M o,p zjištěné na<br />
přímé konstrukci i pro zakřivený most.<br />
Toto lze charakterizovat poměrem β ve<br />
vztahu (8), který je na základě další parametrické<br />
studie pro geometrické uspořádání<br />
podle obr. 4 pro stáří betonu při<br />
zmonolitnění t r =100 d, znázorněn na obr.<br />
8a pro hodnoty podporových ohybových<br />
momentů (β s) a na obr. 8b pro hodnoty<br />
ohybových momentů v průřezu uprostřed<br />
rozpětí (β s), v obou případech v čase<br />
10 000 d. Je třeba opět připomenout,<br />
že u zakřiveného mostu součet podporového<br />
momentu M p a momentu v průřezu<br />
uprostřed rozpětí M s („vzepětí“ momentového<br />
obrazce M p + M s) nezůstává přesně<br />
konstantní (jak je tomu u přímých nosníků),<br />
ale mění se s křivostí mostu, resp. se<br />
středovým úhlem (obr. 8c).<br />
8a 8b<br />
8c<br />
Z těchto výsledků vyplývá:<br />
• podporové ohybové momenty při rostoucím<br />
středovém úhlu ψ (tj. u více<br />
zakřiveného mostu) vzrůstají a ohybové<br />
momenty uprostřed rozpětí klesají,<br />
• pro sledované uspořádání je změna<br />
v hodnotě podporového ohybového<br />
Obr. 9 Analyzované<br />
mostní průřezy<br />
Fig. 9 Cross section<br />
shapes analysed<br />
Obr. 8 Vliv<br />
zakřivení mostu na<br />
rozložení ohybových<br />
momentů<br />
Fig. 8 Effect of<br />
bridge curvature<br />
upon distribution of<br />
bending moments<br />
V ĚDA A VÝZKUM<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
J = 36,825 m 4 ; J k = 67,537 m 4 ; K = 1,287<br />
J = 43,663 m 4 ; J k = 107,875 m 4 ; K = 0,955<br />
J = 117,087 m 4 ; J k = 170,878 m 4 ; K = 1,617<br />
mo mentu zakřiveného mostu oproti<br />
pří mému nepatrná, při středovém úhlu<br />
cca ψ = 65°, což při dané délce pole<br />
mostu 80 m odpovídá poloměru křivosti<br />
R = 70 m, je podporový ohybový<br />
moment o cca 1 % podceněn. Podobně,<br />
5% přecenění v hodnotě ohybového<br />
momentu uprostřed rozpětí<br />
odpovídá středový úhel cca ψ = 60°<br />
a poloměr křivosti R = 75 m. Z toho<br />
vyplývá, že mezipodporové ohybové<br />
momenty jsou na zakřivení mostu citlivější<br />
než podporové,<br />
• součet podporového ohybového<br />
momentu M p a ohybového momentu<br />
v průřezu uprostřed rozpětí M s („vzepětí“<br />
momentového obrazce M p + M s),<br />
vykreslený na obr. 8c jako funkce středového<br />
úhlu ψ, vykazuje patrnou reduk-<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 47
V ĚDA A VÝZKUM<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
Obr. 10 Vliv tuhostí průřezu na redistribuci<br />
ohybových a kroutících momentů<br />
Fig. 10 Effect of cross sectional stiffness<br />
upon redistribution of bending and<br />
torsional moments<br />
ci až od hodnoty ψ = 30°, významnější<br />
však až od hodnoty středového úhlu<br />
ψ = 45°,<br />
• na velikost kroutících momentů v zakřiveném<br />
nosníku na základě výsledků<br />
řešení přímého mostu samozřejmě<br />
usuzovat nelze.<br />
P OMĚR TUHOSTÍ V OHYBU<br />
A V KROUCENÍ<br />
Dalším parametrem, který rozhoduje o redistribuci<br />
namáhání, je poměr tuhostí<br />
v ohybu a v kroucení K = EJ/GJ k (vztah<br />
(5)), závisející zejména na tvaru příčného<br />
řezu mostu – průřez může být vysoký,<br />
nebo naopak široký, jedno- i vícekomorový,<br />
příp. i otevřený (což při vysokých krouticích<br />
účincích však není staticky nejvhodnější<br />
řešení). Proto jsou dále (obr. 10) – jako<br />
další část předkládané parametrické studie<br />
– uvedeny výsledky výpočtu příkladu podle<br />
obr. 4, avšak s průřezy vykreslenými v obr. 9,<br />
jimž přísluší tuhostní poměr K v rozmezí<br />
cca od 75 do 125 % své základní hodnoty.<br />
Výsledky jsou pro čas 10 000 d při stáří<br />
při zmonolitnění t r = 1 000 d.<br />
Z této studie (obr. 10) plyne, že – pro<br />
velmi široký rozsah používaných komorových<br />
průřezů – není vliv uspořádání průřezu<br />
z hlediska redistribuce vnitřních sil<br />
vyvolané změnou statického systému<br />
(a to ani v případě krouticích momentů)<br />
významný. Toto velmi zajímavé zjištění<br />
umožňuje mj. plné využití zde odvozených<br />
a prezentovaných výsledků, bez<br />
ohledu na uspořádání průřezu, tj. na hodnotu<br />
poměru K (vztah 5).<br />
Z ÁVĚR<br />
U půdorysně zakřivených mostů se prokazuje<br />
závažnost vlivu změny statického sys-<br />
10a 10b<br />
tému zejména v zásadně se měnícím<br />
průběhu krouticích momentů, kdy vyvolané<br />
změny mohou dosahovat stovek<br />
procent. Naproti tomu na změny ohybových<br />
momentů má půdorysné zakřivení<br />
(pokud je v rozsahu obvyklém pro<br />
mosty) vliv mnohem menší.<br />
Z toho plyne pro projektovou praxi možnost<br />
(s tolerovatelnou chybou) stanovit<br />
časový vývoj ohybových momentů,<br />
s respektováním jak skutečného tvarového<br />
uspořádání konstrukce (proměnný<br />
průřez), tak i skutečného stáří betonu<br />
v jednotlivých částech konstrukce, použitím<br />
výsledků výpočtu konstrukce přímé,<br />
a ty potom případně modifikovat výsledky<br />
předkládané studie (úprava hodnot<br />
podporových a mezipodporových ohybových<br />
momentů, popř. změny ve vzepětí<br />
momentových obrazců podle vzorce<br />
(8), jak je pro jeden případ ukázáno<br />
na obr. 8). Naopak časový vývoj kroutících<br />
momentů, jehož časové změny<br />
jsou zásadní, je nutné sledovat speciálním<br />
výpočtem. Avšak vzhledem k tomu, že<br />
krouticí účinky se při obvyklém způsobu<br />
podepření do sousedních polí přes podpory<br />
v zásadě nepřenášejí, stačí se přibližně<br />
omezit na jednotlivá mostní pole tvořená<br />
v časech t r spojenými konzolami. Pro<br />
tyto analýzy lze buď přímo použít zde prezentované<br />
vztahy, nebo je možno provést<br />
výpočet konkrétního řešeného uspořádání,<br />
s respektováním jak skutečného tvarového<br />
uspořádání konstrukce (půdorysné<br />
zakřivení, proměnný průřez), tak i skutečného<br />
stáří betonu v jednotlivých částech<br />
konstrukce, použitím relaxační metody<br />
(kdy stačí mít k dispozici pouze jakýkoliv<br />
rutinní program pro elastický výpočet)<br />
nebo postupu založeného na Age-Adjusted<br />
Effective Modulus Method.<br />
Na druhé straně se prokázalo, že pro<br />
široký rozsah používaných průřezů (od<br />
širokých, vícekomorových až po vysoké,<br />
obr. 10) není sledovaná redistribuce<br />
vnitřních sil poměrem ohybových a torz-<br />
Literatura:<br />
[1] Křístek V.: Jiný způsob výpočtu vlivů<br />
dotvarování betonu na staticky neurčitých<br />
konstrukcích, Inženýrské stavby<br />
č.8., 1963<br />
[2] Bažant Z. P.: Prediction of Concrete<br />
Creep Effects Using Age-Adjusted<br />
Effective Modulus Method, American<br />
Concrete Inst., J. , Vol. 19, 1972, pp.<br />
212–217<br />
[3] Vítek J. L.: Výpočetní program DOMO<br />
[4] Navrátil J.: Výpočetní program TDA<br />
(NEXIS)<br />
[5] Záruba L.: Výpočet oblouků a mostních<br />
kleneb za působení tlaku větru,<br />
Sborník Vysoké školy Technické v Brně,<br />
1948<br />
[6] Křístek V., Bažant Z. P.: Shear Lag<br />
Effect and Uncertainty in Concrete<br />
Box Girder Creep, Journal of Structural<br />
Engineering, ASCE, Vol. 113, No.3,<br />
March 1987 pp. 557–574<br />
[7] Vráblík L., Křístek V.: Zpřesněná<br />
metoda statického řešení prostorově<br />
působících mostních konstrukcí se<br />
změnami statického systému, Sb.<br />
konf. „<strong>Beton</strong>ářské dny 2006“, Hradec<br />
Králové, listopad 2006<br />
ních tuhostí významněji ovlivněna. Tento<br />
velmi závažný a pro projektanta vítaný<br />
závěr umožňuje přímé použití výsledků<br />
předkládané studie pro praktické navrhování.<br />
Uvedené výsledky byly získány v rámci řešení<br />
projektu GAČR č. 103/06/0674, projektu MŠMT<br />
1M6840770001 v rámci činnosti výzkumného<br />
centra CIDEAS a projektu 1F45E/020/120<br />
Ministerstva dopravy České republiky.<br />
Prof. Ing. Vladimír Křístek, DrSc.<br />
Ing. Lukáš Vrablík, PhD.<br />
oba: Katedra betonových a zděných konstrukcí<br />
Fakulta stavební ČVUT v Praze<br />
Text článku byl posouzen odborným lektorem.<br />
48 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
M ODRÝ B E T O N<br />
Možnost používat ve svých návrzích<br />
barevný beton je přáním mnoha architektů.<br />
Dosud však technologie výroby barevného<br />
betonu byla drahá, a tím omezovala<br />
jeho širší použití. Finští technologové vyvinuli<br />
cenově dostupný způsob, jak vyrábět<br />
míchané odstíny modré a zelené barvy<br />
a jak jimi barvit beton. Inovativní technologie<br />
je založena na použití mědi ve směsi<br />
betonu. Barva uvolněná chemickou reakcí<br />
v betonové směsi zůstává její součástí.<br />
Společnost, která postup barvení vyvinula,<br />
hledá výrobce betonu, který by měl o licenci<br />
nové technologie zájem.<br />
K zbarvení betonu dojde, je-li do směsi<br />
čerstvého betonu přimíchán kovový prášek<br />
a vhodné anorganické soli. Kovový<br />
prášek je v čerstvém betonu chemicky<br />
aktivován a dojde k probarvení směsi.<br />
Je-li např. požadována modrá barva, je<br />
přidán měděný prášek a soli amonia.<br />
Modrá barva uvolněná chemickou reakcí<br />
zůstává stabilní součástí betonové směsi,<br />
neboť měď má schopnost vytvářet stabilní<br />
a nerozpustné sloučeniny.<br />
Odolnost barevných pigmentů v betonu<br />
proti UV záření byla vyzkoušena v certifikované<br />
finské zkušebně a barevné pigmenty<br />
z práškových kovů ve zkoušce<br />
odolnosti proti UV záření obstály.<br />
Stejně tak bylo na Helsinské technické<br />
univerzitě a v certifikované zkušebně<br />
nezávisle ověřováno uvolňování mědi<br />
Obr. 1 <strong>Beton</strong>ová podlaha<br />
Obr. 2 Monolitická betonová stěna ve školní<br />
budově<br />
Obr. 3 Přístupové schodiště v exteriéru<br />
Obr. 4 Výtvarný prvek<br />
1 2<br />
z betonu do okolí. Protože modré pigmentové<br />
částečky jsou nerozpustné,<br />
uvolňování mědi do okolního prostředí je<br />
minimální a zabarveni betonu je i z tohoto<br />
hlediska dlouhodobě stalé.<br />
Použití mědi jako příměsi do betonu<br />
je velmi jednoduché. Metoda barvení je<br />
cenově velmi příznivá ve srovnání např.<br />
s kobaltovými pigmenty a rozšiřuje tak<br />
paletu možných barev betonu. Sytě zbarvený<br />
povrch lze finálními úpravami různě<br />
strukturovat. Přítomnost mědi v betonu<br />
navíc zabraňuje růstu hub a řas na povrchu,<br />
což ho činí vhodný pro tzv. bezúdržbové<br />
povrchy, které mohou být vystaveny<br />
biologickému znečištění.<br />
Jako nejzajímavějším použitím takto<br />
barveného betonu se jeví např. dlažební<br />
desky, střešní krytina, dlažba, betonové<br />
