MOSTY - Úvod | Časopis BETON · t Éma concrete bridges - history and future b etonovÉ mosty - minulost a budoucnost b eton • technologie • konstrukce • sanace 4/2008 3 topic

4 / 2 0 0 8

M O S T Y

SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR

K Cementárně 1261, 153 00 Praha 5

tel.: 257 811 797, fax: 257 811 798

e-mail: [email protected]

www.svcement.cz

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR

Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4

tel.: 246 030 153


www.svb.cz

SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH

KONSTRUKCÍ

Sirotkova 54a, 616 00 Brno

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

mobil: 602 737 657


www.sanace-ssbk.cz, www.ssbk.cz

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ

SPOLEČNOST ČSSI

Samcova 1, 110 00 Praha 1

tel.: 222 316 173

fax: 222 311 261


www.cbsbeton.eu

3 /

/ 4 2

/ 1 7

/ 3 0

/ 8 8

4 0 /

1 0 /

2 2 /

B E T O N O V É M O S T Y – M I N U L O S T A B U D O U C N O S T

O P R A V A K A R L O V A M O S T U K O N E Č N Ě B Ě Ž Í

P R O J E K T N O V É H O M O S T U P Ř E S V L T A V U V P R A Z E T R O J I

N O V É S P O J E N Í – E S T A K Á D A S L U N C O V Á

O B L O U K O V Ý M O S T R E D M O N D , O R E G O N , U S A

M O S T N A D Á L N I C I D 8 P O D V R C H E M Š P I Č Á K

P R O J E K T Z A V Ě Š E N É H O M O S T U P Ř E S O D R U

Z A V Ě Š E N Ý M O S T P Ř E S O H Ř I V K A R L O V Ý C H V A R E C H

B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 8 1

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

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

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

Redakční rada:Doc. Ing. Vladimír Benko, PhD., Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Zdeněk Gärtner, Ing. Jan Gemrich, Prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (před-seda), Doc. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místo-předseda), Ing. Jan Hrozek, Ing. Jan Hutečka, Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Jan Kupeček, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada Mazurová, Doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D., Ing. Hana Némethová, Ing. Milena Paříková, Petr Škoda, Ing. Ervin Severa, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.

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

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

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

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

Redakce, objednávky předplatného a inzerce:tel.: 224 812 906e-mail: [email protected]

[email protected]

Roční předplatné: 540 Kč (+ poštovnéa balné 6 x 30 = 180 Kč), cena bez DPH630 Sk (+ poštovné a balné 6 x 35 == 210 Sk), cena bez DPH

Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157ISSN 1213-3116Podávání novinových zásilek povoleno Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne 23. 11. 2000

Za původnost příspěvků odpovídají autoři.Označené příspěvky byly lektorovány.

Foto na titulní straně: Zavěšený most přes Odru, foto: Jiří Stráský

BETON TKS je přímým nástupcem časopisůBeton a zdivo a Sanace.

O B S A H

T É M A

BETONOVÉ MOST Y - M I N U LOST A B U DOUC NOST

Jan Vítek / 3

P R O F I L Y

RE DROC K CONSTR UCT ION, S . R . O . / 8

S T A V E B N Í K O N S T R U K C E

PROJ E KT Z AVĚŠE N É HO MOSTU PŘ ES ODR U

Jiří Stráský, Libor Konečný, Richard Novák, Tomáš Romportl / 1 0

PROJ E KT NOVÉ HO MOSTU PŘ ES VLTAVU V PR AZE TROJ I

Lukáš Vráblík, Vojtěch Hruška, Libor Kábrt, Milan Kodet, Roman Koucký, Ladislav Šašek / 1 7

ZAVĚŠE NÝ MOST PŘ ES OH Ř I V KAR LOV ÝC H VAR EC H

Jan Procházka, Luděk Oberhofner, Zdeněk Batal, Miloš Šimler / 2 2

PR E FAB R I KOVANÁ L ÁVK A PŘ ES Ř E KU SVR ATKU

Jan Tichý, Pavel Markovič, Radim Votava, Petr Štefan, Aleš Mendel / 2 6

NOVÉ SP OJ E N Í – ESTAK ÁDA SLU NCOVÁ

Petr Drbohlav, Ivan Anděl / 3 0

MOST Y NA S I LN IC I I/48 TOŠANOVIC E-ŽU KOV

Pavel Mikuláštík, Petr Nehasil, Vojtěch Hruška, Radek Falář, Marek Foglar / 3 6

MOST NA DÁLN IC I D8 P OD VRC H E M ŠPIČÁK

Ivan Batal, Jindřich Jindra / 4 0

S A N A C E

OPR AVA KAR LOVA MOSTU KON EČ N Ě B ĚŽ Í

Daut Kara, Zdeněk Batal, Václav Krch / 4 2

PŘ E P OČT Y DÁLN IČ N ÍC H MOSTŮ VE VE LKÉ BR ITÁN I I Radek Falář / 4 8

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

NAVR HOVAN I E ZLOŽE N IA V YSOKOHODNOTNÝC H B ETÓNOV

Jacek Śliwiński, Tomasz Tracz, Tibor Ďurica / 5 2

MODE R NÁ V ÝSTAVBA B ETÓNOV ÝC H VOZOVI E K V NE M EC KU

Thomas Wolf, Walter Fleischer / 5 8

CE M E NT A ZDR AVOTN Í B EZPEČ NOST

Jan Gemrich / 6 4

ODOLNOST LE H KÉ HO B ETON U V C H E M IC KY AG R ES IVN ÍC H PROSTŘ E DÍC H

Michala Hubertová, Rudolf Hela, Roman Stavinoha / 6 6

V Ě D A A V Ý Z K U M

DISKUSE MOŽNÝC H PŘ ÍČ I N KOL APSU MOSTU KOROR–BAB E LTH UAP V R E PU B L IC E PAL AU

Lukáš Vráblík, Jan Loško, Vladimír Křístek / 7 1

MODE R N Í M ETODI K A PRO STANOVE N Í B EZPEČ NOST I A SP OLE H L IVOST I B ETONOV ÝC H KONSTR U KC Í Radomír Pukl / 7 4

MODE LOVÁN Í ODEZV Y B ETON U R AN É HO STÁŘ Í PŘ I Z ATĚŽOVÁN Í

Petra Kalafutová, Petr Štemberk / 8 0

ZAM Ě Ř E N Í T VAR U NOSN É KONSTR U KC E MOSTU PŘ ES LAB E V MĚ LN Í KU

Lukáš Vráblík, Martin Štroner, Rudolf Urban / 8 4

S P E K T R U M

OB LOU KOV Ý MOST RE DMON D, OR EGON, USAJiří Stráský, Radim Nečas, Petr Hradil / 8 8

REC E N ZE , R E Š E R Š E / 9 4

A K T U A L I T Y

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

F I R E M N Í P R E Z E N T A C E

VSL SYSTEMY (CZ) / 3 9PONTEX / 3 9BASF / 5 0 , 8 3Mott MacDonald / 5 7CIFA-Agrotec / 6 5Ing. Software Dlubal / 7 3NEKAP / 7 9Betosan / 7 9RIB / 8 7SMP CZ / 9 5Liapor 4 . S T R . O B Á L K Y

V Á Ž E N É Č T E N Á Ř K Y , V Á Ž E N Í Č T E N Á Ř I ,

Ú V O D N Í K

2 B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 8

prázdniny jsou za svou polovinou a většina z nás už na dovolenou jen vzpomíná. Stej-ně tak hlavní stavební sezona. Na stavbách z horkých slunečných dnů až taková radost jako u rybníka nebývá, zvláště má-li se beto-novat. To je vítaná spíše zatažená obloha, případně i drobné poprchávání. Stav poznání o betonu, o vlastnostech a chování čerstvé betonové směsi, průběhu hydratace, způ-sobech a vlivu ošetřování mladého betonu, aby nastartovaný proces proběhl tak, aby-chom na jeho konci dostali materiál očeká-

vaných kvalit atd., se za posledních deset, patnáct let neobyčejně rozšířil. Nad péčí věnované ukládání a ošetřování betonu dnes bychom tehdy nevěřícně kroutili hlavami a mysleli si cosi o zby-tečné rozmařilosti. Teď však už víme, že je stejně důležitá jako kvalitní statický návrh konstrukce a návrh betonové směsi.