nástřiky, fasádní prvky nebo lité betonové<br />
podlahy.<br />
Uvedená technologie barvení betonu je<br />
v současné době již na trhu a je chráně-<br />
S TAVEBNÍ V ĚDA KONSTRUKCE<br />
A VÝZKUM<br />
SCIENCE AND RESEARCH<br />
na patentem. Firma, výrobce betonu či<br />
architektonická kancelář, která má zájem<br />
o licenci technologie, by se při spolupráci<br />
měla pokusit o adaptaci nabízené technologie<br />
do existujících nebo zcela nových<br />
produktů.<br />
Ref.: 07 FI FILC OH80, IRC Finland,<br />
kontakt: http://www.licentia.fi<br />
Z podkladů Technologického centra AV ČR,<br />
redakčně upraveno<br />
Pozn.: Technologické centrum AV ČR (www.tc.cz)<br />
je národním informačním centrem pro evropský<br />
výzkum, připravuje analytické a výhledové studie<br />
v oblasti výzkumu, vývoje a inovací a zabývá<br />
se mezinárodním transferem technologií.<br />
V současné době koordinuje dva projekty<br />
na transfer technologií – celorepublikové České<br />
centrum pro transfer technologií<br />
(www.circ.cz) a pražský projekt Centrum pro<br />
transfer technologií (www.cett.cz).<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 49<br />
3<br />
4
V ĚDA A VÝZKUM<br />
V ÝPOČET STAVŮ NAPĚTÍ A P O Š K O Z E N Í K ARLOVA MOSTU<br />
V PR A Z E<br />
SOLUTION OF STRESS STATES AND DAMAGE OF C H A R L E S<br />
B R I D G E I N P R A G U E<br />
J IŘÍ ŠEJNOHA, JAN NOVÁK,<br />
Z DENĚK JANDA, JAN ZEMAN,<br />
M ICHAL ŠEJNOHA<br />
Příspěvek předkládá některé z dosažených<br />
výsledků víceúrovňové nelineární<br />
analýzy Karlova mostu v Praze zaměřené<br />
na zjištění příčin jeho porušování<br />
a případných důsledků zamýšlené<br />
rekonstrukce.<br />
This contribution presents some results<br />
of a nonlinear multi-scale analysis of<br />
Charles Bridge in Prague focused on<br />
causes of its damage and pertinent consequences<br />
of intended rehabilitation.<br />
Již několik let se diskutuje o technickém<br />
stavu Karlova mostu. V předchozích letech<br />
bylo zpracováno několik průzkumů a odborných<br />
analýz konstrukce, při nichž byly<br />
hledány příčiny jeho poruch a způsoby<br />
jejich odstranění. Na Katedře stavební<br />
mechaniky při Fakultě stavební na ČVUT<br />
v Praze již řadu let probíhá výzkum v oboru<br />
studia materiálových vlastností kompozitních<br />
materiálů. Vznikla zde tedy myšlenka<br />
využít tyto poznatky při zkoumání<br />
materiálových vlastností zdiva. Tato analýza,<br />
založená především na homogenizační<br />
technice, je sice poněkud komplikovanější<br />
než klasické přístupy, ale stavba takového<br />
společenského významu, jakou Karlův<br />
most v Praze bezesporu je, takovýto<br />
sofistikovaný přístup vyžaduje. Tento příspěvek<br />
volně navazuje na pojednání [1],<br />
které doplňujeme výsledky počítačové<br />
analýzy a několika dalšími zajímavostmi.<br />
Z HISTORIE „KAMENNÉHO MOSTU“<br />
Karlův most spojuje oba břehy Vltavy,<br />
Staré Město pražské a Malou Stranu. Jeho<br />
předchůdcem byl dřevěný most, připomínaný<br />
již roku 1118, jehož trasa vedla<br />
severněji od nynější, v ose Platnéřské<br />
ulice. Nový most, původně zvaný Kamenný<br />
nebo Pražský (od roku 1870 Karlův),<br />
dal postavit Karel IV. Stavba byla zahájena<br />
v roce 1357 a řídil ji Petr Parléř.<br />
Most byl dokončen na počátku 15. století.<br />
Nad prvním staroměstským pilířem<br />
postavil Parléř Staroměstskou mosteckou<br />
věž považovanou za nejkrásnější bránu<br />
Obr 1 a) socha Bruncvíka, b) historicky<br />
první vyobrazení symbolu české<br />
státnosti<br />
Fig. 1 a) Bruncvik‘s statue, b) first historic<br />
illustration of Czech national emblem<br />
gotické Evropy. Obvodový plášť Karlova<br />
mostu je postaven z pískovcových kvádrů.<br />
Naproti tomu výplň tvoří opukové zdivo<br />
z lomového kamene vyzděné na maltu<br />
z černého hydraulického vápna. Most<br />
spočívá na šestnácti pilířích. Zdobí jej ve<br />
střední Evropě jedinečný soubor 31 soch<br />
a sousoší, převážně barokních z let 1683<br />
až 1714, doplněných v 19. stol. několika<br />
sochami novogotickými a klasicistními.<br />
Z důvodu památkové ochrany byly některé<br />
z nich nahrazeny kopiemi a originály<br />
uloženy v lapidáriu Národního muzea.<br />
Na levé straně mostu, stojíme-li čelem<br />
ke Kampě, pod sousoším sv. Vincence,<br />
stojí na hrotu mostního pilíře socha<br />
Bruncvíka (obr. 1a) od L. Šimka (1884).<br />
Socha této významné osobnosti, která<br />
je spojena se symboly české státnosti<br />
(lev s dvěma ocasy), stojí na místě starší<br />
sochy z počátku 16. stol., kterou zde<br />
dala postavit staroměstská obec na znamení<br />
svých práv k mostu (na soklu znak<br />
Starého Města). Most je ukončen dvojicí<br />
Malostranských mosteckých věží.<br />
S TAV PORUŠENÍ V ROCE 2005<br />
V periodickém pískovcovém zdivu kleneb<br />
je patrný vývoj trhlin orientovaných souběžně<br />
s podélnou osou mostu. Trhliny<br />
jsou situovány zejména v oblastech vzdálených<br />
cca do 1 m od líců parapetních zdí<br />
směrem dovnitř klenby.<br />
Další výrazné poruchy se objevují v blízkosti<br />
jednotlivých soch a sousoší v tzv.<br />
Důležitá data poškození, přestaveb,<br />
povodní a rekonstrukcí<br />
1167 až 1174 stavba Juditina mostu<br />
1357 až 1406 stavba Karlova mostu<br />
rozsáhlé poškození při povodních,<br />
zřítilo se osm mostních kleneb,<br />
1432 zůstaly stát pouze pilíře č. 3, 4, 7,<br />
8, 10 (číslováno od Staroměstské<br />
mostecké věže označené číslem 0)<br />
1496 podemletí a pokles pilíře č. 3<br />
do r. 1503 oprava škod z roku 1432 a 1496<br />
1655 poškození založení pilířů<br />
značně poškozeny tři pilíře<br />
1784<br />
a pět oblouků<br />
do r. 1788 oprava škod z roku 1784<br />
povodní strženy klenby č. 5,<br />
1890 6, 7 a značně poškozeny<br />
pilíře č. 4, 5, 6, 7, 8<br />
srpen 1891 zahájení rekonstrukce<br />
dokončení rekonstrukce započaté<br />
listopad 1892<br />
r. 1891<br />
sanace základů mostních pilířů č. 3, 4<br />
1902 až 1904<br />
a 7 pneumatickým způsobem<br />
rozsáhlá rekonstrukce, cementové<br />
1966 až 1975 injektáže, implementace<br />
železobetonové desky<br />
povodeň více než stoleté vody<br />
2002<br />
– most odolal<br />
sanace založení pilířů 8, 9 a oprava<br />
2004 až 2005<br />
ledolamů<br />
rizalitech, a to v nárožních oblastech<br />
v přechodu rizalitu do přímého zdiva<br />
parapetů. V úrovni běžné hladiny vody ve<br />
Vltavě je rozrušeno především maltové<br />
pojivo mezi zdícími bloky. Jsou zde však<br />
patrné i trhliny probíhající napříč kamennými<br />
bloky pilířů a zasahující opět až do<br />
periodického zdiva kleneb.<br />
Lze předpokládat, že veškeré trhliny<br />
jsou ovlivněny smykovými napětími,<br />
jejichž zdrojem je zejména nestejné<br />
oteplování, resp. ochlazování jednotlivých<br />
částí konstrukce, a dále hlavním tahovým<br />
napětím mj. i od vlastní tíhy mostu,<br />
které je zvlášť výrazné v klenbách v oblasti<br />
podélné osy mostu.<br />
Makroskopický model<br />
Analýza napětí byla provedena na dvou<br />
výpočetních modelech. Model pro ověření<br />
vývinu poškození bral v úvahu pouze<br />
dvě pole mostu (obr. 2a), přičemž spo-<br />
50 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
lupůsobení uvažovaného výřezu se sousedními<br />
částmi mostu bylo zohledněno<br />
aplikací podmínek symetrie na volné<br />
stěny výřezu. Tyto podmínky bereme jako<br />
aproximaci podmínek periodicity konstrukce<br />
mostu. Pro posouzení zatížitelnosti<br />
mostu a napjatosti pod jednotlivými<br />
pilíři se uvažoval periodický výřez o šesti<br />
polích (obr. 2b).<br />
Aby bylo možno věrně zachytit přenos<br />
zatížení do jednotlivých částí mostu<br />
a rovněž tak respektovat příslušná materiálová<br />
rozhraní, bylo nutno rozčlenit geometrické<br />
uspořádaní modelu do několika<br />
segmentů. V rámci jednotlivých geometrických<br />
celků byla vzata v úvahu nejen<br />
vícevrstvá skladba mostovky a přítomnost<br />
železobetonové desky, ale i geometricky<br />
odlišné rozložení bloků v obvodovém<br />
zdivu pilířů, kleneb, parapetních zdí<br />
a vnitřního opukového zdiva mostu.<br />
Důležitým problémem při stavbě výpočtového<br />
modelu bylo také zohlednění<br />
postupu výstavby konstrukce. Pokud zatížíme<br />
most vlastní tíhou jako celek a nebereme<br />
v úvahu postup výstavby (jmenovitě<br />
fázi odskružení), vyjdou nesmyslné<br />
výsledky. Ve vrcholu klenby se objeví<br />
tah bez ohledu na to, zda se jedná<br />
o lineární či nelineární výpočet. Jelikož<br />
podrobné informace o postupu výstav-<br />
Obr. 2 MKP modely mostu, a) dvoupolový<br />
segment, b) šestipolový segment<br />
Fig. 2 FE-meshes of bridge segments,<br />
a) two-arch segment, b) six-arch<br />
segment<br />
Obr. 3 Fáze výstavby, a) 1. fáze, b) 2. fáze<br />
c) 3. fáze<br />
Fig. 3 Build-up phases a) first phase,<br />
b) second phase, c) third phase<br />
2a)<br />
3<br />
by chybí, předpokládali jsme na doporučení<br />
Ing. V. Tvrzníka, CSc. z firmy Mott<br />
MacDonald odskružení v době co nejkratší<br />
(s ohledem na nebezpečí zvýšené<br />
hladiny řeky) a uvážili tyto fáze výstavby<br />
(obr. 3):<br />
1. fáze oblouk s pilíři<br />
2. fáze po odskružení oblouku výstavba<br />
klenby poprsní zdi, tvořící<br />
pískovcový obklad mostu,<br />
a opukové výplňové zdivo<br />
3. fáze vrstvy mostovky, včetně železobetonové<br />
desky a soch.<br />
V úvahu bylo třeba vzít i změnu statického<br />
systému způsobenou zřícením kleneb<br />
při povodni v roce 1890 a následnou<br />
rekonstrukcí zahrnující vylehčovací<br />
klenby navržené prof. Velflíkem. Další<br />
časově závislou změnou uvažovanou ve<br />
výpočtu bylo i vytvoření kesonových<br />
věnců kolem několika pilířů.<br />
Materiálové parametry, simulace<br />
na mezoúrovni<br />
Je zřejmé, že konstrukční skladba jednotlivých<br />
stavebních částí Karlova mostu je<br />
značně heterogenní. Připomeňme však,<br />
že použitý 3D materiálový model předpokládá<br />
v počátečním stavu konstrukci<br />
bez trhlin z homogenního a isotropního<br />
materiálu. Splnění takového předpokladu<br />
tak vyžadovalo určení efektivních (makroskopických)<br />
vlastností zastižených druhů<br />
kamenného zdiva. Materiálové charakteristiky<br />
jednotlivých kvazihomogenních<br />
celků byly odvozeny z nelineárních simulací<br />
prováděných na periodických jednotkových<br />
buňkách (PUC) na mezostrukturální<br />
úrovni [2]. Testována byla sada jednotkových<br />
periodických buněk zdiva klenby,<br />