Změna společenského uspořádání na konci osmdesátých let přinesla uvolnění pro pohyb informací i do oblasti jakou je stavebnictví. Kromě toho, že k nám přišlo obrovské množ-ství nových informací ze zahraničí, od rozvinutějších sousedů, a nemuseli jsme objevovat už objevené, jako se to dělo po léta za oponou, mohl se i náš aplikovaný výzkum a vývoj v mnoha oblastech rozběhnout na odpovídající úrovni. Výsledky jsou sdě-lovány odborné veřejnosti pro využití v každodenní výrobní praxi. Těsné propojení praxe s aplikovaným výzkumem je v betono-vém stavebnictví stejně žádoucí jako v kterémkoliv jiném prů-myslovém oboru. Zájem o spolupráci je nutný z obou stran. Na jedné straně jsou Ti, co vědí a jsou ochotni se o své znalos-ti podělit a na opačné však musí stát ti, co chtějí vědět. Odbor-ný časopis je medium, které informace nese čtenáři. Časopis je však něco jiného než závěrečná vědecká zpráva výzkumné-ho úkolu. Článek je třeba připravit tak, aby si našel svého čtená-ře, aby ho zaujal, zejména pokud se jedná o nové, ještě neroz-šířené poznatky. Čtenář z praxe někdy více než Ti z akademické obce ocení i delší úvod do problému. Vědec, který ve stejném nebo obdobném výzkumu pracuje roky se podivuje nad uve-dením informací pro něj notoricky známých. Naopak praktik si pochvaluje, že je v článku vše uvedeno od počátku a necítí se zaskočený, že tady mu ujel vlak.

Začátkem tohoto léta byl zveřejněn seznam odborných neim-paktovaných časopisů vydávaných na území České republiky. Seznam sestavila Rada vlády pro vědu a výzkum a má sloužit jako pomůcka při posuzování práce řešitelů grantů z hlediska poskytovatelů finanční podpory. S radostí Vám čtenářům sdělu-ji, že časopis Beton TKS je na seznamu uveden. Všem autorům moc děkuji za to, že poskytli výsledky své práce k publikování právě v časopise Beton TKS a přispěli tak k tomuto úspěchu. Osobně mám radost zejména z toho, že se ukázalo, že i u nás, kde beton nemá zrovna dobré jméno („betonová lobby“ – jedna z nejhorších výhružek politiků, nebo zažité sousloví „šedi-vý betonový panelák“) se může časopis o tomto oboru dostat mezi uznávané odborné časopisy. Bez ohledu na to, co zařaze-ní na seznam znamená pro autory žádající o granty z různých podpůrných programů, to potvrzuje, že obor se vyvíjí, že zde probíhá výzkum a vývoj a že tu jsou ti, co vědí a jsou ochot-

ni dát vědět i jiným a na opačné straně ti, co vědět chtějí. A to je podstatné.

Kdosi spočítal, že mezi stovkami časopisů uznaných k zařazení na seznam jsou celé čtyři věnované stavebnictví. To se dá vyklá-dat různě. Při vyplňování dotazníku jsem uvažovala o tom, zda jeho autoři počítají s tím, že se přihlásí někdo z našeho oboru. Vychází-li odborný betonářský časopis v češtině, pohybuje se ve zcela jiných podmínkách než časopisy vydávané v němec-ky nebo anglicky mluvících zemích. Není však důvod vychá-zet v jiném jazyce. Pokud by čtenář chtěl informace z těch-to zemí v původním znění, může si snadno a za srovnatelnou cenu předplatit zahraniční periodika. Přemítala jsem, zda si auto-ři dotazníku dělali nějaké propočty, kolik je v tom kterém poli u nás odborníků na psaní článků a současně na jejich nezávislé lektorování při přiměřeném opakování spolupráce během roč-níku časopisu. Kritéria jsou dosti přísná a je na autorech budou-cích příspěvků, zda se v této vybrané společnosti udržíme. Mělo by to prospět všem a nepochybně toho půjde využít i v marke-tingu. To už zaleží na šikovnosti každého. Já Vám slibuji za redak-ci, že se budeme i nadále snažit přistupovat k předtiskové pří-pravě výsledků Vaší práce nanejvýš zodpovědně. Budeme-li v seznamu i po roce, bude to stvrzením, že první zařazení neby-lo náhodné a můžeme slavit.

Zájem o beton mezi veřejností i tou neodbornou může zvý-šit nejen jeho pověst moderního stavebního materiálu z hle-diska mechanických vlastností ale zejména jeho předvedení jako materiálu s velkým estetickým potencionálem. Pohledový beton, to není zdaleka jen šedá betonová plocha, byť i kvalitní bez pórů a skvrn, která zůstane po odbednění. Beton může být bílý, barevný nebo strakatý cíleně, hladký nebo s texturou. Mož-nosti jsou takřka neomezené, hranice vytyčuje pouze peněžen-ka klienta a invence architekta. Zástupci svazů vlastnících vyda-vatelství časopisu pověřili redakci, aby pro osmý ročník časopisu připravila samostatnou přílohu, která by beton předvedla veřej-nosti právě z této strany. Předtisková příprava publikace probí-há mezi jednotlivými čísly od počátku roku. Vše bude dokonče-no v září, aby na přelomu září a října mohla být v brněnském Centru architektury otevřena výstava se stejným zaměřením „Povrchy betonu“. (Do konce roku proběhne výstava i v některé z pražských výstavních síní.) Pravidelní čtenáři časopisu dosta-nou přílohu do svých poštovních schránek společně s jeho 5. číslem v polovině října.

Přeji Vám pěkný slunečný zbytek léta a snad i pár zakabo-něných deštivých dnů. Ne na betonáž, ale na přečtení čísla o mnoha nových zajímavých betonových mostech, které právě otevíráte.

Na shledanou

Jana Margoldová

E D I T O R I A L

T É M A

C O N C R E T E B R I D G E S - H I S T O R Y A N D F U T U R EB E T O N O V É M O S T Y - M I N U L O S T A B U D O U C N O S T

B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 8 3

T O P I C

J A N V Í T E K

Betonové mosty mají historii poměrně krátkou, asi sto let. Železobetonové konstrukce typické pro první polovinu 20. sto-letí byly nahrazeny předpjatým betonem. Tím došlo k prudké-mu rozvoji technologií pro postupnou výstavbu mostů monoli-tických i prefabrikovaných. Současný vývoj přináší menší úpravy zavedených postupů. Vývoj nových materiálů (vysokohodnotné betony a vyztužovací jednotky) vede k vylehčování a zdoko-nalování konstrukcí a též k zvyšování jejich životnosti. Rychlost výstavby a schopnost spolehlivě stavět složité konstrukční sys-témy jsou podporovány rozvojem technologického vybavení (skruže, bednění, zvedací a montážní zařízení). Concrete bridges have a relatively short history, about hundred years. Reinforced concrete structures typical for the first half of the 20th century were replaced by prestressed concrete. It resulted in fast development of sequential erection of bridges either cast in situ or precast. Contemporary development brings smaller modifications of developed technological pro-cesses. Development of new materials (high performance concrete, reinforcing and prestressing units) leads to the weight reduction, to improvement of the quality and to longer service life of structures. The speed of construction and ability of reliable erection of complex structural systems are suppor-ted by development of technological equipment (scaffolding, formwork, lifting and assembly equipment).

Již od dávné minulosti mostní konstrukce sloužily k překonávání překážek nejprve přírodního charakteru, vodní toky nebo hlubo-ká údolí a později i překážek vytvořených lidskou činností, želez-niční tratě, dálnice nebo městské části. Tím usnadňovaly pro-voz na pozemních komunikacích, na železnici i vodě a staly se významnými a respektovanými stavebními díly. Vynález klenby byl významným mezníkem, který umožnil rozvoj kamenných mostů Řada městských mostů se stala kromě inženýrského díla i před-mětem další umělecké výzdoby, např. Andělský most v Římě (obr. 1) nebo Karlův most v Praze. Rozvoj železnice si vynutil výstavbu řady i dlouhých mostních konstrukcí vzhledem k výško-vým a sklonovým poměrům kolejové dráhy. Vysoké zatížení vlako-vých souprav mohly přenášet kamenné klenby, které však umož-ňovaly překonávat poměrně malá rozpětí, nebo ocelové konstruk-ce, které se začaly již v první polovině 19. století rychle rozvíjet. Jeden z nejvýznamnějších železničních mostů překračuje úžinu Firth of Forth (1890, rozpětí dvou hlavních polí 521 m) ve Skotsku. Koncem 19. století začal rozvoj betonových konstrukcí.

B E T O N O V É M O S T Y V P R V N Í P O LO V I N Ě 20 . S T O L E T Í

Přes menší nemostní konstrukce došlo postupně k nahrazování kamene u mostních kleneb betonem. Beton pronikal i do dal-ších typů konstrukcí a vznikaly trámové nebo roštové železobe-tonové konstrukce. Rozpětí se zvolna zvětšovala a budovaly se konstrukce dodnes oceňované pro svou jednoduchost, spolehli-vost, trvanlivost i estetiku. Příkladem mohou být oblouky Rober-ta Maillarta (1872 až 1940), např. Salginatobel na rozpětí 90 m postavený v letech 1929 až 1930, který slouží místnímu provo-zu úspěšně dodnes (obr. 2). U nás se beton jako významný kon-

Obr. 1 Andělský most v ŘíměFig. 1 Angel’s bridge in Rome

Obr. 2 Most SalginatobelFig. 2 Salginatobel bridge

Obr. 3 Obloukový most u PodolskaFig. 3 Arch bridge at Podolsko

1

2

3

T É M A


T O P I C

strukční materiál začal též vyvíjet. Kromě menších mostů se zača-ly stavět i velké mosty, např. asi největší konstrukce stavěná ještě před 2. světovou válkou byl obloukový most přes Vltavu u Podol-ska (1938 až 1942) s rozpětím hlavního oblouku 150 m (obr. 3). Oblouk se stavěl klasickým způsobem na pevné dřevěné skruži. V té době byly postaveny další konstrukce např. na plánované dál-nici z Prahy do Brna. Velké množství malých konstrukcí trámové-ho typu bylo postaveno na místních komunikacích. Technologie výstavby byly poměrně jednoduché, využívalo se hlavně pevných skruží ze dřeva případně ocelových válcovaných profilů.

P Ř E D PJ AT Ý B E T O N

Předpjatý beton byl patentován již v roce 1888 v Německu (C. E. W. Doehring). Přesto se muselo čekat dalších téměř šedesát let než došlo k prvním aplikacím předpjatého betonu pro mostní kon-strukce. Předpjatý beton se nemohl prosadit, protože dříve vyrábě-né oceli neměly dostatečnou pevnost. Teprve ve 40. letech 20. sto-letí, když se začala vyrábět ocel s vyšší pevností, navrhnul francouz-ský inženýr Eugene Freyssinet (1879 až 1962) první předpjaté mostní konstrukce. S rozvojem předpjatého betonu nastala revo-luce ve výstavbě betonových konstrukcí. Došlo k vývoji hlavních technologií výstavby a betonové konstrukce se staly rovnocenný-mi partnery ocelových mostů v oblasti středních i velkých rozpětí. Předpínání umožňovalo postupné betonování nosných konstruk-cí, jejich následné spojování pomocí předpětí, a tak postupnou výstavbu dlouhých a rozměrných konstrukcí. Kromě monolitických konstrukcí se začala prudce rozvíjet i prefabrikace.

S TA N D A R D N Í T E C H N O LO G I E

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

jící monolitická deska. Výhody prefabrikace se projevují zejména při mnohokrát opakovaném využití u dlouhých estakád.

Pevné skružeBetonáže na pevné skruži patří mezi nejstarší technologie výstavby mostů. Je vhodná pro podmínky, kdy most je nízko nad terénem, má proměnný průřez, nebo je tak malý, že nestojí za to využívat nákladná zařízení pro jiné technologie. Skruže se vyvíjely od dřevě-ných individuálních konstrukcí přes částečně typizované podpůrné prvky, kombinované s dřevěným bedněním, až k dnešním komplet-ním systémům specializovaných firem vyrábějících bednění včetně podpůrných nosníkových a věžových prvků. Detaily jsou propraco-vány tak, aby umožňovaly rektifikaci skruže pro ustavení do přesné polohy, snadné odbedňování a posun bednění. Příkladem velké-ho železničního mostu stavěného na pevné skruži DOKA je sou-část projektu Nové spojení v Praze – most přes Masarykovo nádra-ží (největší rozpětí 39,8 m, celková délka 443 m).

Posuvné skružePosuvné skruže byly vyvinuty v Německu v 60. letech. U nás byla posuvná skruž poprvé použita na mostě u Hvězdonic (na D1) s dvoutrámovým průřezem na rozpětí 54 m. Výhodou této tech-nologie je poměrně rychlý postup výstavby, zejména u dlou-hých mostů, a přirozený vývoj konstrukce s malým rozdílem působení ve stavebním a definitivním stavu. Skruže se během doby vyvinuly v složitá zařízení s možností automatického posu-nu a hydraulického ovládání veškerých pohybů. Na našich stav-bách se můžeme setkat s poměrně lehkými spodními skružemi s plnostěnnými hlavními nosníky (obr. 4), nebo s univerzálněj-šími ale těžšími skružemi s příhradovými nosníky (obr. 5). Pro konstrukce, kde není dostatečný prostor pod mostem se použí-vají horní skruže, na kterých je zavěšeno bednění na tyčích.

Vysouvání mostůVysouvání mostů patří mezi vysoce efektivní technologie, avšak podmínky jejího využití jsou omezené geometrickým tvarem kon-strukce. Technologie doznala značných změn od svého první-ho použití v Německu v 50. letech minulého století. Průkopnický projekt mostu přes řeku Caroni ve Venezuele v roce 1964 spo-číval ve výstavbě celého mostu za opěrou, jeho předepnutí vol-nými kabely a vysunutí celku do definitivní polohy. Později se při-stoupilo k postupnému vysouvání, aby prostor za opěrou využí-vaný pro betonáž mostu byl minimalizován. Standardní vysouva-cí zařízení jsou založena na třecím nebo lanovém/tyčovém sys-tému přenosu síly mezi konstrukcí a výsuvným zařízením. U nás má tato technologie dlouholetou tradici, poslední vysouvané mosty byly poněkud atypické – most na tramvajové trati Hlubo-čepy–Barrandov byl vysouván směrem dolů ve spádu až 6,2 %. Most přes Rybný potok byl vysouván s celým širokým průřezem (obr. 6) pro oba směry dálnice D8. Konstrukce mostu měla hmot-nost téměř 20 000 t, což kladlo velké nároky na dimenze zaříze-ní i kluzných ložisek.

Segmentové mostySegmentová technologie byla vyvinuta ve Francii a poměrně rych-le se rozšířila i do českých zemí. První segmentové mosty měly spáry vyplněné betonem, teprve později se přešlo na kontaktní výrobu segmentů, kde jsou spáry vyplněny pouze lepicím tme-lem. Klasické segmentové komorové mosty jsou montovány vět-

T É M A

5B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 8

T O P I C

šinou vahadlovým systémem. U menších mostů se též aplikovala montáž segmentů směrem vpřed s využitím dočasných podpor. Segmentová technologie je náročná na přesnost výroby segmen-tů, např. u dvoutrámových segmentů se projevovaly nepříznivě vlivy smršťování betonu, které je rozdílné v oblasti masivních trámů a tenkých desek. Předpínání segmentových mostů volnými kabe-ly, které se využívá v posledních cca 20 letech, umožnilo vylehče-ní segmentů. Segmentové konstrukce jsou vysoce kvalitní, avšak spotřeba předpínací výztuže je větší než u běžných monolitických konstrukcí, a proto tato nevýhoda musí být kompenzována např. vysokou rychlostí výstavby, nebo jinými výhodami.