neperiodického zdiva parapetních zdí<br />
a výplňového zdiva z lomového kame-<br />
a) b) c)<br />
b)<br />
V ĚDA A VÝZKUM<br />
ne (obr. 4a). K tomuto účelu byly použity<br />
standardní homogenizační postupy<br />
vycházející z analýzy periodické jednotkové<br />
buňky, která bere v úvahu skutečné<br />
geometrické uspořádání kamenných<br />
bloků a pojiva. Snížené pevnosti kontaktu<br />
mezi kameny a maltovým ložem byly<br />
vystiženy pomocí přechodových (kontaktních)<br />
prvků s Mohr-Coulombovým materiálem.<br />
V případě neperiodických struktur byly<br />
při konstrukci periodické buňky využity<br />
statistické deskriptory. Makroskopická<br />
lomová energie byla určena z pracovních<br />
diagramů (obr. 4b), popisujících závislost<br />
mezi makroskopickou deformací a makroskopickým<br />
napětím, jako plocha pod<br />
tímto diagramem vynásobená délkou<br />
(resp. šířkou) periodické buňky (analogie<br />
s modelem roztroušených trhlin „CC3D-<br />
Cementitious“ zabudovaným v programu<br />
ATENA 3D [3]). Ortotropní charakter odezvy<br />
zděných konstrukcí byl vzat v úvahu<br />
určitým zprůměrováním makroskopických<br />
veličin získaných z numerických<br />
zatěžovacích zkoušek v hlavních směrech<br />
ortotropie s přihlédnutím k faktům uváděným<br />
v [2].<br />
Simulace byly provedeny programem<br />
ATENAWin [3], který disponuje celou škálou<br />
nelineárních materiálových modelů<br />
využitelných k popisu nejen betonu, ale<br />
i malty a pískovcových bloků, jejichž chování<br />
je betonu velmi podobné. Mechanicko-fyzikální<br />
parametry zastižených fází<br />
(malta, pískovec, opuka) na mezoúrovni<br />
byly odvozeny z experimentů prováděných<br />
v Kloknerově ústavu.<br />
Posledními materiály, zahrnutými v počítačovém<br />
modelu, byly vrstvy podloží<br />
říčního dna Vltavy. Kromě betonu kesonových<br />
věnců jsou o podloží k dispozi-<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 51
V ĚDA A VÝZKUM<br />
ci pouze údaje o elastických tuhostech<br />
(modul deformace) vrstev. Chybí jakékoliv<br />
informace o pórové struktuře, popř.<br />
puklinatosti podloží. Z tohoto důvodu<br />
a s přihlédnutím na kvalitu podloží ověřenou<br />
při nedávných sanacích podzákladí<br />
pilířů č. 9 a 8 byly tyto vrstvy vystiženy<br />
lineárním materiálovým modelem s příslušnými<br />
parametry odvozenými z dostupných<br />
informací.<br />
Zatížení konstrukce<br />
V obecném případě by pro určení velikosti<br />
a prostorového rozložení teplotních<br />
změn na segmentu mostu bylo nutné<br />
provést řešení sdružené úlohy nestacionárního<br />
vedení tepla a vlhkosti s nelineárními<br />
materiálovými charakteristikami<br />
se zahrnutím slunečního záření a přestupu<br />
tepla prouděním. To je však vzhledem<br />
k rozsahu řešené úlohy nereálné,<br />
a proto byl výpočet založen na extrapolaci<br />
dvojrozměrných průběhů teplot určených<br />
pomocí konečněobjemového programu<br />
DELPHIN [4], který poskytuje nástroje<br />
pro realistické modelování sdružených<br />
Obr. 5 Zatěžovací stavy, a) změna teploty<br />
v létě, b) tlak vody při povodni<br />
Fig. 5 Loading states, a) the summer<br />
temperature change, b) water<br />
pressure of flood<br />
a) b)<br />
transportních jevů. Extrémní hodnoty na<br />
povrchu a na rozhraní mezi dílčími částmi<br />
mostu byly využity jako vstupní parametry<br />
pro řešení stacionární 3D úlohy vedení<br />
tepla pro nejnepříznivější letní a zimní<br />
období.<br />
Vnější kinematické okrajové podmínky<br />
aplikované na dvouobloukovém i šestiobloukovém<br />
segmentu mostu byly zvoleny<br />
tak, aby odpovídaly co nejlépe reálnému<br />
chování celé konstrukce. Podstavy<br />
obou modelů, představující rozhraní<br />
mezi skalní a poloskalní horninou v podloží<br />
mostních pilířů, byly pevně vetknuty.<br />
Boční čela modelu, kolmá na podélnou<br />
osu mostu byla vzhledem k symetrii sousedních<br />
oblouků zafixována pouze v podélném<br />
směru.<br />
Zatížení konstrukce bylo zvoleno s ohledem<br />
na vnější klimatické a provozní<br />
vlivy [7]. Dnes, kdy je most zatěžován již<br />
pouze běžným provozním zatížením, se<br />
stává hlavním zatížením vlastní tíha konstrukce,<br />
hydrostatický a hydrodynamický<br />
tlak vody [5], [6] při různých úrovních<br />
hladiny a oteplování, popřípadě ochlazování<br />
povrchu, zapříčiňující odpovídající<br />
objemové změny. Konkrétně bylo při<br />
výpočtu mechanické odezvy uvažováno<br />
dvacet zatěžovacích stavů, z nichž bylo<br />
následně vytvořeno třináct kombinací,<br />
které byly použity pro vlastní nelineární<br />
Obr. 4 Výsledky ze simulací<br />
na mezoúrovni,<br />
a) trhliny v PUC<br />
výplňového zdiva,<br />
b) výsledné zatěžovací<br />
čáry<br />
Fig. 4 The results from<br />
meso-scale<br />
simulations, a) cracks<br />
inside the PUC of<br />
filling masonry,<br />
b) resulting loading<br />
curves<br />
výpočet. Součinitele zatížení a kombinace<br />
byly voleny v souladu s normou zatížení<br />
ČSN 73 0035, přičemž byla vzata<br />
v úvahu pravděpodobnost současného<br />
výskytu zatěžovacích stavů uvažovaných<br />
pro danou kombinaci.<br />
Mechanická odezva<br />
Jak se dalo očekávat, nejvýraznější poruchy<br />
(trhliny) vyvolává teplotní gradient.<br />
Kromě zjevných poruch na povrchu pískovcového<br />
pláště se poruchy nejvíce projevují<br />
na přechodu mezi tímto pláštěm<br />
a opukovým výplňovým zdivem. Tím se<br />
vysvětlují i podélné trhliny viditelné zdola<br />
na povrchu klenby.<br />
Celý teplotní cyklus „oteplení – ochlazení”<br />
dává mnohem příznivější výpověď<br />
o napjatosti a poli trhlin než samostatné<br />
zatěžovací stavy. Tím se i částečně<br />
vysvětluje, proč most po léta snáší opakované,<br />
i když ne v každém roce extrémní,<br />
teplotní zatížení.<br />
Poruchy mezi podélným a ustupujícím<br />
parapetem (směrem k podstavcům<br />
soch) jdou nepochybně na vrub střídání<br />
letního roztažení a zimního zkrácení<br />
v kombinaci s příčným ohybem parapetů.<br />
Nelze však očekávat, že tento výpočet<br />
vykáže poškození tak značného rozsahu.<br />
To je způsobeno řadou dalších faktorů,<br />
jako je rozpínání ledu v trhlinách, vypl-<br />
52 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007<br />
a)<br />
b)
ňování trhlin nečistotami a mnohonásobným opakováním těchto<br />
procesů.<br />
Z ÁVĚR<br />
Vzhledem k velikému množství vstupních a výstupních dat není<br />
možné zde prezentovat veškerá zjištění týkající se nasazení víceúrovňového<br />
přístupu v případě výpočtu mechanické odezvy Karlova<br />
mostu. Např. o nárazu soulodí za povodně pojednává příspěvek<br />
[8]. Nicméně bylo prokázáno, že pro analýzu složitých masivních<br />
konstrukcí, jakou kamenný most bezesporu je, může být tato<br />
procedura jednou z mála alternativ, jak výstižné řešení mechanické<br />
odezvy vůbec provést. Přístup navrhovaný platnými normami<br />
je pro podobné extrémní podmínky (silně nelineární chování, složitá<br />
zatížení, klimatické vlivy, 3D charakter apod.) prakticky nepoužitelný.<br />
V neprospěch takového přístupu lze naopak říci, že jeho<br />
použití bývá bez vyššího podílu automatizace zpracovávání vstupních<br />
dat (geometrie modelu, komparativní experimenty, odladění<br />
mezoskopických simulací) časově náročnější. Dále také klade vyšší<br />
nároky na teoretické znalosti řešitele, a to jak v případě přípravy<br />
úlohy, tak v případě interpretace výstupních dat.<br />
Na druhou stranu aplikace počítačového přístupu je v dnešní<br />
době velmi efektivní, a to zejména z důvodu existence výstižných<br />
materiálových modelů, popisujících nelineární kvazikřeh-<br />
Literatura:<br />
[1] Tvrzník V., Křížek V.: Karlův most – problematika železobetonové<br />
desky, <strong>Beton</strong> TSK 4/2003, str. 18–22<br />
[2] Šejnoha J., Bittnar Z., Šejnoha M., Zeman J., Novák J., Janda<br />
Z.: Výpočet stavů napětí a porušení Karlova mostu v Praze,<br />
Technická zpráva, Mott MacDonald, 2005, 158 stran<br />
[3] Červenka V., Jendele L., Červenka J.: ATENA program documentation<br />
– Part I: Theory, Červenka Consulting Company,<br />
2002<br />
[4] Grunewald J.: Delphin 4.1 documentation: Theoretical fundamentals,<br />
TU Dresden, 2000<br />
[5] Čihák F., Satrapa L., Fošumpaur P.: Vyhodnocení proudových<br />
profilů Karlova Mostu v Praze během povodně 2002,<br />
Technická zpráva, ČVUT v Praze, Praha, 2004<br />
[6] ČSN 73 6503 – Zatížení vodohospodářských staveb vodním<br />
tlakem, 1981, Československý normalizační institut, Praha<br />
[7] ČSN 73 6203 – Zatížení mostů, 1981, Československý normalizační<br />
institut, Praha<br />
[8] Šejnoha J., Zeman J., Novák J., Šejnoha M.: Model nárazu<br />
soulodí do Karlova mostu při povodni, Stavební obzor 3/2006,<br />
str. 65–69<br />
V ĚDA A VÝZKUM<br />
Obr. 6 Zbytková tahová pevnost mostu po porušení vlivem<br />
vlastní tíhy Ft [Pa]<br />
Fig. 6 The residual tensile strength after cracking due<br />
to dead load Ft [Pa]<br />
ké porušování materiálů, implementovaných v řadě komerčních<br />
MKP programů, např. v [3].<br />
Příspěvek byl vypracován za finanční podpory Ministerstva školství, mládeže<br />
a tělovýchovy, projekt č. 1M 0579 v rámci činnosti výzkumného centra<br />
CIDEAS. Bylo využito teoretických výsledků získaných v rámci projektu GAČR<br />
103/04/1321.<br />
Prof. Ing. Jiří Šejnoha, DrSc.<br />
tel: 224 354 492, e-mail: sejnoha@fsv.cvut.cz<br />
Ing. Jan Novák<br />
tel: 224 354 606, e-mail: novakj@cml.fsv.cvut.cz<br />
Zdeněk Janda<br />
tel: 224 354 472, e-mail: zdenek.janda@atlas.cz<br />
Ing. Jan Zeman, PhD.<br />
tel: 224 354 482, e-mail: zemanj@cml.fsv.cvut.cz<br />
Doc. Ing. Michal Šejnoha, PhD.<br />
tel: 224 354 494, e-mail: sejnom@fsv.cvut.cz<br />
všichni: Fakulta stavební ČVUT v Praze<br />
Thákurova 7, 166 29 Praha 6<br />
RSTAB RFEM<br />
Program pro výpočet<br />
rovinných i prostorových<br />
prutových konstrukcí<br />
Demoverze zdarma ke stažení<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 53<br />
www.dlubal.cz<br />
Řada přídavných modulů<br />
Rozsáhlá knihovna profilů<br />
Snadné intuitivní ovládání<br />
6 500 zákazníků ve světě<br />
Nová verze v českém jazyce<br />
Zákaznické služby v Praze<br />
Ing. Software Dlubal s.r.o.<br />
Anglická 28,120 00 Praha 2<br />
Tel.: +420 222 518 568<br />
Ing. Software<br />
Fax: +420 222 519 218<br />
Dlubal E-mail: info@dlubal.cz<br />
Program pro výpočet<br />
konstrukcí metodou<br />
konečných prvků<br />
Inzerce 96,5x132 zrcadlo (<strong>Beton</strong> 1 1 20.9.2006 8:31:45<br />
Statika, která Vás bude bavit ...
V ĚDA A VÝZKUM<br />
S TUDIE TERMO- HYGRO- MECHANICKÉHO C H O V Á N Í TLUSTÉ<br />
Z Á K L A D O V É DESKY<br />
STUDY OF THERMO- HYDRO- MECHANICAL BEHAVIOUR<br />
OF THICK F O U N D A T I O N SLAB<br />
T OMÁŠ KOUDELKA, TOMÁŠ KREJČÍ<br />
A JIŘÍ ŠEJNOHA<br />
Článek se zabývá numerickým řešením<br />
problematiky betonáže tlustých základových<br />
desek realizovaných pod hladinou<br />
podzemní vody. Řeší se sdružená termohygro-mechanická<br />
úloha v aplikaci na<br />
základovou desku obchodního centra<br />
Praha-Těšnov.<br />
The paper deals with a numerical<br />
solution of thick foundation slabs realized<br />
under the groundwater level. The<br />
coupled thermo-hydro-mechanical problem<br />
is solved in application to the foundation<br />
slab of a commercial building in<br />
Prague-Těšnov.<br />
Tlusté základové desky jsou často realizovány<br />
v jamách hluboko pod hladinou<br />
podzemní vody. Proto jsou kladeny zvýšené<br />
nároky na jejich odolnost vůči průsaku<br />
podzemní vody. Tato odolnost je<br />
ovlivněna řadou faktorů – složením (kvalitou)<br />
betonu, mírou a způsobem vyztužení,<br />
technologií ukládání betonu (včetně<br />
uspořádání pracovních spar) a konečně<br />
ošetřením betonu v průběhu tuhnutí<br />
a tvrdnutí.<br />
Vlastnosti betonů, které jsou obvykle<br />
navrhovány jakožto vysokohodnotné,<br />
ať už samozhutnitelné, popř. snadnozhutnitelné,<br />
jsou silně ovlivněny složením<br />
betonové směsi. Významnou roli<br />
při tom hrají nejen základní materiálové<br />
parametry, jako je hodnota vodního<br />
součinitele, agregáty (od hrubého kameniva<br />
až po velmi jemné frakce nezřídka<br />
s latentní hydraulicitou), ale i přísady,<br />
jako jsou superplastifikátory či katalyzátory<br />
typu H-Krystal ap. Ty pak do značné<br />
míry ovlivňují počátek tuhnutí (zpravidla<br />
zpoždění až o několik hodin), vývoj<br />
hydratačního tepla, ale i počáteční fázi<br />
smršťování, označovaného jako autogenní<br />
(bez výměny vody s okolím), které<br />
nabývá oproti normálnímu betonu často<br />
vyšších hodnot.<br />
Zajímavým způsobem se projevuje<br />
mikrovýztuž. Experimenty na cementových<br />
pastách ukázaly, že mikrovýztuž<br />
může autogenní smršťování zcela vylou-<br />
čit, dokonce se počáteční smršťování<br />
může projevit jako jakési bobtnání zřejmě<br />
způsobené oteplením při vývinu hydratačního<br />
tepla, viz [1].<br />
Tyto faktory je třeba vzít v úvahu při<br />
počítačovém modelování chování základové<br />
desky, počínaje ukládáním betonové<br />
směsi, respektováním postupu betonáže<br />
po vrstvách (zpravidla dvě až tři vrstvy<br />
o tloušťce 400 až 600 mm) a smršťovacích<br />
celcích, ošetřením (zakrytím<br />
fólií, přiměřeným kropením a ochranou<br />
vůči sluneční radiaci). Z hlediska mechaniky<br />
tuhnoucího betonu je třeba vystihnout<br />
nárůst tuhosti a pevnosti betonu<br />
již v raném stádiu tuhnutí, ale i další<br />
časově závislé jevy, jako je smršťování<br />
(v první fázi autogenní, později vysycháním),<br />
dotvarování a poškozování. To<br />
vede k aplikaci přijatelného termo-hygromechanického<br />
modelu, který musí být<br />
dostatečně výstižný, přitom však přiměřeně<br />
jednoduchý, aby zvládl řešení složité<br />
a silně nelineární úlohy k popisu chování<br />
dostatečně velkého konstrukčního<br />
celku (výřezu z desky). Tato poznámka je<br />
určena zejména statikům, kteří jsou zvyklí<br />
analyzovat stavy napětí rozsáhlých konstrukcí,<br />
avšak převážně v oblasti lineárně<br />
pružného chování konstrukce, což je<br />
ve srovnání s výše popsanou sdruženou<br />
úlohou v podstatě jednoduchá a rutinní<br />
záležitost. Zároveň je na místě poznamenat,<br />
že existují vysoce účinné softwarové<br />
produkty, např. ATENA a její modifikace<br />
[2], které zvládají řešení rozsáhlých<br />
nelineárních úloh, zahrnujících poškození<br />
betonu, v rozsahu desítek tisíc neznámých<br />
a dokonce s vystižením náhodné<br />
povahy jevu (v uvedeném programu<br />
modul FREET).<br />
Problém, který situaci značně komplikuje<br />
a na nějž klademe důraz, je jeho časová<br />
závislost a interakce všech složek řešení<br />
provázejících.<br />
M ODELOVÁNÍ PŘENOSU TEPLA<br />
A VLHKOSTI<br />
Transportní problémy se obecně řeší jako<br />
sdružené nelineární úlohy, které vyžadují<br />
simultánní numerickou integraci tří skupin<br />
rovnic. Jedná se o transportní rovni-<br />
ce (Fickův, Darcyho a Fourierův zákon),<br />
bilanční rovnice a materiálové (retenční)<br />
vztahy. Diskretizací transportního problému<br />
metodou konečných prvků (MKP)<br />
dostáváme systém nelineárních a nesymetrických<br />
rovnic, které se řeší Newton–<br />
Raphsonovou metodou. Výsledné rovnice<br />
jsou silně nelineární, což výrazně zvyšuje<br />
nároky nejen na počítačové zpracování,<br />
ale i na vlastní počítač (rychlost procesoru,<br />
velikost paměti). Oproti klasickým<br />
stacionárním úlohám se mění způsob<br />
ukládání matic, řešení systému algebraických<br />
rovnic a narůstá doba výpočtu. Jako<br />
velmi výhodné řešení se ukazuje použití<br />
paralelního programování [3].<br />
Numerické výpočty jsou provedeny programem<br />
SIFEL (Simple Finite Elements),<br />
do něhož byl implementován fenomenologický<br />
model podle Künzela a Kiessla<br />
[5]. Künzelův model zavádí v materiálovém<br />
bodě dvě neznámé veličiny h – relativní<br />
vlhkost [-] a T – absolutní teplotu<br />
[K]. Výsledné rovnice, zachycující bilanci<br />
energie (1) a vlhkosti (2), mají poměrně<br />
jednoduchý tvar<br />
⎛ ∂<br />
⎞<br />
∂<br />
⎜ ρ<br />
+ ⎟ =<br />
(1)<br />
⎝ ∂⎠∂ ( )<br />
= ( )+ ( )<br />
∇ λ∇ ∇ δ ∇ <br />
( ) (2)<br />
∂<br />
∂<br />
= ∇ ∇+ δ ∇ ( )<br />
∂<br />
∂<br />
kde ρ. [kg m-3 ] je objemová hmotnost<br />
materiálu, c [J kg-1 K-1 ] je specifická tepelná<br />
kapacita, Hw [J m-3 ] entalpie materiálové<br />
vlhkosti, t [s] čas, λ. [Wm-1K-1 ] tepelná<br />
vodivost, hv [Jkg-1 ] specifické výparné<br />
teplo, . δp [kg m s-1 Pa-1 ] permeabilita<br />
vodní páry v porézním materiálu, psat [Pa]<br />
tlak nasycených vodních par, w [kg m-3 ]<br />
obsah vody a Dh [kg m s-1 ] je vodivost<br />
kapalné fáze.<br />
Model zanedbává konvekci vodní páry<br />
i kapaliny způsobenou rozdíly totálních<br />
tlaků a gravitací, jakož i změny entalpie<br />
vlivem proudění kapalné fáze. Na levých<br />
stranách obou rovnic jsou akumulační<br />
členy. Na pravých stranách jsou toky tepla<br />
a vlhkosti. V rov. (1) se jedná o tok tepla<br />
54 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
a entalpie difúzí vodní páry. Tok kapalné<br />
fáze v rov. (2) je pouze mírně ovlivněn<br />
teplotou ve vodivost D h. Tok vodní<br />
páry je však simultánně řízen poli teploty<br />
i vlhkosti vlivem exponenciální závislosti<br />
tlaku nasycené páry na teplotě. Výhodou<br />
tohoto modelu je snadná aplikace v analýze<br />
stavebních konstrukcí za běžných klimatických<br />
podmínek a snadné a rychlé<br />
uplatnění fyzikálních vlastností materiálů<br />
zjištěných v laboratoři. Model byl v programu<br />
SIFEL rozšířen o vystižení vývinu<br />
hydratačního tepla v betonu a o statisticky<br />
zpracovaný soubor klimatických podmínek<br />
pro Prahu (zdroj ČHMÚ). Model<br />
je částečně sdružen s mechanickou analýzou<br />
(tzv. stupňovitý, neboli staggered<br />
model), sledující deformace teplotou,<br />
smršťováním, dotvarováním a poškozováním<br />
betonu.<br />
M ODELOVÁNÍ MECHANICKÉHO<br />
CHOVÁNÍ – B3 MODEL<br />
V oblasti provozního namáhání, kde napětí<br />
v konstrukci nepřesáhne zhruba 40 %<br />
pevnosti, se dotvarování betonu řídí Boltzmannovým<br />
principem superpozice. V případě<br />
jednoosého namáhání je deformace<br />
vyjádřena v závislosti na napětí rovnicí<br />
ε ()= ( σ ) ( )+<br />
(3)<br />
<br />
<br />
+ ∫ ( τ) σ<br />
( τ)+ ε () <br />
<br />
Funkce poddajnosti lineárního viskoelastického<br />
materiálu J vyjadřuje deformaci<br />
v čase t od jednotkového napětí σ = 1<br />
působícího od času τ. Člen ε 0 zastupuje<br />
jiné deformace než od napětí (např.<br />
smršťování, teplotní deformace apod.).<br />
Relativní vlhkost a teplota ovlivňují<br />
podle Bažantova modelu B3 dotvarování<br />
a smršťování dvěma způsoby. Přímo,<br />
změnou koeficientu viskozity v konstitutivním<br />
modelu, a nepřímo, dopadem<br />
na rychlost hydratace (stárnutí) betonu.<br />
Funkci poddajnosti J uvažujeme ve vhodném<br />
tvaru degenerovaného jádra (Dirichlet-Pronyho<br />
řady) rovnice (3)<br />
( τ)=<br />
=<br />
<br />
∑<br />
μ = <br />
<br />
<br />
( )<br />
μ τ<br />
(4)<br />
{ }<br />
− ⎡ ⎣<br />
τ <br />
μ ( )− μ () ⎤<br />
⎦<br />
<br />
kde y μ = t/Θ μ a Θ μ jsou tzv. retardační<br />
časy. Funkci poddajnosti znázorňuje Kelvin-Voigtův<br />
reologický řetězec na obr. 1.<br />
Materiálové parametry jsou svázány těmito<br />
vztahy<br />
<br />
&<br />
μ<br />
μ<br />
η = = − (5)<br />
μ<br />
μ μ<br />
&<br />
&<br />
μ<br />
Zmiňované přímé ovlivnění míry dotvarování<br />
teplotou T a vlhkostí h může být<br />
v řetězci popsáno následujícím vztahem<br />
φφ <br />
η μ ( ) τ μ μ <br />
μ <br />
=<br />
( ) <br />
(6)<br />
= K <br />
Efekt teploty vychází z konceptu aktivační<br />
energie<br />
<br />
⎡ ⎛ <br />
φ = ⎢ ⎜<br />
⎣⎢<br />
⎝ ⎞<br />
⎤<br />
⎟ ⎥ <br />
⎠ ⎦⎥<br />
(7)<br />
= <br />
kde u c je aktivační energie dotvarování.<br />
Efekt vlhkosti vyjadřuje empirický vztah<br />
φ = α + − α<br />
<br />
α ≈ ÷ <br />
<br />
( )<br />
<br />
V ĚDA A VÝZKUM<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 55<br />
μ<br />
(8)<br />
Celkové smrštění uvažujeme jako součet<br />
tří složek:<br />
• smrštění od vysychání a nasákání, ε s,<br />
• autogenní smrštění, ε s a (objemové<br />
změny během chemických procesů<br />
v průběhu hydratace),<br />
• karbonatační smrštění, ε s c (způsobené<br />
reakcí hydroxidu vápenatého cementové<br />
pasty se vzdušným oxidem uhličitým).<br />
Obr. 1 Kelvin–Voigtův reologický řetězec<br />
Fig. 1 Kelvin-Voigt rheological chain<br />
<br />
= <br />
<br />
<br />
= <br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
Obvykle se uvádí, že jak autogenní, tak<br />
karbonatační smrštění jsou malá a mohou<br />
být zanedbána. Jak ukazují laboratorní<br />
měření [1], v případě autogenního<br />
smršťování se zdá být tento optimismus<br />
poněkud nadsazený. V našem modelu se<br />
průběh proběhlého autogenního smršťování<br />
zavádí jako materiálový parametr,<br />
jehož počáteční hodnota i následující<br />
průběh jsou zavedeny do výpočtu na<br />
základě experimentálních měření provedených<br />
na relevantních vzorcích. Přetvoření<br />
ε 0 ovlivněné změnou teploty a vlhkosti<br />
se tedy skládá ze dvou částí:<br />
- vliv vysychání a nasákání<br />
ε & = &<br />
(9)<br />
<br />
- vliv teploty<br />
ε&= α&<br />
(10)<br />
<br />
kde<br />
( ( ) )<br />
( ( ) )<br />
{ } <br />
<br />
<br />
= εψ & + σ &<br />
<br />
α = α + ρσ<br />
&<br />
<br />
= <br />
(11)<br />
–(ε s 0 ) = 0,0002÷0,001 a α0 jsou empirické<br />
konstanty, –(ψ) = E(t 0)/E(t e)3h 2<br />
pro 0,4 ≤ h ≤ 0,99, kde H . = h . + cT . (c je<br />
nezáporná konstanta). Empirické koeficienty<br />
r a ρ nabývají obvykle hodnot<br />
r = (0,1÷0,6)/f t ‘ [MPa -1 ], ρ = (1÷2)/ft ‘<br />
[MPa -1 ], kde f t ‘ je pevnost v tahu, jejíž<br />