Letmá betonážTechnologie letmé betonáže prošla též značným technologickým i konstrukčním vývojem. Starší letmo betonované mosty rámové-ho typu byly navrhovány s klouby uprostřed rozpětí. Vycházelo se z idey jasného statického působení a snahy omezit namáhání pilí-řů staticky neurčitými silami. Ukázalo se, že většina těchto mostů trpěla nadměrnými průhyby a navíc lomem průhybové čáry právě uprostřed rozpětí, např. most přes přehradní nádrž u města Savi-nes v jižní Francii (obr. 7), kde je průhyb polí i lom průhybové čáry jasně patrný. U nás bylo takto postaveno několik mostů. Mosty u Zvíkova byly rekonstruovány a klouby v polích byly zrušeny. Poz-ději se klouby přestaly navrhovat, ale přesto vlivem nedostateč-ného nebo nevhodně navrženého předpětí docházelo k prů-hybům těchto mostů a rekonstrukce byly nevyhnutelné, např. most v Děčíně. Novější letmo betonované mosty již byly navrže-ny s ohledem na tyto nepříznivé jevy a k výraznému nárůstu prů-hybů nedochází. Na mnoha mostech se provádí měření a přes-to, že průhyby s časem narůstají, zůstávají v přípustných mezích. Nejnovějším dokončeným mostem betonovaným letmo u nás je most přes údolí Hačky u Chomutova na rozpětí 106 m, ve smě-rovém oblouku ve výšce až 62 m nad okolním terénem. V sou-časné době se staví letmo betonovaný most přes Labe u Lito-měřic, který svým rozpětím 150 m bude partně v této techno-logii rekordním u nás. Dominantní stálé zatížení letmo betonova-ných mostů lze redukovat využitím vysokopevnostních betonů nebo lehkých konstrukčních betonů, jak je to obvyklé ve skandi-návských státech.

Obloukové mostyObloukové mosty patří k nejstarším konstrukčním systémům, které jsou pro použití betonu velmi příznivé (využívají jeho při-rozenou tlakovou pevnost). Oblouky s horní mostovkou typické pro hluboká údolí působí velmi esteticky. Jsou známé velmi zdaři-lé oblouky navrhované Christianem Mennem zejména ve Švýcar-sku. Oblouky se spodní mostovkou doplněné často táhlem nabí-zejí prostor ke kombinaci betonu a oceli. Mostovky se dnes navr-hují většinou betonové předpjaté. Oblouky lze stavět mnoha způ-soby, klasické betonáže na pevné skruži se dnes nahrazují beto-náží letmo s vyvěšováním s pomocným pylonem nebo postup-

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

Obr. 4 Posuvná skruž na mostě u KninicFig. 4 Movable scaffolding system at the Kninice viaduct

Obr. 5 Příhradová posuvná skružFig. 5 Truss movable scaffolding system

Obr. 6 Výsuv mostu přes Rybný potokFig. 6 Inremental launching of the bridge over the Rybný creek

4

6

5

T É M A


T O P I C

kou je navržen proto, že jde o exponovanou oblast chráněné kra-jinné oblasti, kde není povolen přístup do údolí. Výstavba beto-nováním oblouku letmo a postupná betonáž mostovky na výsuv-né skruži je organizována zcela z oblastí za patkami oblouků. Dál-niční úsek s mostem bude dokončen v roce 2010, čímž se zpro-vozní poslední úsek D8 mezi Prahou a Drážďany.

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

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

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

LávkyLávky jsou poměrně malé objekty, které však svými specifickými vlastnostmi umožňují využití pokrokových konstrukčních systémů a zároveň architektonické ztvárnění, které by u velkých mostních konstrukcí nebylo možné. Ve světě se proslavily lávky s předpja-tým visutým pásem, které u nás začal navrhovat Prof. Stráský. Jejich výhodou je lehká konstrukce využívající materiálové vlast-nosti betonu i oceli, která může překonávat velká rozpětí. Jed-nou z mimořádně zdařilých lávek, která byla mimo jiné oce-něna fib v roce 1994, je visutá lávka přes Švýcarskou zátoku (1993, rozpětí 252 m) přehradní nádrže Vranov (obr. 9). Před-pětí pomocí systému visutých lan a předpjatého pásu dostateč-ně ztužuje pouze 0,4 m tlustou prefabrikovanou desku mostov-ky. I menší lávky mohou být zajímavé, jako např. lávka přes pla-vební komoru v Poděbradech (rozpětí 31 m) [6], která využívá spolupůsobení betonové desky s ocelovou podpůrnou trubko-vou konstrukcí. Lávka působí velmi lehce a je doplněna působi-vou točitou rampou.

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

Obr. 7 Deformovaný most u Savines le Lac Fig. 7 Deformed bridge at Savines le Lac

Obr. 8 Most přes Opárenské údolí – vizualizace (Pontex, s. r. o.)Fig. 8 Bridge over Oparno valley – visualization (Pontex, s. r. o.)

Obr. 9 Lávka přes Švýcarskou zátokuFig. 9 Footbridge over the Swiss bay

8

7

9

T É M A

T O P I C

7

žené konstrukce jsou výhodné z hlediska trvanlivosti, malé hmot-nosti a relativně snadné a rychlé výstavby. Vhodným konstrukč-ním uspořádáním lze dosáhnout velmi kvalitních konstrukcí. Kla-sicky se montují ocelové nosníky a pak se dobetonuje deska. Oce-lové konstrukce lze též výhodně vysouvat, bez betonové desky jsou lehké a lze s nimi manipulovat malými silami. V ojedinělých případech je výhodné dokonce vysouvat kompletní ocelobetono-vou konstrukci. Tak byl stavěn most na D3 u obce Rzavá (2007) s typickým rozpětím 36 m.

M O S T N Í P Ř Í S L U Š E N S T V Í

Mostní příslušenství, závěry, ložiska, odvodnění atd., jsou prvky, které přímo neovlivňují statický systém konstrukcí, ale na nich a na detailech jejich zabudování do mostu přímo závisí život-nost mostu. Proto se dnes více než dříve klade důraz na jejich kvalitu a na způsob jejich připojení do betonové konstrukce. Pokrokem jsou integrované mosty, které ložiska a mostní závě-ry vůbec nemají.

B U D O U C N O S T B E T O N O V Ý C H M O S T Ů

Beton jako konstrukční materiál se v mostních stavbách osvědčil a nesčíslný počet aplikací ukazuje, že je výhodné konstrukční sys-témy dále rozvíjet. Předpjatý beton je základním stavebním prv-kem betonových konstrukcí mostů téměř všech rozměrů. Hlav-ním trendem je proto zajištění spolehlivosti a trvanlivosti předpja-tých konstrukcí. Pozornost se upírá na ochranu předpínací výztu-že proti korozi. Předpínací systémy se zdokonalují v ochraně lan a závěsů konstrukcí. Proti účinkům bludných proudů se navrhují elektricky izolované předpínací jednotky, které umožňují lepší kon-trolu a zajišťují dlouhou životnost kabelů. Výzkum se též zabývá využitím předpínacích jednotek z nekovových kompozitů. Jako nej-vhodnější se zatím jeví jednotky z polymerů vyztužených uhlíko-vými vlákny (CFRP), které mají vysokou tahovou pevnost, nejsou náchylné na degradaci vlivem atmosférických vlivů a navíc mají nízkou objemovou hmotnost. Ta je výhodná zejména u dlouhých šikmých závěsů, kdy se vlivem průhybu od vlastní tíhy závěsu redukuje jeho tuhost. U lehčích závěsů je průvěs menší a závě-sy jsou tužší. Nevýhodou uhlíkových kompozitů je jejich ortotrop-ní vlastnost, tj. pevnost ve směru vláken a kolmo na ně je znač-ně rozdílná. To působí problém zvláště u kotevních systémů, kde nelze využít samosvorných efektů, jako u kotvení oceli. Vyvíjejí se speciální kotvy, kde je uhlíkový kabel zalit vhodnými materiá-ly do kotevních těles. Rozvoj v oblasti technologie betonu vytvá-ří další rezervy pro rozvoj betonových mostů. Úpravou technolo-gických postupů při výrobě betonu se dosahuje vyšších pevnos-tí, ale též vyšší odolnosti proti atmosférickým vlivům a účinkům CHRL. Obecně samotné zvýšení pevnosti nemusí vždy zname-nat i zvýšení odolnosti, ale přizpůsobením složení se odolnost betonu zvýšit dá. Hutná struktura získaná například přidáním mik-rosiliky, která díky jemnému zrnění, jemnějšímu než má cement, vytvoří hutnější strukturu a výrazně přispívá k vytvoření odolné-ho materiálu. Kvalitnější betony mají též rychlejší nárůsty pevnos-tí a mnohdy je možné urychlit postup výstavby. Trend vylehčo-vání konstrukcí lze realizovat pomocí využití kvalitních a pevněj-ších materiálů, a snížit tak objem a hmotnost konstrukce, nebo použitím vylehčených betonů. Zatímco dříve byly lehké beto-ny používány pouze na nenosné části konstrukce, setkáváme se dnes s lehkým konstrukčním betonem i u předpjatých konstrukcí. Na bázi cementových kompozitů byly vyvinuty tzv. betony velmi

vysokých pevností – UHPC (pevnost v tlaku může přesahovat 200 MPa). Jde o velmi jemnozrnné materiály z přírodního kame-niva s vysokým podílem cementu a jemnými plnivy. Pro sníže-ní křehkosti jsou přidávána jemná ocelová vlákna. Pevnost v tahu se pohybuje kolem 10 MPa (např. Ductal). Jejich využití se zatím omezuje převážně na tenkostěnné prefabrikované dílce a kon-strukce, které lze díky vysoké pevnosti spojovat volným před-pětím mimo průřez. Dosud bylo postaveno několik lávek, avšak i přes vysokou cenu se tento materiál postupně prosazuje, jeho spotřeba je ve srovnání s běžným betonem velmi nízká. Pod-statnou výhodou UHPC proti oceli je vysoká odolnost proti che-mickým vlivům a účinkům prostředí, tyto konstrukce není třeba opatřovat žádnou ochranou. Další prostor pro rozvoj betonových mostů je v oblasti technologie výstavby. Přestože základní tech-nologie byly zavedeny již v minulém století, rozvoj materiálů, zve-dacích mechanizmů a měřicích a kontrolních zařízení umožňuje navrhovat nové postupy montáže, sestavování a manipulací, které by dříve nebyly možné. Největší prostor pro inovace je u velkých projektů, kde se vyplatí do nových zařízení investovat. Jako příklad lze uvést vysouvací zařízení mostu u Millau, kde na každém pilíři bylo instalováno nezávislé hydraulické zařízení pro posun mostu, které bylo elektronicky synchronizováno se zařízeními na ostat-ních pilířích. Podobné menší systémy pronikají i do menších pro-jektů. Např. systémy pro synchronní zvedání těžkých břemen se stávají postupně běžnými komerčními zařízeními. Vývoj betono-vých konstrukcí lze vidět optimisticky, a to zejména v době, kdy cena oceli závratně stoupá. V mnoha případech by bylo výhod-né se zamyslet nad konstrukčním řešením i technologií výstav-by připravovaných mostů a hledat optimalizovaná řešení, která by zajistila požadavky investora na kvalitu díla, na estetické působení a v neposlední řadě i na vynaložené náklady.

V článku byly částečně zmíněny výsledky Grantového projektu

GAČR č. 103/06/1627.

Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.

Metrostav, a. s.

Koželužská 12, 180 00 Praha 8

tel.: 266 709 317, e-mail: [email protected]

Fotografie: obr. 1 až 4, 6, 7 a 9 autor, obr. 5 Josef Husák, obr. 8

– vizualizace, Pontex, s. r. o.

Literatura:[1] Troyano L. F.: Bridge Engineering a global perspective, Thomas

Telford, London 2003[2] Pauser A.: Massivbrücken ganzheitlich betrachtet.

Österreichische Zementindustrie und ÖVBB, Wien 2002[3] Adao de Fonseca A., Millanes Mato F., Bastos R., Matute

Rubio L.: The Infant Henrique Bridge over the River Douro, in Porto, Portugal. Proc. of the 2nd fib International Congress, Naples, 2006, ID 1-16

[4] Konečný L., Novák R., Romportl T., Stráský J.: Projekt zavěšené-ho mostu přes řeku Odru, Brno, Mosty 2007

[5] Kalný M., Němec P., Kvasnička V., Brnušák A.: Zavěšený most přes Labe u Nymburka, Beton TKS, 4/2007, str. 20–25

[6] Kalný M., Souček P., Lojkásek O.: Lávka u zdymadla v Poděbradech, Beton TKS, 4/2003, str. 10–13

R E D R O C K C O N S T R U C T I O N , S . R . O .

P R O F I L Y

P R O F I L E S


Historie společnosti se začala psát na počátku devadesátých let ve skupině mladých inženýrů, absolventů Stavební fakulty ČVUT. Motorem byla touha vymyslet něco nového, přetavit nabyté poznatky do skutečné praxe. Zrovna otevřený svět s sebou při-nášel nové možnosti a pro nové myšlenky nehrála vzdálenost žádnou roli. V několik tisíc kilometrů vzdálené Austrálii se uzaví-rá partnerství a v laboratořích se rodí legendární Permapatch®, originální sanační malta pro betonové konstrukce. Jen pár týdnů poté společnost zahajuje první specializovanou výrobu sanač-ních malt v Československu. Úspěchy na realizovaných projek-tech otevíraly cestu našim výrobkům a technologiím na zahranič-ní trhy. Zkušenosti získané z různých klimatických podmínek zase nastartovaly další kola inovací a přinesly impulsy pro nový vývoj.

Dalším logickým krokem ve vývoji společnosti bylo vyhledává-ní zcela nových speciálních materiálů a technologií. Den po dni, měsíc za měsícem, vyhledat, vybrat, otestovat, připravit pro dis-tribuci. Vybrat jen a pouze samotné jádro, bez ohledu na to, jak

bude cesta k němu náročná a složitá. Zůstat smějí jen ti nejlepší. Mít k dispozici perfektní produkt byl, je a bude nezbytný základ.

Ale zde naše cesta teprve začíná, je třeba se zamyslet nad samou podstatou služby materiálových inženýrů. Naslouchat, řešit a být připraven pomoci. Některé stavby přetrvávají stale-tí, a přesto se mění každý den, každý okamžik, a my chceme být u toho. Kaleidoskop produktů, služeb, technologií. Každý dílek je sám o sobě jedinečný a perfektně fungující. Přesto nám to nestačí, naším cílem je vystavět kreativní řešení, která jsou schopna uspokojit speciální požadavky zákazníků – i ty, které nestačili zatím vyslovit. Ta touha něco objevovat v nás zůstá-vá dodnes.

Pilířem našeho podnikání je vývoj a výroba speciálních staveb-ních materiálů. Každý den se učíme, abychom mohli naše zákaz-níky naučit nejnovější triky, které tak báječný obor, jakým jsou

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

kritéria, ale stejnou měrou klademe nároky na ekonomické řeše-ní, vhodnost obalů nebo operativní logistiku. Chceme pro kaž-dého zákazníka připravit řešení nejen technicky propracovaná, ale i zároveň efektivní.

S úsměvem vzpomínáme, jaké to bylo, když jsme zahajova-li první specializovanou výrobu sanačních materiálů pro beto-nové konstrukce v Československu. Od té doby uběhla již pěkná řádka let, během které jsme společně ušli pořádný kus cesty. Dnešní výroba produktů se značkou Redrock v České republice splňuje ty nejpřísnější požadavky zákazníků v tuzem-sku i v zahraničí. Automatizovaný, počítači řízený provoz vyrábí v současnosti speciální produkty srovnatelné s absolutní špič-kou v oboru. Systém řízení jakosti podléhá mezinárodním stan-dardům ČSN EN ISO 9001 a plně zaveden je i enviromentální management podle CSN EN ISO 140001.

1

4

2

5

3

6

P R O F I L Y

9B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 8

P R O F I L E S

Klíčovými produkty vyráběnými pod naší značkou jsou speci-ální cementové směsi legendární řady sanačních materiálů pro betonové konstrukce Permapatch®, podlahové povrchy Redflo-or™, speciální malty a zálivky Redpatch™, ale také specializované ochranné nátěry pro betonové konstrukce Redcoat™, či systémy těsnění betonových konstrukcí založené na unikátním principu hloubkové krystalizace Krystol®.