časový nárůst je rovněž při praktických<br />
výpočtech zaváděn na základě experimentálně<br />
zjištěných závislostí. Podrobnosti<br />
lze nalézt např. v [6]. Teoreticky byl<br />
vyzkoušen i víceúrovňový model kombinující<br />
počítačovou simulaci vytváření<br />
cementové struktury (vývin hydratačního<br />
tepla, tuhosti a pevnosti v čase) s modelem<br />
popisu chování konstrukce, viz [7].<br />
Jeho uplatnění je však zatím převážně<br />
v oblasti výzkumu, a to pro značnou<br />
časovou a kapacitní náročnost na hardware<br />
počítače.<br />
M ODELOVÁNÍ MECHANICKÉHO<br />
CHOVÁNÍ – MODEL POŠKOZENÍ<br />
<strong>BETONU</strong><br />
Pro popis poškození betonu byla vytvořena<br />
celá řada materiálových modelů<br />
[8]. Mezi nejjednodušší z nich patří<br />
model skalárního izotropního poškození.<br />
Výstižnost tohoto modelu je do znač-
V ĚDA A VÝZKUM<br />
né míry závislá na volbě vhodného vztahu<br />
pro normu ekvivalentního přetvoření,<br />
na němž je parametr poškození závislý.<br />
Pro beton se osvědčily zejména dva vztahy.<br />
Prvním vztahem je Mazarsova norma,<br />
která je definována vztahem<br />
εʹ = εʹ εʹ<br />
<br />
(12)<br />
<br />
α α<br />
kde ε α‘ jsou složky hlavní deformace<br />
a operátor značí výběr pouze kladných<br />
složek daného vektoru, sčítá se přes<br />
index α. Deformace ε‘ je uvažována jako<br />
celková deformace bez nevratných deformací<br />
od dotvarování a smršťování a dále<br />
bez deformace od teploty. Druhý vhodný<br />
vztah představuje von Misesova norma,<br />
která je dána výrazy<br />
<br />
ε ʹ = + + <br />
<br />
−<br />
<br />
= = <br />
−<br />
ν ν<br />
=<br />
<br />
<br />
<br />
( ) ( + )<br />
(13)<br />
kde I 1 je první invariant tenzoru deformace,<br />
J 2 je druhý invariant deviátoru tenzoru<br />
deformace, ν je Poissonův součinitel.<br />
Materiálové parametry f c a f t jsou tlaková<br />
respektive tahová pevnost betonu.<br />
Evoluční vztah pro parametr poškození<br />
ω v závislosti na ekvivalentní deformaci<br />
je definován<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
ω = ( ʹ )=<br />
(14)<br />
⎛ ⎞<br />
⎛ ⎞ ⎜ ε ʹ − ⎟<br />
= − ⎜ ⎟ ⎜ − ⎟ <br />
⎝ ε ʹ ⎠ ⎜<br />
−<br />
⎟<br />
⎝ ⎠<br />
kde u f definuje sklon změkčení a f t je<br />
tahová pevnost betonu. Modul pružnosti,<br />
tahová a tlaková pevnost betonu závisí<br />
na stáří betonu. Napětí se v případě<br />
skalárního izotropního poškození vypočítá<br />
ze vztahu<br />
Obr. 2 Topologie základové desky<br />
Fig. 2 Topology of foundation slab<br />
<br />
σ = ( − ω) εʹ<br />
(15)<br />
kde E el je modul pružnosti. Uvedený<br />
vztah pro napětí lze zapsat v přírůstkovém<br />
tvaru<br />
<br />
& = &ʹ−&ʹ <br />
σ ε ε<br />
ε&ʹ= ωε & ʹ + ωε&ʹ<br />
<br />
ʹ <br />
∂ ε<br />
ω& =<br />
∂ε ʹ<br />
<br />
( )<br />
( )<br />
<br />
∂ε ʹ e<br />
<br />
ε ʹ<br />
56 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007<br />
(16)<br />
Při přechodu na trojrozměrnou napjatost<br />
jsou složky napětí (σ) a přetvoření<br />
(ε) nahrazeny příslušnými tenzory σij, εij a elastická tuhost Eel je nahrazena tenzorem<br />
materiálové elastické tuhosti E el<br />
ijkl .<br />
V provedených výpočtech byla použita<br />
Mazarsova norma ekvivalentního přetvoření.<br />
Potřebná derivace ekvivalentního<br />
přetvoření podle jednotlivých složek<br />
přetvoření je dána v tenzorové formě<br />
vztahem<br />
∂ε ʹ <br />
= <br />
(17)<br />
∂ε ʹ ε ʹ <br />
<br />
ε ʹ<br />
α<br />
( )+ ( )<br />
εʹ εʹ α<br />
α α α<br />
<br />
<br />
kde a i α je i-tá složka směrového vektoru<br />
složky α vektoru hlavní deformace.<br />
Při počítačové implementaci se přechází<br />
k maticovému přepisu tenzorových veličin.<br />
Popis modelu lze nalézt např. v [9].<br />
P OČÍTAČOVÁ ANALÝZA ZÁKLADOVÉ<br />
DESKY<br />
Dále uvedené výsledky se vztahují<br />
k dvourozměrnému řezu částí základové<br />
desky administrativní budovy v Praze na<br />
Těšnově analyzované za podmínek rovinné<br />
deformace. Deska má tloušťku 1 m,<br />
je vertikálně zalomená (obr. 2) a byla<br />
betonována ve třech vrstvách s časovým<br />
odstupem cca 3 h.<br />
Po dobu pěti dnů byla přikryta fólií, aby<br />
se zabránilo rychlému odpařování zbytkové<br />
vody.<br />
Do výpočtu realizovaného modelem<br />
Künzela a Kiessla byly zahrnuty klimatické<br />
podmínky pro prostředí desky. Z obr. 3 je<br />
vidět, že proces vysychání vychází z horního<br />
povrchu desky a začíná odejmutím<br />
krycí fólie.<br />
Na obr. 4 je znázorněn vývoj teploty ve<br />
dvou úrovních pod horním povrchem. Je<br />
vidět, že shoda mezi hodnotami zjištěnými<br />
teploměry instalovanými přímo v desce<br />
a hodnotami předpověděnými počítačovou<br />
simulací je velmi dobrá. Z toho<br />
lze usuzovat, že Künzel–Kiesslův model<br />
implementovaný v programovém souboru<br />
SIFEL vystihuje vývoj teplotního pole<br />
velmi dobře.<br />
Zajímavé je sledovat průběh přetvoření<br />
desky, který odpovídá podepření jednostrannými<br />
elastickými pružinami (s možností<br />
odtrhu) (obr. 5). Navazující obr. 6<br />
ukazuje vývoj parametru poškození ω.<br />
Lze konstatovat, že akumulované hydratační<br />
teplo se spotřebuje v průběhu<br />
zhruba sedmi dnů, kdy proběhne rovněž<br />
převážná část autogenního smršťování.<br />
Jeden týden je tedy minimální doba,<br />
kdy je třeba desce věnovat mimořádnou<br />
pozornost (kropení). Dále je vidět, že<br />
vysychání je dlouhodobý proces. Výrazně<br />
se nejprve projeví na volných površích<br />
a teprve se značným časovým odstupem<br />
jej zaznamenáme uvnitř desky. Dopad<br />
difúzního procesu vysychání (smršťování<br />
betonu) na vývoj napětí a rozdělení mikrotrhlin<br />
je výrazný. Projevuje se i se značným<br />
časovým odstupem a může vést ke<br />
zrodu lokalizovaných trhlin.<br />
Pozitivně se uplatňuje mikrovýztuž.<br />
Pozornost je třeba věnovat i přechodům<br />
mezi jednotlivými vrstvami. S výhodou<br />
lze uplatnit katalyzátor H-Krystal. Jak<br />
ukázaly odvrty na realizovaných deskách,<br />
vrstva s aplikovaným katalyzátorem musí<br />
být dostatečně vlhká. Postřik nebo nátěr<br />
je rozhodně vhodnější než posyp, který<br />
má spíš negativní dopad (možná separace<br />
vrstev).<br />
Z ÁVĚR<br />
Zakládání budov v jámách hluboko pod<br />
hladinou podzemní vody je vážným, ale<br />
dobře zvládnutelným problémem. Trhliny,<br />
které vznikají v kombinaci hydratačních<br />
procesů v betonu a kontaktních sil mezi<br />
základovou deskou a podložím narušují<br />
nepropustnost desky. Nelze zapomenout<br />
ani na dodatečné poruchy vyvolané<br />
tíhou vrchní stavby. Tomuto účinku, který<br />
nelze s ohledem na nelinearitu problému<br />
oddělit od hydratačních jevů, jsme se
Obr. 3 Profil relativní vlhkosti po 14 dnech<br />
Fig. 3 Relative humidity profile after 14<br />
days<br />
Obr. 4 Vývoj teplotního pole – počítačová<br />
simulace vs. experiment<br />
Fig. 4 Evolution of temperature field<br />
– simulation vs experiment<br />
Obr. 5 Deformovaný tvar konstrukce po<br />
15 h od betonáže první vrstvy<br />
Fig. 5 Deformed shape of the structure<br />
after 15 hours from casting of the<br />
first layer<br />
Obr. 6 Průběh parametru poškození ω po<br />
15 h od betonáže první vrstvy<br />
Fig. 6 Evolution of damage parameter ω<br />
after 15 hours from casting of the<br />
first layer<br />
v příspěvku speciálně nevěnovali. V žádném<br />
případě jej však nelze podcenit.<br />
Cílem příspěvku bylo ukázat, že analýza<br />
chování betonových konstrukcí v raném<br />
stádiu tuhnutí a tvrdnutí betonu vyžaduje<br />
fyzikálně korektní materiálový model<br />
vystihující transportní procesy, časově<br />
závislé přetváření a porušování (poškozování)<br />
betonu. Vývoj hydratačního tepla<br />
je třeba vystihnout pro konkrétní směs,<br />
ať už experimentálně nebo mikrosimulací.<br />
Do výpočtu je třeba zahrnout i reálné<br />
klimatické podmínky pro danou oblast<br />
a roční období.<br />
Provedená studie ukazuje, že se poškození<br />
v betonu vyvíjí ve třech zónách.<br />
První představuje povrch desky a poškození<br />
je převážně důsledkem vysychání.<br />
Druhou zónou jsou čela desky, vč. kontaktů<br />
se smršťovacími pásy. Poškození<br />
je důsledkem smykových napětí a na<br />
realizovaných deskách je dobře patrné.<br />
Poškození při spodním povrchu zasahuje<br />
do hloubky zhruba 200 mm (max.<br />
ω =0,4). Toto poškození vzniká v důsledku<br />
hydratace v horní vrstvě, která je oproti<br />
dolním vrstvám opožděna. Během špičky<br />
vývinu hydratačního tepla v horní vrstvě<br />
je deska v důsledku nerovnoměrného<br />
ohřátí ohýbána a snaží se prohnout vzhůru.<br />
Působením vlastní tíhy desky dochází<br />
uprostřed k poškození dolního povrchu<br />
desky, viz deformovaný tvar na obr. 5.<br />
Smršťovací pásy jsou při realizaci základových<br />
desek používány s velkou oblibou<br />
a mají na nepropustnost desky dobrý vliv.<br />
Je však třeba si uvědomit, že pokud jsou<br />
dobetonovány s velkým časovým odstu-<br />
<br />
3<br />
4<br />
5<br />
6<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
V ĚDA A VÝZKUM<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 57
V ĚDA A VÝZKUM<br />
Literatura:<br />
[1] Litoš J.: Vliv modifikačních přísad na<br />
objemové změny čerstvých cementových<br />
past, <strong>Beton</strong> <strong>TKS</strong> 2/2007, <strong>Beton</strong><br />
<strong>TKS</strong>, s. r. o, Praha, str. 44–46, 2007<br />
[2] Červenka J., Červenka V.: Three<br />
Dimensional Combined Fracture-<br />
Plastic Material Model for Concrete,<br />
Proc. 5 th U.S. National Congress on<br />
Computational Mechanics, Boulder,<br />
Colorado, USA, 1999<br />
[3] Kruis J.: Domain Decomposition<br />
Methods for Distributed Computing,<br />
Saxe-Coburg Publications,<br />
Stirlingshire, 2006<br />
[4] Lewis R. W., Schrefler B. A.: The finite<br />
element method in static and dynamic<br />
deformation and consolidation of<br />
porous media, John Wiley & Sons,<br />
Chichester-Toronto (492), 1998<br />
pem, v segmentech oddělených pásy<br />
již velká část smršťování proběhla, což<br />
následně vede ke vzniku tahových napětí<br />
a k příčným trhlinám ve smršťovacím<br />
pásu (kolmým ke kontaktu pás-základní<br />
segment desky). Tomu lze spolehlivě<br />
čelit postupnou betonáží pásů po menších<br />
celcích.<br />
Celkově lze říct, že v rámci studie byly<br />
vytvořeny a ověřeny vhodné nástroje pro<br />
posuzování postupů betonáže s ohledem<br />
na vodotěsnost betonu. Na základě<br />
provedené analýzy je možné se následně<br />
rozhodnout a navrhnout vhodná opatření<br />
k eliminaci výskytu případných trhlin<br />
(např. změna tloušťky vrstev nebo časového<br />
odstupu betonáže atd.). Nově navržená<br />
opatření je možné opět simulovat<br />
pro ověření jejich účinnosti.<br />
Tento výsledek byl dosažen za finanční podpory<br />
Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy<br />
České republiky, projekt č. 1M 0579 v rámci<br />
činnosti výzkumného centra CIDEAS.<br />
Ing. Tomáš Koudelka, PhD.<br />
tel.: 224 354 369<br />
e-mail: koudelka@cml.fsv.cvut.cz<br />
Ing. Tomáš Krejčí, PhD.<br />
tel.: 224 354 309<br />
e-mail: krejci@cml.fsv.cvut.cz<br />
Prof. Ing. Jiří Šejnoha, DrSc.<br />
tel.: 224 354 492<br />
e-mail: sejnoha@fsv.cvut.cz<br />
všichni :<br />
Fakulta stavební ČVUT v Praze<br />
Thákurova 7, 166 29 Praha 6<br />
Text článku byl posouzen odborným lektorem.<br />
3. STŘEDOEVROPSKÝ KONGRES O BETONOVÉM STAVITELSTVÍ<br />
3. středoevropský kongres o betonovém stavitelství se konal<br />
17. a 18. září t. r. v maďarském Visegradu, v krásném prostředí<br />
termálních lázní na břehu Dunaje.<br />
Odborný program 3. kongresu „CCC“ byl zaměřen na inovativní<br />
materiály a technologie pro betonové konstrukce (1. CCC<br />
kongres v rakouském Grazu v roce 2005 byl zaměřen na vláknobetony<br />
a loňský CCC kongres v Hradci Králové na betonové<br />
konstrukce v dopravní infrastruktuře).<br />
<strong>Beton</strong> jako stavební materiál<br />
prochází v posledních letech<br />
neobyčejně rychlým vývojem,<br />
který se týká vstupních materiálů,<br />
navrhování a realizace konstrukcí,<br />
ekonomiky výstavby ale<br />
i estetických hledisek. Proto byla<br />
odborná jednání zaměřena na<br />
tři oblasti:<br />
• beton požadovaných vlastností<br />
• moderní výztužné a předpínací<br />
materiály a technologie<br />
• nové technologie výroby betonu<br />
a výstavby betonových konstrukcí<br />
Technická exkurze po kongresu<br />
zavedla zájemce na stavbu<br />
[5] Künzel H. M., Kiessl K.: Calculation of<br />
heat and moisture transfer in exposed<br />
building components, Int. J. Heat<br />
Mass Transfer, 40, p. 159–167, 1997<br />
[6] Larrard F.: Concrete mixture proportioning,<br />
E&FN SPON, 1999<br />
[7] Šmilauer V., Krejčí T., Koudelka T.:<br />
Analysis of Concrete Foundation<br />
– Heat Conduction Multiscale<br />
Modeling, Proc. of Eng. Mechanics<br />
2007, p. 279–280, 2007<br />
[8] Bazant Z. P., Belytschko T. B., Chang<br />
T. P.: Continuum theory for strainsoftening,<br />
ASCE J. Eng. Mech., 110,<br />
p. 1666–1692, 1984<br />
[9] Pijaudier-Cabot G., Jason L.:<br />
Continuum damage modeling and<br />
some computational issues, RFGC<br />
– 6/2002, Numerical Modelling in<br />
Geomechanics, p. 991–1017, 2002<br />
nového velkého přemostění Dunaje na severním úseku budovaného<br />
dálničního okruhu Budapešti (přemostění je složeno<br />
z pěti mostů v celkové délce 1 862 m).<br />
Kongres byl pořádán Maďarskou národní skupinou fib ve spolupráci<br />
s Maďarským betonářským svazem a Svazem maďarských<br />
výrobců betonu a betonových prvků.<br />
4. kongres CCC se uskuteční příští rok 2. a 3. října v chorvatské<br />
Opatiji se zaměřením na betonové stavitelství v městském<br />
prostředí.<br />
Jana Margoldová<br />
Sborník z konference je k nahlédnutí v redakci.<br />
Obr. 1 Výstavba přemostění Dunaje na severně od Budapešti<br />
58 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
„BETONOVÁ“ P O H L E D N I C E Z DOVOLENÉ<br />
J ANA MARGOLDOVÁ<br />
Podobně jako vloni jsem se na dovolenou vydala do oblasti Ticina,<br />
kde se vlní hranice mezi Švýcarskem a Itálií a překračujete ji za den<br />
tolikrát, že už ani nevíte, zda máte v obchodě platit eury či švýcarskými<br />
franky (italsky tam na vás mluví na obou stranách hranice).<br />
V tom kraji je k vidění mnoho zajímavého, vedle nádherné přírody,<br />
vysokých hor, modrých jezer, starých památek i obdivuhodné stavby<br />
z betonu z konce minulého století i z posledních let.<br />
V ILLA GARBALD<br />
Od jara 2004 může ETH (Eidgenissische Technische Hochschule/Federal<br />
Institute of Technology) v Zurichu užívat moderní<br />
prostory „think tanku“ a konferenčního centra v novém rozšíření<br />
Villy Garbald v městečku Castasegna v údolí Bregaglia těsně<br />
nad italskou hranicí.<br />
Významný německý architekt Gottfried Semper (Opera<br />
v Drážďanech, Neue Hofburg palác ve Vídni) navrhnul tři stavby<br />
během své profesury na ETH v Zurichu. Dnes jsou všechny –<br />
hlavní budova ETH v Zurichu, observatoř na Schmelzbergstrasse<br />
v Zurichu a dům pro vrchního celního radu Augustina Garbalda<br />
v Castasegne – počítány mezi architektonické poklady Švýcarska.<br />
Poslední jmenovaná, villa Garbald, nejjižnější Semperovo<br />
dílo, postavené v letech 1862 a 1863, byla v roce 1955 věnována<br />
posledními majiteli Nadaci Garbald. V roce 1997 bylo rozhodnuto<br />
v rámci rozšíření spolupráce mezi nadací a univerzitou<br />
o rekonstrukci vily a rozšíření jejích ubytovacích kapacit. Práce<br />
na návrhu nového řešení byla zadána architektonickému ateliéru<br />
Miller & Maranta z Baselu.<br />
Nový objekt reflektující místní strohou horskou lidovou architekturu<br />
tvoří na nepříliš rozsáhlém pozemku protiváhu původní<br />
romantické Semperově vile. Vstup do obytné části je ze svažité<br />
zahrady, společné pro oba domy, přes velkou společenskou<br />
místnost. Ačkoliv většina místností v úzkém pětipodlažním<br />
domě lichoběžníkového půdorysu jsou ložnice, jeho prohlídka<br />
připomíná příběh. Jednotlivé pokoje (ložnice s koupelnou)<br />
jsou uspořádány kolem centrálního čtyřramenného scho-<br />
2<br />
S PEKTRUM<br />
SPECTRUM<br />
diště, které se točí kolem komína krbu ze spodní společenské<br />
místnosti. Ze tří mezipodest vedou dveře do pokojů a na čtvrté<br />
– hlavní podestě je okno pro přímé osvětlení schodiště, a zase<br />
znovu (obr. 1). Uspořádání oken na pěti různě širokých fasádách<br />
se zdá díky vnitřní dispozici zcela náhodné. Na konci výstupu<br />
na návštěvníka čeká překvapení v podobě horní společenské<br />
místnosti vysoké přes dvě podlaží, opět s krbem, ale hlavně<br />
s velikánským oknem, které otvírá úžasný výhled na okolní<br />
hory a dolů do Itálie na celé údolí Bregaglia. Forma objektu<br />
je poněkud abstraktní a svou posunutou geometrií připomíná<br />
nahodilou avšak velmi hustou zástavbu okolních vesnic. Nová<br />
moderní věžovitá stavba z monolitického betonu má velmi blízko<br />
ke kamenným věžím „roccoli“, které lze potkat v severní Itálii<br />
a v okolí Lugana. Hrbolatá, kropenatá fasáda domu je ze stříkaného<br />
betonu, který byl nanášen pod silným tlakem ihned po<br />
odbednění monolitické betonové konstrukce (obr. 2 a 3). Pokud<br />
se na hrubé fasádě zachytí mechy a lišejníky a modřínové okenice<br />
zešednou až zezelenají působením vody, větru a slunce, nic<br />
se neděje. Objekt se jen více ponoří do okolní zástavby – projekt<br />
s jeho stárnutím počítal.<br />
V rámci celkové rekonstrukce původní vily se dočkala modernizace<br />
i kuchyně a přilehlá jídelna (obr. 4). V kuchyni je nová<br />
betonová kuchyňská linka a v jídelně rovněž betonový příbor-<br />
Obr. 1 Půdorys<br />
typického<br />
podlaží villy<br />
Garbald [1]<br />
Obr. 2 Hrubá<br />
stavba [1]<br />
Obr. 3 a) jihozápadní<br />
fasády,<br />
b) pohled<br />
ze zahrady<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 59<br />
1<br />
3a<br />
3b
PS PEKTRUM<br />
ROFILY<br />
SPECTRUM<br />
Obr. 4 a, b) kuchyně s betonovou linkou,<br />
c) jídelna s betonovým krbem<br />
4a 4b 4c<br />
ník a jednoduchý krb. Pro mladou paní pečící koláče k svačině<br />
byl beton použitý i k zařízení kuchyně a jídelny stejně přirozený<br />
jako kámen, který se všude okolo používal ve stavbách od<br />
nepaměti.<br />
Villa Garbald je místem setkání více významů: setkávají se zde<br />
vědci z univerzity a v diskuzích hledají řešení svých problémů<br />
a setkávají se zde dvě architektury – Semperova abstraktní a teoretická<br />
s citlivým vyjádřením našich součastníků, jež reflektuje<br />
staleté souvislosti místa (www.garbald.ch).<br />
M UZEUM „NA MOSTĚ“<br />
Vybudovat muzeum, zvláště muzeum moderního umění, není<br />
jednoduchý úkol. Vyžaduje to specifické znalosti o požadavcích<br />
na takové prostory, značnou dávku nekonvenčního myšlení<br />
a odvahy.<br />
Idea muzea umění v Maccagnu, malém městečku s dvěma<br />
tisícovkami obyvatel v provincii Varese na břehu Lago di Maggiore,<br />
Itálie, vznikla už v roce 1977. Prostředí zde bylo ještě čisté,<br />
nezatížené průmyslem a o oblast se postupně, vzhledem k blízkosti<br />
švýcarské hranice, krásnému jezeru a okolním horám, začínali<br />
stále více zajímat turisté z celé Evropy. V té době přišla skupina<br />
výtvarníků s návrhem vybudovat zde, daleko od velkých<br />
měst, kulturní centrum. Po odsouhlasení projektu představiteli<br />
místní samosprávy byla založena nadace, díky jejíž finanční podpoře<br />
bylo v roce 1998 otevřeno jedno z mála italských muzeí<br />
umění vybudovaných v 2. polovině 20. století.<br />
Ideový návrh objektu zpracoval římský architekt Maurizio Sacripanti<br />
(1916 až 1996), autorem statického návrhu železobetonové<br />
konstrukce je inženýr Giuseppe Noris (1924 až 1989) a interiéry<br />
navrhnul římský architekt Riccardo Colella. Pro stavbu bylo<br />
vybráno místo při ústí říčky Giona do jezera. Výstavba muzea se<br />
sice protáhla na dlouhých sedmnáct let, ale ještě před dokončením<br />
získala tato ojedinělá „mostní“ konstrukce v roce 1992<br />
prestižní národní architektonickou cenu. Soutěžní komise uvedla,<br />
že architekt Sacripanti vytvořil v Maccagnu živý organismus<br />
zcela integrovaný mezi přírodní prvky (vodu, vzduch, oblohu<br />
a stromy) – novou přirozenou a neoddělitelnou součást místa.<br />
Ocenila rovněž použití betonu jako hlavního stavebního materiálu<br />
i pro zpracování detailů, kde vynikla jeho přirozená krása<br />
vytvářející přechod mezi umělým a přírodním stavebním materiálem.<br />
Tvarová a objemová kompozice budovy v nádherné kombinaci<br />
s hrou světla přímého i odraženého ve výstavních prostorách<br />
vytvářejí neopakovatelný zážitek pro všechny návštěvníky<br />
(www.museoparisivalle.it).<br />
Obr. 5 Pohled „proti vodě“ na mostní konstrukci<br />
Muzea moderního umění v Maccagnu<br />
Obr. 6 Šikmá fasáda muzea<br />
60 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007<br />
5<br />
6
7 8<br />
S TEINKIRCHE (KAMENNÝ KOSTEL V) CAZIS<br />
Cazis (1 600 obyvatel) je malé městečko ve středním Švýcarsku,<br />
v kantonu Graunbünden, leží asi 20 km jižně od Churu směrem<br />
na sedlo San Bernardino. Evangelická farnost zde byla založena<br />
kolem roku 1968. Farníci zpočátku neměli vlastní kostel,<br />
na větší bohoslužby se scházeli buď v nedalekém Thusis nebo<br />
v místním katolickém kostele a postupně se skládali na vlastní<br />
svatostánek.<br />
Podle zadání ke studii z roku 1994 měl být nový kostel navržen<br />
pro 240 věřících a hlavní prostor se měl dát snadno rozdělit<br />
na tři samostatné části. Na projektu začal v roce 1995 pracovat<br />
architekt Werner Schmitt z Trunu. Jeho návrh se skládal<br />
ze tří „ohlazených kamenů“ – betonových síní, které byly spojeny<br />
dřevěnou chodbou z jedné strany<br />
zakončenou sakristií a z druhé šatnou 10<br />
s toaletami. Vedle kostela bude stát<br />
samostatná dřevěná zvonice. Rozpočet<br />
na stavbu činil 3,9 mil. CHF, z poloviny<br />
na něj přispěla kostelní pokladna<br />
kantonu a zbytek byl hrazen ze<br />
zisku z prodeje církevní půdy a ze sbírky<br />
farníků.<br />
Stavět se začalo v dubnu 1996<br />
a hned první etapa – výstavba bednění<br />
patřila k nejnáročnějším. Dvojitá<br />
přesně tvarovaná forma byla sestavena<br />
ze 108 dřevěných plošných prvků<br />
s různou křivostí. V nejtenčím místě<br />
má betonová „slupka“ tloušťku pouze<br />
150 mm. Mezi povrchy bednění byla<br />
umístěna výztuž.<br />
SPPEKTRUM ROFILES<br />
SPECTRUM<br />
V lednu roku 1998 proběhla v rozestavěném kostele s provizorním<br />