Druhým pilířem našeho podnikání je odborné poradenství a s ním úzce svázaný obchod. Každý projekt je pro nás skuteč-ný originál, dílo, jenž má své přesně určené parametry, které mu vymezili naši zákazníci. Investujeme proto veškeré své zna-losti, schopnosti a zkušenosti, abychom dosáhli vytčeného cíle. Naší snahou je v tomto prostoru najít, navrhnout a dodat to nej-efektivnější řešení.

Naší činností se snažíme pokrýt spektrum speciálních techno-logií v řadě stavebních oborů. Věnujeme se řešením pro terén-ní a zemní práce, zakládání staveb, tunely, podzemní konstrukce a báňské stavby, mosty, dopravní stavby a letiště, vodohospo-dářské stavby a inženýrské sítě, průmyslové, pozemní i občan-ské stavby. Jsme prostě tam, kde nás v danou chvíli naši zákaz-níci potřebují.

Královskou hrou jsou pak pro nás betonové konstrukce. Připra-vujeme pro ně projekty řešení sanací různých typů konstrukcí, modely jejich těsnění proti vodě, řešení různého stupně ochra-ny či zvyšování odolnosti. Jsme kreativní a chceme doporučo-vat jen to nejlepší. Vytvořili jsme a stále doplňujeme širokou bázi špičkových produktů a technologií tak, abychom byli schop-ni vždy navrhnout jen to, co zákazník skutečně potřebuje. Nezů-stáváme stát na místě, propojujeme ověřené postupy s novými prvky. Snažíme se tak být vždy o malý krůček napřed, abychom byli připraveni pomoci našim partnerům včas.

Společnost Redrock Construction, s. r. o., je zakládajícím čle-nem skupiny Redrock Group. Skupiny, která operuje v řadě zemí světa mimo jiné v Austrálii, Velké Británii, Irsku, Polsku, Nizozemí či Slovensku. Od samého počátku si uvědomujeme, jak důleži-tá je spolupráce. Jak jeden bez druhého dokážeme hodně, ale

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

Ing. Aleš Jakubík

Redrock Construction, s. r. o.

Újezd 40/450, 11800 Praha 1 – Malá Strana

tel.: 283 893 533, fax: 284 816 112

[email protected]

Obr. 1 Železniční most v Dolní Lutyni

Obr. 2 Vodní dílo na Želivce

Obr. 3 Administrativní centrum v Praze

Obr. 4 Skládka komunálního odpadu v Chomutově

Obr. 5 Teplárna v Ostravě

Obr. 6 Penzion v Krnově

Obr. 7 Letiště v Čáslavi

Obr. 8 Čistírna odpadních vod v Rokycanech

Obr. 9 Silniční most v Horní Vltavici

Obr. 10 Tunel Mrázovka v Praze

7

9

8

10


P R O J E K T Z A V Ě Š E N É H O M O S T U P Ř E S O D R UD E S I G N O F T H E C A B L E - S T A Y E D B R I D G E A C R O S S T H E O D R A R I V E R

1 0 B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 8

S T R U C T U R E S

J I Ř Í STR ÁSKÝ, L I BOR KON EČ NÝ, RIC HAR D NOVÁK, TOMÁŠ ROM P ORTL

Zavěšený most postavený na dálnici D47 přes řeku Odru je popsán z hlediska archi-tektonického, konstrukčního a technolo-gického. Most o celkové délce 605 m je zavěšen v ose mostu na jednosloupovém pylonu. Mostovka je tvořena dvěma komo-rovými nosníky bez tradičních vnějších kon-zol. V zavěšených polích jsou komorové nosníky vzájemně spojeny příčně přede-pnutou mostovkovou deskou vybetonova-nou mezi nosníky a osamělými vzpěrami. Závěsné kabely mají semi-radiální uspořá-dání a jsou situovány v ose mostu. A cable stayed bridge, which was built on the freeway D47 across the Odra River, is described in terms of the architectural and structural solution and technology of the construction. The main span of the bridge of the total length of 605 m is suspended on one single pylon situated in the bridge axis. The decks of the twin bridge are formed by two cell box girders without traditional overhangs. In the sus-pended spans the girders are mutually connected by a top slab and by individual struts. The stay cables of the semi-radial arrangement are situated in the bridge axis. The deck of the bridge was cast span-by-span in the formwork suspended on the overhead scaffolding system.

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

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

A R C H I T E K T O N I C K É A K O N S T R U K Č N Í Ř E Š E N Í

Most kříží řeku pod šikmým úhlem 54°. Osa dálnice vede v půdorysném oblou-ku o poloměru 1,5 km, který v zavěše-né části přechází v přímou a je ve vrcho-lovém zakružovacím oblouku s polomě-rem 20 km.

Ačkoliv zavěšená konstrukce vždy vytvá-ří výraznou dominantu, byla konstrukce i jednotlivé konstrukční prvky navrženy tak, aby nepřehlušovaly, ale doplňovaly krásnou krajinu. Návrh konstrukce vychá-

zel z projektantovy filosofie jednoty tvaru a funkce. Úměrnost řešení byla vždy posuzována ekonomií spotřeby materiá-lu a práce.

Protože most je pod různými úhly vidi-telný nejen z dálnice, ale také ze břehů řeky a jezera, bylo snahou navrhnout jasně čitelnou konstrukci. Proto je kon-strukce zavěšena v ose mostu na jedno-sloupovém pylonu, a tak v každém pohle-du vytváří závěsy s mostovkou tvarově čistou konstrukci. Jak mostovka s římsou, tak i spodní stavba a pylon mají shodné tvarování zdůrazňující proudnicový tvar

1

2


1 1

S T R U C T U R E S

B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 8

konstrukčních prvků. Aby mohly být co nejštíhlejší, jsou nejvíce namáhané prvky navrženy z vysokopevnostního betonu. Protože osové zavěšení vyžaduje torz-ně tuhou konstrukci, je mostovka tvoře-na dvěma co možná nejširšími komoro-vými nosníky navrženými bez tradičních vnějších konzol.

S ohledem na šikmé křížení místních komunikací jsou délky prvních tří polí roz-dílné. Pravý most směřující na sever má rozpětí polí 24,5 + 2 x 33 + 36 + 105 + 56,57 + 39,43 + 6 x 39 + 27,5 m; levý most směřující na jih má rozpětí polí

21,5 + 33 + 2 x 36 + 105 + 56,57 + 39,43 + 6 x 39 + 27,5 m (obr. 2). Proto-že do pravého mostu zasahují připojovací a odbočovací pruhy přilehlé křižovatky, je šířka prvních polí obou mostů rozdílná – od 14,6 do 13,6 m.

Hlavní pole přemosťující řeku Odru je prostřednictvím čtrnácti závěsů zavěšeno na 46,81 m vysokém pylonu. S ohledem na šikmé křížení nejsou nosníky u pylo-nu podepřeny, ale jsou na pylon nepří-mo zavěšeny.

Závěsné kabely mají semi-radiální uspo-řádání a jsou symetricky zakotvené do při-lehlých polí situovaných v prostoru mezi řekou a jezerem. V mostovce jsou kotve-ny po 6,07 m, v pylonu po 1,2 m.

Nosnou konstrukci každého mostu tvoří dvoukomorový nosník výšky 2,2 m bez

tradičních konzol (obr. 3 a 4). Spodní desky obou komor jsou skloněny, v ose nosníků jsou zakřiveny. V zavěšených polích jsou komorové nosníky vzájem-ně spojeny příčně předepnutou mostov-kovou deskou vybetonovanou mezi nos-níky a osamělými vzpěrami umístěnými v osové vzdálenosti závěsů (obr. 3). Závě-sy jsou kotveny v kotevních blocích situo-vaných ve spojující desce. Prefabrikované vzpěry, kloubově spojené s nálitky komo-rových nosníků, spojují spodní zakřivené části nosníku a spolu se skloněnými des-kami tvoří čistý příhradový systém pře-

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

Antosovice Lakes

Obr. 2 Podélný řez: a) zavěšená pole, b) most

Fig. 2 Elevation: a) suspended spans, b) bridge

Obr. 3 Příčný řez: a) mostovka v zavěšených polích, b) estakádní pole, c) zavěšená pole u pylonu

Fig. 3 Cross section: a) deck at suspended spans, b) approach spans, c) suspended spans at pylon

Obr. 4 Estakádní pole (vizualizace)Fig. 4 Approach spans

Obr. 5 Spojení nosníků v zavěšeném poliFig. 5 Girders connection in suspended

span

Obr. 6 Statické působeníFig. 6 Static function

6

3

4 5


1 2

S T R U C T U R E S


nášející sílu ze závěsu do stěn nosníků (obr. 5 a 6).

Vzpěry se od středu mostu směrem k nálitkům nosníků plynule rozšiřují. Nao-pak jejich tloušťka se plynule zmenšuje (obr. 5). Plocha vzpěr je tedy konstantní. Jejich tvar vyplynul z jasných statických požadavků, to je roznést tlakové namá-hání do co největší šířky a zároveň garan-tovat stabilitu tlačeného kloubově pode-přeného prvku.

Mezi kotvami závěsů jsou ve spojují-cí desce navrženy kruhové otvory umož-ňující prosvětlení prostoru pod mostem a revizi podhledu konstrukce. Protože závěsy byly napínány až po příčném spo-jení obou komorových nosníků, otvory současně omezují lokální tahové napětí, které vzniká za kotvami závěsů.

Komorové nosníky jsou v estakádních částech navrženy z betonu třídy C30/37 XF1, v zavěšené části z betonu C35/45 XF1. Nosníky jsou podélně a příčně pře-depnuty.

Pylon je tvořen ocelovým sloupem osmiúhelníkového průřezu spřaženým s vnějším betonovým pláštěm zaoble-

ného tvaru (obr. 7 až 10). V horní části ocelové konstrukce pylonu jsou kotve-ny závěsy, vnitřní prostor ocelové kon-strukce pod kotvením závěsů je vyplněn vysokopevnostním betonem [1]. Pylon má konstantní tloušťku 3 m; jeho šířka pod mostovkou je 4,1 m, nad mostov-kou je 2,4 m. Beton pylonu a horní desky s kotevními bloky je třídy C60/75 XF1.

Všechny pilíře mají eliptický průřez šířky 4,1 m a tloušťky 1,6 m. Na opěrách a pilí-řích 1 až 5 a 9 až 15 je mostovka pode-přena dvojicí hrncových ložisek. Na pilí-řích 7 a 8, které podporují kotvící pole, jsou pilíře spojeny s mostovkou a zákla-dy vrubovými klouby a tvoří kyvné stojky (obr. 11). Vrubové klouby jsou předepnu-té dvojicí svislých kabelů vedených v plas-tových kanálcích. Kabely zajišťují dosta-tečný přítlak v kloubech během provo-zu. Pylon, pilíře a opěry jsou založeny na vrtaných pilotách průměru 1,2 m.

Pro závěsy je použit systém VSL SSI 2000 [2]. Závěsy jsou sestaveny z 55 až 91 lan ∅ 15,7 mm a pevnosti 1 860 MPa. Lana jsou opatřena těsně extrudovaným HDPE obalem tloušťky 1,5 mm a antiko-

Obr. 7 Zavěšení nosníků na pylonu (vizualizace)

Fig. 7 Suspension of the deck on the pylon

Obr. 8 Tvar pylonu a podpěr: příčný řezFig. 8 Shape of the pylon and piers: cross

section

Obr. 9 Příčné řezy pylonem: a) v místě kotvení závěsů, b) pod závěsy, c) nad mostovkou, d) pod mostovkou

Fig. 9 Pylon’s sections: a) at stays’ anchors, b) bellow stays, c) above deck, d) bellow deck

Obr. 10 Pylon – ocelový sloup a spřažený betonový plášť

Fig. 10 Pylon – steel column and composite concrete cover

Obr. 11 Kotvící pilíř Fig. 11 Anchor pier

8

9

10

7

11


1 3

S T R U C T U R E S


rozním voskem (typ Cohestrand). Lana jsou vedena v HDPE trubkách s vnějším povrchem opatřeným šroubovitým náli-sem (tzv. Helical rib), který za deště zajiš-ťuje odkapávání vody a tak omezuje kmi-tání závěsů od větru. Dynamický výpočet provedený Prof. Ing. Mirošem Pirnerem, DrSc., prokázal, že závěsy s tlumiči kmitá-ní nejsou nutné.

Vnější římsy se skládají z monolitic-ké části a lícních prefabrikátů čočkovi-tého tvaru, vnitřní římsy jsou klasické, monolitické se svislými stěnami. Na vněj-ších i vnitřních římsách jsou osazena zábradelní svodidla ZSSK/H2. Odvodně-ní mostu je svedeno přes klasické odvod-ňovače umístěné podél obrub do páteř-ního potrubí v komorových nosnících levého a pravého mostu s vyústěním do spadišť, která jsou součástí zpevnění pod mostem tvořeného lomovým kame-nem. Na koncích mostů jsou navrže-ny betonové zídky jasně oddělující most od násypu. S ohledem na průlet ptáků jsou závěsy orientačně osvětleny. Intenzi-ta osvětlení může být při slavnostních pří-ležitostech zvětšena.

T E C H N O LO G I E V Ý S TAV BY – K O N S T R U K Č N Í U S P O Ř Á D Á N Í

Detailní uspořádání konstrukce vyplynu-lo z technologie výstavby [3]. V nabíd-kovém projektu byla mostovka navržena z prefabrikovaných segmentů spřažených s mostovkovou deskou, montáž se uva-žovala letmo v symetrických konzolách od pilířů. Zhotovitel se však rozhodl beto-novat celou konstrukci po polích v bed-nění zavěšeném na výsuvné skruži situo-vané nad mostovkou. Použit byl Overhe-ad Strukturas Movable Scaffolding Sys-tem (obr. 12 a 13). S ohledem na roz-pětí skruže bylo nutno v zavěšených polích postavit montážní podpěry, které se po spojení a zavěšení obou mostů na pylon odstranily.

Technologie stavby vyžadovala, aby se nejdříve vybetonovaly oba nosníky, tepr-ve potom bylo možné postavit pylon a nosníky vzájemně spojit a zavěsit na pylon (obr. 14).

Konstrukční uspořádání skruže neumož-nilo navrhnout u pylonu příčník, který by přenesl smykové síly z nosníků do pylo-nu. Proto jsou nosníky na pylon příčně

Obr. 12 Stavba a předpětí estakádních polí: a) výsuvná skruž, b) soudržné kabely: 1 - přímé kabely, 2 – ohýbané kabely, c) vnější, nesoudržné kabely

Fig. 12 Construction and prestressing of typical spans: a) movable scaffolding, b) bonded tendons, 1 – straight tendons, 2 – draped tendons, c) external, non-bonded tendons

Obr. 13 Výsuvná skruž situovaná nad mostovkou

Fig. 13 Overhead movable scaffolding

Obr. 14 Postup stavby: a) postupná betonáž mostovky, b) montáž ocelového jádra pylonu, c) postupná betonáž pláště pylonu, d) spojení a zavěšení nosníků

Fig. 14 Construction sequences: a) progressive casting of the deck, b) erection of the pylon’s steel core, c) progressive casting of the pylon’s cover, d) connection and suspension of the deck

14a, b

12

14c, d

13


1 4

S T R U C T U R E S


nepřímo zavěšeny (obr. 7). Komory při-lehlé k pylonu jsou zesíleny vnitřními příčníky a mostovková deska je s pylo-nem spojena příčným předpětím. Smy-kové síly jsou přeneseny ze stěn nosníků do pylonu skloněnými kabely, které příč-ně předpínají podporové příčníky. Příč-ný ohyb je přenášen předepnutou horní deskou a vzpěrami situovanými po obou stranách pylonu. Spodní skloněná deska, která je namáhaná velkým smykovým napětím, je v prostoru mezi pylonem a první vzpěrou zesílena.

Montážní podpěry byly tvořeny prefab-rikovanými segmenty komorového prů-řezu vzájemně spojenými svislými před-pínacími tyčemi zakotvenými v monolitic-kých základech. Základy byly s ohledem na budoucí plavební kanál podepřeny nevyztuženými vrtanými pilotami, které lze při stavbě kanálu snadno odstranit.