topením švýcarská biskupská konference, jíž předcházely<br />
ekumenické konzultace k sociálnímu a hospodářskému rozvoji<br />
Švýcarska. Kostel se stal ještě před dokončením oblíbeným<br />
kulturním centrem obce. Vedle mší se zde konají divadelní představení,<br />
koncerty, výstavy obrazů i meditativní setkání. Vybavení<br />
interiéru a spojující chodbu ze dřeva a skla navrhnul architekt<br />
Diederik Peper z Churu. Kostel byl po dokončení slavnostně otevřen<br />
v lednu 2002 (www.cazis.ch).<br />
fotografie 3 až 7 a 10, 11 z archívu autorky<br />
Obr. 7 Evangelický kostel v Cazis<br />
Obr. 8 Půdorys kostela [2]<br />
Jana Margoldová<br />
Obr. 9 Ramenáty bednění monolitické<br />
konstrukce [2]<br />
Obr. 10 Interiér kostela<br />
Obr. 11 Přístupová chodba<br />
Literatura:<br />
[1] Nurmi T.: Asuintaloja betonista<br />
– arkkitehdit Miller & Maranta,<br />
BETONI 2/2007, pp. 20-29<br />
[2] Materiály Evangelische<br />
Kirchgemeinde Casis<br />
9 11<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 61
S PEKTRUM<br />
SPECTRUM<br />
R EŠERŠE ZE Z A H R A N I Č N Í C H ČASOPISŮ<br />
S TUDIE O NOVÝCH ŽELEZOBETONOVÝCH<br />
KONSTRUKCÍCH POUŽÍVAJÍCÍCH ULTRA VYSOKOPEVNOSTNÍ<br />
VLÁKNOBETON (UFC) – VÝZVA PRO POUŽÍVÁNÍ<br />
200 MPA UFC PRO KONSTRUKCE BUDOV ODOLNÉ<br />
PROTI ZEMĚTŘESENÍ<br />
Shunsuke Sugano, Hideki Kimura, Kazuyoshi Shirai<br />
Článek popisuje seismické chování nových železobetonových<br />
staveb používajících extrémně vysokopevnostní vláknobeton<br />
s pevností v tlaku až 200 MPa. K získání základních dat o chování<br />
sloupů a rámů v konstrukcích postavených z UFC a vystavených<br />
seismickému zatížení byla uskutečněna série zkoušek. Vyhodnocení<br />
výsledků zkoušek potvrdilo, že: 1) UFC, v zásadě křehký<br />
materiál, může být v sloupech sevřen vysokopevnostní příčnou<br />
výztuží/třmínky (dostupnou na japonském trhu), 2) pokud jsou<br />
Z VÝŠENÍ TRVANLIVOSTI ŽELEZOBETONOVÝCH PRVKŮ<br />
NAMÁHANÝCH OHYBEM UŽITÍM VYSOKOPEVNOSTNÍHO<br />
<strong>BETONU</strong> S MALÝM SMRŠTĚNÍM<br />
Makoto Tanimura, Ryoichi Sato, Yoichi Hiramatsu<br />
Cílem článku je ukázat význam autogenního smršťování pro užitné<br />
vlastnosti nosníků z vysokopevnostního betonu namáhaných<br />
ohybem. Pozornost je zaměřena také na vysokopevnostní betony<br />
vyráběné s použitím rozpínavých přísad a/nebo chemických<br />
látek zabraňujících smršťování nebo Portlandského cementu<br />
bohatého na Belit (s nízkým hydratačním teplem), jejichž nízké<br />
smrštění zlepšuje ohybové chování nosníků. Z hlediska návrhových<br />
rovnic tento článek předkládá nový postup pro vyhodnocení<br />
šířky ohybových trhlin a deformace železobetonových nosníků<br />
zohledňující deformace nosníku v raném stáří betonu před<br />
O VĚŘOVACÍ ZKOUŠKY <strong>BETONU</strong> C100 V DUBAI<br />
Shusuke Kuroiwa, Yoshitaka Inoue, Kensuke Fujioka,<br />
Adel William<br />
Použití vysokopevnostního betonu pro stavbu mrakodrapů v Dubai<br />
je z mnoha ohledů výhodné. Proto byly zkoumány vlastnosti<br />
betonu s pevností v tlaku 100 MPa vyráběného z materiálů<br />
dostupných v okolí stavby. Byly sledovány vlastnosti čerstvého<br />
betonu a zatvrdnutého betonu na vzorcích a na prvcích konstrukce.<br />
Testy potvrdily, že zpracovatelnost betonu byla dobrá, vlast-<br />
NÁVRH KONSTRUKCE OSMDESÁTIPODLAŽNÍ<br />
VÝŠKOVÉ BUDOVY S POUŽITÍM EXTRÉMNĚ<br />
VYSOKOPEVNOSTNÍHO <strong>BETONU</strong> S PEVNOSTMI<br />
V TLAKU 200 MPA<br />
Hideki Kimura, Tadao Ueda, Kazuo Ohtake,<br />
Atsushi Kambayashi<br />
Článek předkládá návrh osmdesátipodlažní výškové budovy<br />
s použitím extrémně vysokopevnostního betonu s pevnostmi<br />
v tlaku až 200 Mpa. Odezva konstrukce na vnější zatížení<br />
sloupy sevřeny vysokopevnostními třmínky, vykazují i pod velmi<br />
vysokým osovým tlakem stabilní seismické chování, 3) ocelová<br />
vlákna přidaná do UFC významně zvyšují smykovou odolnost<br />
sloupů i rámů. Analytická studie objasnila, že smykové chování<br />
sloupů a rámů může být zlepšeno cíleným přidáním ocelových<br />
vláken pro zvýšení tahové odolnosti UFC. Výsledky projektu<br />
jsou využívány pro návrhy postupů navrhování a výstavby prvků<br />
a konstrukcí z UFC.<br />
Journal of Advanced Concrete Technology: Study of New RC Structures<br />
Using Ultra-High-Strength Fiber-Reinforced Concrete (UFC) – The<br />
Challenge of Applying 200 MPa UFC to Earth-quake Resistant Building<br />
Structures, June 2007, Vol. 5, No. 2, str. 133 až 147<br />
zatížením. Experimentální výsledky ukazují, že autogenní smršťování<br />
HSC významně ovlivňuje zvětšování šířky trhlin a deformaci<br />
železobetonových nosníků, zatímco LS-HSC výrazně zvyšuje<br />
jejich trvanlivost. Tento koncept, který zohledňuje změny napětí<br />
v tažené výztuži a změny křivosti v porušené části před a po zatížení,<br />
je efektivní pro vysvětlení vlivu smršťování a objemových<br />
změn betonu před zatížením na mezní šířku trhlin a ohybovou<br />
deformaci železobetonových nosníků. Předkládaný návrh výpočtu<br />
mezní šířky trhlin a ohybové deformace, který je porovnáván<br />
s konvenčními rovnicemi, ukazuje velmi dobrou shodu s výsledky<br />
experimentu.<br />
Journal of Advanced Concrete Technology: Serviceability Performance<br />
Evaluation of RC Flexural Members Improved by Using Low-Shrinkage<br />
High-Strength Concrete, June 2007, Vol. 5, No. 2, str. 149 až 160<br />
nosti čerstvého betonu jsou zachovány s malými změnami po<br />
požadovaný čas, a že ztvrdlý beton má dobré mechanické vlastnosti<br />
a trvanlivost. Zkoušky vzorků také ukázaly, že pevnost v tlaku<br />
a modul pružnosti jádrových vývrtů byly vyhovující pro beton<br />
s pevností v tlaku 100 MPa.<br />
Journal of Advanced Concrete Technology: Performance Confirmation Tests<br />
on C100 Concrete in Dubai, UAE, June 2007, Vol. 5, No. 2, str. 171 až 180<br />
od zemětřesení a větru byla vyšetřována pomocí nelineárních<br />
statických 3D analýz. Analytické výsledky ukazují, že parametry<br />
budovy vyhověly návrhovým kritériím pro mezní stavy použitelnosti<br />
a únosnosti.<br />
Journal of Advanced Concrete Technology: Structural Design of 80-Story<br />
RC High-Rise Building Using 200 MPa Ultra-High-Strength Concrete, June<br />
2007, Vol. 5, No. 2, str. 181 až 191<br />
62 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
P RECIZNÍ RENOVACE <strong>BETONU</strong> NA LETIŠTI<br />
E AST MIDLANDS<br />
Bryan Smith, Tarmac CMS Pozament<br />
Výjimečný rychle tuhnoucí PQ-X cement společnosti Tarmac<br />
CMS Pozament byl použit firmou MJS Construction při rozsáhlých<br />
rekonstrukcích pojezdové dráhy na letišti East Midlands.<br />
PQ-X cement je cement dosahující velmi brzy vysoké pevnosti.<br />
Může být míchán s běžným kamenivem jako transportbeton<br />
nebo beton vyrobený na stavbě s provzdušněním vyhovující<br />
specifikaci BAA. Čtrnáctidenní renovační program realizovaný<br />
v únoru 2007 vyžadoval výměnu více než 850 m 2 pojezdové<br />
betonové dráhy. Firma MJS Construction měla každý den pouze<br />
12 h na vylámání 50 m 2 350 mm tlusté betonové desky a její<br />
obnovu za pomoci PQ-X cementu.<br />
Článek předkládá podrobný časový harmonogram prací. Každý<br />
den se začínalo v 8 h vylámáním desky o rozměrech 12 x 4 m,<br />
v 10 h byl prostor již zcela čistý, starý beton odvezený a prostor<br />
připravený pro další práce, které následovaly s vojenskou přesností.<br />
Nová betonová deska byla v 17 h kompletní a během<br />
následujících třech hodin dosáhl PQ-X beton pevnosti v tlaku<br />
větší než 20 N/mm 2 (po 28 dnech to bylo 65 N/mm 2 ). Ve 20 h<br />
byla podle plánu pojezdová dráha otevřena pro letadla.<br />
Č ESKÁ N OBELOVA C E N A<br />
1<br />
S PEKTRUM<br />
SPECTRUM<br />
Concrete For the Construction Industry: Precision concrete refurbishment at<br />
East Midlands Airport, July 2007, Vol. 41, No. 6, str. 45 až 46<br />
Obr. 1 Exkavátor rozrušuje betonovou desku 12 x 4 m<br />
Obr. 2 Dvě vrstvy ocelových výztužných sítí vložené do<br />
rekonstruovaného pole pojezdové dráhy<br />
Obr. 3 Finální povrchové úpravy<br />
Ocenění Česká hlava pro nejvýznamnější osobnosti české vědy a techniky vláda uděluje na základě doporučení Rady pro výzkum<br />
a vývoj za celoživotní dílo.<br />
Mezi letošními dvanácti nominovanými osobnostmi jsou i dva stavební inženýři, kteří významně přispěli k rozvoji betonového<br />
stavebnictví nejen v České republice – oba patří k uznávaným odborníkům i ve světovém měřítku<br />
• Dr. Vladimír Červenka – počítačová simulace reálného chování betonových konstrukcí<br />
• Prof. Jiří Stráský – visuté a zavěšené soustavy, zejména mostní konstrukce<br />
Odborná porota zasedne 21. října. Vítězní laureáti 6. ročníku budou oznámeni na tiskové konferenci, která se bude konat 22. listopadu<br />
na Úřadu vlády České republiky. Slavnostní galavečer „Slavní slavným“ uvede Česká televize v sobotu 24. listopadu ve<br />
21:00 hod na programu ČT1.<br />
2<br />
3<br />
připravila redakce dle HN<br />
B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007 63
S E M I N Á Ř E, K O N F E R E N C E A SYMPOZIA<br />
S EMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR<br />
ČSN EN 1991<br />
Školení<br />
Termín a místo konání: 19. října 2007, Masarykova kolej, Praha 6<br />
Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: cbz@cbsbeton.eu, www.cbsbeton.eu<br />
ČSN EN 1992<br />
Školení<br />
Termín a místo konání: 22. a 29. října 2007, Masarykova kolej, Praha 6<br />
Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: cbz@cbsbeton.eu, www.cbsbeton.eu<br />
SANACE A REKONSTRUKCE STAVEB 2007<br />
9. konference WTA CZ<br />
Termín a místo konání: 24. a 25. 10 2007, VŠB-TU Ostrava, tř. 17. listopadu 15/2172,<br />
Ostrava-Poruba<br />
Kontakt: wta@wta.cz, www.wta.cz<br />
EXPERIMENT 07 – VÝZNAMNÝ ZDROJ POZNÁNÍ A VERIFIKACE<br />
METOD NAVRHOVÁNÍ NOSNÝCH STAVEBNÍCH KONSTRUKCÍ<br />
Mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 25. a 26. 10 2007, VUT Brno<br />
Kontakt: www.kdk.fce.vutbr.cz/experiment07<br />
BÍLÉ VANY<br />
Školení<br />
Termín a místo konání: 1. listopadu 2007, Hotel Olympik, Praha 8<br />
Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: cbz@cbsbeton.eu, www.cbsbeton.eu<br />
BETONÁŘSKÉ DNY 2007<br />
14. mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 28. a 29. listopadu 2007, KC Aldis, Hradec Králové<br />
Kontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: bd@cbsservis.eu, www.cbsbeton.eu<br />
NON-TRADITIONAL CEMENT AND CONCRETE<br />
3. mezinárodní sympozium<br />
• geopolymers<br />
• alkali-activated composites<br />
• clinker-free concrete<br />
• concrete with mineral and chemical admixtures<br />
• high performance concrete<br />
• durability of non-traditional cocncrete<br />
• sustainable development in NTCC<br />
• damage and fracture in non-traditional concrete<br />
• quality control of non-traditional concrete<br />
• structures from non-traditional concrete<br />
Termín a místo konání: 10. až 12. června 2008, Brno<br />
Kontakt: Vlastimil Bílek, ZPSV, a. s., Križíkova 68, 660 90 Brno, tel./fax: 532 045 582,<br />
e-mail: bilek@zpsv.cz, www.fce.vutbr.cz/stm/fracture/symposium2008/default.htm<br />
Z AHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA<br />
BETÓNOVÉ VOZOVKY 2007<br />
Mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 8. listopadu 2007, Doprastav, a. s., Bratislava, Slovenská republika<br />
FIRE DESIGN OF CONCRETE STRUCTURES:<br />
FROM MATERIALS MODELLING TO STRUCTURAL<br />
PERFORMANCE<br />
fib TG 4.3 Workshop<br />
Termín a místo konání: 8. až 9. listopadu 2007, Coimbra, Portugalsko<br />
Kontakt: fib2007@dec.uc.pt, fib2007.dec.uc.pt<br />
SUSTAINABLE BRIDGES<br />
Mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 10. a 11. listopadu 2007, Wroclaw, Polsko<br />
Kontakt: e-mail: pawel.rawa@pwr.wroc.pl, www.sustainablebridges.net<br />
INSPECTION, APPRAISAL, REPAIRS & MAINTENANCE<br />
OF STRUCTURES<br />
11. mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 14. až 17. listopadu 2007, Rocks Hotel, Kyrenia, Severní Kypr<br />
Kontakt: www.cipremier.com, více www.betontks.cz<br />
5 TH INTERNATIONAL WORKSHOP<br />
Termín a místo konání: 28. až 29. listopadu 2007, Ghent, Belgie<br />
Kontakt: dirk.proske@boku.ac.at<br />
BETONSTRASSENTAGUNG 2007 – DIE BETONDECKE<br />
HEUTE UND MORGEN<br />
Termín a místo konání: 21. listopadu 2007, Vídeň, Rakousko<br />
FRP IN STRUCTURES<br />
1. asijsko-pacifická konference<br />
Termín a místo konání: 12. až 14. prosince 2007, Hong Kong<br />
Kontakt: www.hku.hk/apfis07/, více www.betontks.cz<br />
52. BETONTAGE<br />
Termín a místo konání: 12. až 14. února 2008, Neu-Ulm, Germany<br />
Kontakt: info@betontage.de, www.betontage.com<br />
FIRST SPANISH CONGRESS ON SELF-COMPACTING<br />
CONCRETE – HAC 2008<br />
Termín a místo konání: 18. a 19. února 2008, Valencia, Španělsko<br />
Kontakt: www.hac2008.es<br />
ULTRA HIGH PERFORMANCE CONCRETE<br />
2. mezinárodní sympozium<br />
• composition of UHPC<br />
• strength and deformationbehaviour of UHPC<br />
• durability of UHPC<br />
• design and construction of UHPC<br />
• other topics of UHPC<br />
Termín a místo konání: 5. až 7. března 2008, Kassel, Německo<br />
Kontakt: Mrs. Simone Stürwald, University of Kassel, Inst. of SE, Dept. of CE, FB14,<br />
Kurt-Wolter-Str. 3, 34125 Kasse, Germany, tel.: +49 561 804 2683,<br />
e-mail: stuerwald@uni-kassel.de<br />
BETONTAG 2008<br />
Rakouské betonářské dny<br />
Termín a místo konání: 24. a 25. dubna 2008, Vídeň, Rakousko<br />
Kontakt: www.concrete-austria.com<br />
SAFE, AFFORDABLE, AND EFFICIENT<br />
Konference o betonových mostech 2008<br />
Termín a místo konání: 4. až 6. května 2008, Hyatt Regency, St. Louis, Missouri, USA<br />
Kontakt: www.nationalconcretebridge.org<br />
TAILOR MADE CONCRETE STRUCTURES:<br />
NEW SOLUTIONS FOR OUR SOCIETY<br />
fib sympozium<br />
Termín a místo konání: 19. až 21. května 2008, Amsterdam, Nizozemsko<br />
Kontakt: e-mail: dick@betonvereniging.nl, www.fib2008amsterdam.nl<br />
THE CONCRETE FUTURE<br />
3. mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 21. až 23. května 2008, Yantai, China<br />
Kontakt: www.cipremier.com<br />
NETWORKS FOR SUSTAINABLE ENVIRONMENT<br />
AND HIGH QUALITY OF LIFE<br />
Termín a místo konání: 22. až 25. května 2008<br />
Kontakt: www.secon.hr<br />
INFORMATION AND COMMUNICATION TECHNOLOGY (ICT)<br />
FOR BRIDGES, BUILDINGS AND CONSTRUCTION PRACTICE<br />
IABSE konference<br />
Termín a místo konání: 4. až 6. června 2008, Helsinky, Finsko<br />
Kontakt: e-mail: kaisa.venalainen@ril.fi, více www.betontks.cz<br />
ANALYTICAL MODELS AND NEW CONCEPTS IN CONCRETE<br />
AND MASONRY STRUCTURES<br />
6. mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 9. až 11. června 2008, Lodz, Polsko<br />
Kontakt: www.amcm2008.p.lodz.pl<br />
THIN WALLED STRUCTURES<br />
5. mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 18. až 20. června 2008, Surfers Paradise, Gold Coast, Australia<br />
Kontakt: ictws2008.organisers@qut.edu.au<br />
FOOTBRIDGE 2008<br />
3. mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 2. až 4. července 2008, Porto, Portugalsko<br />
Kontakt: e-mail: ecaetano@fe.up.pt, www.footbridge2008.com<br />
IABMAS‘08 – BRIDGE MAINTENANCE, SAFETY AND MANAGEMENT<br />
4. mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 13. až 17. července 2008, Seoul, Korea<br />
Kontakt: www.iabmas08.org<br />
FRP COMPOSITES IN CIVIL ENGINEERING<br />
4. mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 22. až 24. července 2008, Zurich, Switzerland<br />
Kontakt: www.cice2008.org<br />
CREATING AND RENEWING URBAN STRUCTURES,<br />
TALL BUILDINGS, BRIDGES AND INFRASTRUCTURE<br />
IABSE kongres<br />
Termín a místo konání: 14. až 19. září 2008, Chicago, USA<br />
Kontakt: IABSE Chicago 2008, Organising Committee, fax: +184 729 148 13<br />
CREEP, SHRINKAGE AND DURABILITY OF CONCRETE AND CONCRETE<br />
STRUCTURES – CONCREEP 8<br />
8. mezinárodní konference<br />
Termín a místo konání: 30. září až 2. října 2008, Ise-Shima, Japan<br />
Kontakt: http://concrete-lab.civil.nagoya-u.ac.jp/concreep8/<br />
UTILIZATION OF HIGH-STRENGTH AND HIGH-PERFORMANCE<br />
CONCRETE<br />
8. mezinárodní sympozium<br />
Termín a místo konání: 27. až 29. října 2008, Toshi Center Hotel, Tokio, Japonsko<br />
Kontakt: 8hsc-hpc@jci-web.jp, www.jci-web.jp/8HSC-HPC/, více www.betontks.cz<br />
CONCRETE – 21ST CENTURY SUPERHERO<br />
fib sympozium<br />
Termín a místo konání: 29. června až 1. července 2009,<br />
Londýn, Velká Británie<br />
Kontakt: fib group UK, c/o The Concrete Society, www.concrete.org.uk<br />
IABSE SYMPOZIUM<br />
Termín a místo konání: 13. až 18. září 2009, Bangkok, Thajsko<br />
64 B ETON • <strong>TECHNOLOGIE</strong> • KONSTRUKCE • SANACE 5/2007
CÍL A NÁPLŇ 14. BETONÁŘSKÝCH DNŮ<br />
Konference <strong>Beton</strong>ářské dny má po realizovaných 13 ročnících pevné postavení mezi tuzemskými konferenčními<br />
akcemi v oboru stavebnictví, a to jednak svojí odbornou úrovní, jednak celkovým rozsahem<br />
odborného programu. Na významu ale získává stále více i bohatá společenská stránka konference, tradiční<br />
dva svým charakterem odlišné společenské večery, tematické odborné výstavy, projekce a dostatečný<br />
časový prostor i příjemné zázemí. To vše dohromady poskytuje vynikající příležitost k přátelským,<br />
odborným i obchodním setkáním v závěru roku všem, kdo se pohybují profesně v oboru betonu, betonových<br />
konstrukcí a betonového stavebnictví. Vysoká prestiž <strong>Beton</strong>ářských dnů je opakovaně podporována<br />
také záštitami hned několika ústředních státních orgánů a rostoucím počtem významných<br />
zahraničních účastníků. Pořadatel a organizátor se zároveň vytrvale snaží přicházet vždy s něčím novým<br />
a zdokonalovat tak charakter i úroveň organizace celé akce.<br />
<strong>Beton</strong>ářské dny jsou tradičně výroční, průřezovou a bilanční konferenční akcí, která si klade v odborné<br />
rovině za cíl seznámit účastníky s nejvýznačnějšími betonovými konstrukcemi uplynulého roku v České<br />
republice a s nejdůležitějšími novinkami v oblasti navrhování i provádění betonových konstrukcí.<br />
Podobně tomu bude i v letošním roce 2007. Česká betonářská společnost ČSSI jako pořadatel a ČBS<br />
Servis, s. r. o., jako organizátor konference se opět budou snažit, aby se očekávaných 750 účastníků<br />
14. <strong>Beton</strong>ářských dnů cítilo v Hradci Králové dobře a po skončení konference se rozjíždělo s množstvím<br />
podnětných technických informací, novými a posílenými obchodními kontakty a celkově s pocitem<br />
smysluplně investovaných dvou dnů.<br />
V programu přednášek vystoupí význační zahraniční odborníci. Mimořádnou osobností je především<br />
Dr. Hans-Rudolf Ganz, technický ředitel VSL a současný prezident fi b – Mezinárodní federace pro konstrukční<br />
beton. Do osmi vyhlášených tematických sekcí bylo zasláno přes 100 anotací, předneseno bude<br />
téměř 50 přednášek, dalších cca 30 prezentací se očekává v sekci posterů. Z programových novinek<br />
je na místě připomenout novou sekci Český beton v zahraničí – projekty a realizace mimo území ČR,<br />
jejímž smyslem je představit účastníkům <strong>Beton</strong>ářských dnů projekty a stavby, na kterých se podílejí naši<br />
odborníci v rámci zahraničních stavebních projektů. Velký prostor bude věnován již tradičně odborným<br />
diskuzím. Většina přednášek bude opět tlumočena z/do angličtiny.<br />
ZÁŠTITA NAD 14. BETONÁŘSKÝMI DNY<br />
RNDr. Martin Bursík, místopředseda vlády a ministr životního prostředí ČR,<br />
Ing. Martin Říman, ministr průmyslu a obchodu ČR,<br />
Ing. Pavel Bradík, hejtman Královéhradeckého kraje,<br />
Ing. Otakar Divíšek, primátor města Hradec Králové,<br />
Ing. Václav Matyáš, prezident Svazu podnikatelů ve stavebnictví v ČR<br />
TEMATICKÉ SEKCE KONFERENCE<br />
■ Vyzvané přednášky<br />
■ Novinky a trendy v navrhování betonových konstrukcí<br />
■ Technologie výstavby betonových konstrukcí<br />
■ Pohledový a architektonický beton<br />
■ Významné realizace – budovy<br />
■ Významné realizace – mosty, tunely a další inženýrské konstrukce<br />
■ Český beton v zahraničí – projekty a realizace mimo území ČR<br />
■ <strong>Beton</strong>ářské kino 2007 – fi lmy s tematikou betonu a betonových staveb<br />
VĚDECKÝ VÝBOR<br />
Ing. Milan Kalný, předseda | Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc. | Ing. Jan Kupeček | Ing. Michal Mikšovský<br />
Prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc. | Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA | Prof. RNDr. Ing. Petr Štěpánek, CSc.<br />
Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.<br />
TERMÍN A MÍSTO KONÁNÍ<br />
14. <strong>Beton</strong>ářské dny 2007 se uskuteční 28. a 29. listopadu 2007 v KC Aldis v Hradci Králové<br />
ORGANIZÁTOR<br />
ČBS Servis, s. r. o.<br />
Samcova 1, 110 00 Praha 1<br />
Tel.: 222 316 173, 222 316 195, Fax: 222 311 261, bd@cbsservis.eu, www.cbsbeton.eu<br />
PROGRAM TLUMOČEN ČEŠTINA ⇔ ANGLIČTINA<br />
DODATEČNÉ PŘEDPÍNÁNÍ<br />
• mostních konstrukcí<br />
• konstrukcí budov<br />
• sil, nádrží a zásobníků<br />
• mostní závěsy<br />
• bezesparé podlahy<br />
• spínání budov<br />
• prodej předpínacích tyčí<br />
<strong>TECHNOLOGIE</strong><br />
• manipulace s těžkými břemeny<br />
• výsuv mostních konstrukcí<br />
• letmá betonáž<br />
• mostní segmenty<br />
GEOTECHNIKA<br />
• opěrné stěny<br />
• trvalé zemní kotvy<br />
KONEČNÁ POZVÁNKA<br />
Česká betonářská společnost ČSSI<br />
www.cbsbeton.eu<br />
a<br />
ČBS Servis, s. r. o.<br />
www.cbsservis.eu<br />
Konference s mezinárodní účastí<br />
14. BETONÁŘSKÉ DNY 2007<br />
a výstava<br />
BETON 2007<br />
konané pod záštitou<br />
RNDr. Martina Bursíka, místopředsedy vlády a ministra životního prostředí ČR,<br />
Ing. Martina Římana, ministra průmyslu a obchodu ČR,<br />
Ing. Pavla Bradíka, hejtmana Královéhradeckého kraje,<br />
Ing. Otakara Divíška, primátora města Hradec Králové,<br />
Ing. Václava Matyáše, prezidenta Svazu podnikatelů ve stavebnictví v ČR<br />
28. a 29. listopadu 2007<br />
Hradec Králové, Kongresové centrum ALDIS<br />
Vaše spojení<br />
s vývojem<br />
nových technologií<br />
POZOR ! ZMĚNA ADRESY:<br />
VSL SYSTÉMY (CZ), s.r.o.<br />
V Násypu 339/5, 152 00 Praha 5<br />
tel: +420 251 091 680<br />
fax: +420 251 091 699<br />
e-mail: vsl@vsl.cz, http://www.vsl.cz
S VAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR<br />
S VAZ VÝROBCŮ <strong>BETONU</strong> ČR<br />
Č ESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI<br />
S DRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