Při stavbě byla výsuvná skruž podepře-na vždy nad podporami. Její přední část byla podepřena podporovým segmen-

tem uloženým na montážně znehyb-něných ložiscích (obr. 15). Protože nos-níky byly předepnuty jak vnitřními sou-držnými kabely, tak vnějšími nesoudrž-nými kabely kotvenými v podporových příčnících, byla konstrukce betonována po polích bez tradiční přečnívající kon-zoly. Nejdříve se vybetonovala spod-ní deska se střední stěnou (obr. 16), po částečném předepnutí konstrukce jedním soudržným 19laným kabelem se vybetonovala horní deska. Po předepnu-tí příčných kabelů se předepnuly zbýva-jící podélné kabely a skruž se přesunula do dalšího pole.

Při stavbě běžných polí se napínaly vnitřní soudržné podélné kabely a vněj-ší kabely vedené podél stěn (obr. 12b2 a 12c). Vnitřní kabely jsou dvojího druhu, ohýbané vedené ve střední stěně, a přímé, vedené na okrajích. Protože předpětí bylo vyvozeno také vnějšími kabely, bylo možno ve spáře spojkovat všechny ohýbané kabely. Přímé kabely

byly střídavě spojkovány klasickými a plo-voucími spojkami (obr. 12b1).

Vnější kabely jsou ohýbány v deviáto-rech situovaných přibližně ve čtvrtinách polí a v podporových příčnících. Kabely jsou vedeny přes dvě pole, proto v pod-porových příčnících bylo možno kotvit jen jednu polovinu kabelů (obr. 12c).

Zavěšená pole jsou předepnuta přímý-mi vnitřními a vnějšími podélnými kabe-ly. Protože při stavbě působila zavěšená pole jako spojitý nosník, byla tato pole dočasně předepnuta vnějšími ohýba-nými kabely. Ty se v průběhu zavěšení mostovky na závěsy odstranily.

Mostovka běžných polí je příčně přede-pnuta vnitřními soudržnými kabely vede-nými v horní desce. V zavěšených polích byla po vybetonování spáry mezi nosní-ky mostovka dodatečně předepnuta pří-mými kabely spojitosti vedenými v horní desce a ohýbanými kabely situovanými v žebrech skloněných spodních desek. Tyto kabely propojují levý a pravý most, zajišťují tlakovou rezervu v horní desce a přenáší posouvající sílu ze středních stěn komorových nosníků do kotev závěsů.

S TAT I C K Á A DY N A M I C K Á A N A LÝ Z A

Podle analyzovaného problému byla kon-strukce řešena jako rovinná nebo pro-storová konstrukce sestavená z pruto-vých nebo prostorových prvků. Analýza byla provedena programovými systémy NEXIS a ANSYS. Při prostorovém řeše-ní byly pylon a zavěšená pole sestaveny z prostorových prvků (obr. 17), na které navazovali prutové prvky modelující při-lehlá pole [4].

Velká pozornost byla věnována řeše-ní vzájemného spojení komorových nos-níků, detailu kotvení závěsů a zejména napojení komorových nosníků na pylon (obr. 18). Je zřejmé, že bez využití moder-

Obr. 15 Pilíře a zárodky nosníkůFig. 15 Piers and pier tables

Obr. 16 Betonáž spodní deskyFig. 16 Casting of the bottom slab

Obr. 17 Výpočtový model – modelování nosníků a jejich spojeníFig. 17 Calculation model – modeling of the girders and their connection

Obr. 18 Výpočtový model – mostovka u pylonuFig. 18 Calculation model – deck at the pylon

Obr. 19 První vlastní tvary a frekvenceFig. 19 First natural modes and frequencies

15

16


1 5

S T R U C T U R E S


ních programů, by nebylo možné popiso-vanou konstrukci bezpečně navrhnout.

Stabilita pylonu byla prokázána geo-metricky nelineární analýzou. Při výpo-čtech byla uvážena možná nepřesnost (imperfekce) výroby. S ohledem na roz-dílné stáří konstrukčních prvků byla také provedena detailní časově závislá analýza konstrukce. Tyto výpočty sloužily nejen k určení redistribuce statických účinků, ale také pro nadvýšení mostovky a mon-tážních podpěr.

Dynamická analýza (obr. 19) prokáza-la, že konstrukce má přijatelnou odezvu na dynamické zatížení. I při poměru první vlastní kroutivé frekvence fk = 1,2 Hz k první ohybové frekvenci fo = 0,765 Hz fk / fo = 1,56 má dostatečnou aerodyna-mickou stabilitu.

P O S T U P S TAV BY

Vlastní stavební práce započaly v jarních měsících roku 2005 realizací štětovnico-vých jímek v Antošovickém jezeře. Násle-dovalo beranění štětovnicových jímek dočasných podpěr v Odře. Po beranění štětovnic byl zhotoven zásyp vnitřku jímek a násyp staveništní komunikace v jeze-ře. V místě zhotovených štětovnicových

jímek byla staveništní komunikace rozší-řena o nasypané poloostrovy.

Následovalo provedení pilot opěr a běž-ných podpěr. Před provedením pilot u pylonu byla zhotovena nesystémová pilota a provedena zatěžovací zkouška. Na základě výsledků zatěžovací zkoušky se přistoupilo k vrtání pilot pod pylonem. Z důvodu omezení velikosti hydratačního tepla byla betonáž základu pylonu rozdě-lena do tří etap.

Po vybetonování pilířů byla zaháje-na postupná výstavba komorových nos-níků. Pro ověření možnosti betonáže šikmé spodní desky bez nutnosti bed-nění jejího horního povrchu byly zho-toveny dva testovací segmenty. Jeden s recepturou betonu C30/37 estakádní části a druhý s recepturou C35/45 zavě-šené části.

Komorové nosníky byly betonovány ve dvou výsuvných skružích. Nejdříve byla zahájena stavba pravého mostu, který se betonoval v nové výsuvné skru-ži. Levý most se betonoval ve výsuv-né skruži, která byla přesunuta na stav-bu po dokončení mostu Žíželice stavě-ného na dálnici D11. Pro urychlení stav-by byla první tři pole levého mostu beto-

nována na pevné skruži. Dočasný pevný bod byl situován v místě pylonu. Montáž-ní podpěry zde byly ztuženy dvojicemi šikmých vzpěr.

Po vysunutí skruží za pylon se zača-ly osazovat v zavěšené části prefabriko-vané vzpěry. Prefabrikované vzpěry byly osazovány jeřábem situovaným na mos-tovce. Vzpěra byla spuštěna mezerou mezi pravým a levým mostem, natočila se o 90° a přikotvila se k nosným kon-strukcím mostů pomocí čtveřice šroubů M24 a dřevených klínů. Hmotnost vzpě-ry je 13,5 t. Po osazení vzpěr se zhoto-vilo bednění kotevních bloků aktivních kotev závěsů a střední desky spojující oba mosty. Součástí desky byly kotevní bloky s roznášecími deskami a navaře-nými průchodkami závěsů. Každý kotev-ní blok, roznášecí deska a ocelová prů-chodka byly rozměrově odlišné v závis-losti na sklonu závěsů, počtu lan a uspo-řádání podkotevní výztuže, kterou tvořily obruče svařované nosnými tupými svary. Ocelové průchodky dosahovaly délky až 6 m, jejich maximální hmotnost byla 1 300 kg. Systémové bednění kotevních bloků bylo rektifikovatelné po celou dobu jejich výstavby.

17

19a

18

19b

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

1 6

S T R U C T U R E S


Následovala výroba a montáž ocelo-vé konstrukce pylonu hmotnosti 201 t. Pylon byl sestaven z šesti dílů vzájemně spojených šroubovými kontaktními styky. Díly byly smontovány jeřábem nosnos-ti 300 t, který byl situován vedle již vybe-tonovaných komorových nosníků. Vnitř-ní prostor ocelové konstrukce pylonu byl do výšky 24,4 m vyplněn betonem C60/75, který byl tlačen zespodu; vněj-ší betonový plášť pylonu byl postupně betonován do překladného bednění.

Následně byly v dutině pylonu osaze-ny pasivní kotvy a pod kotevními bloky mostovky byly osazeny aktivní kotvy závě-sů. Pomocí prvního nosného lana závě-sů byly osazeny trubky závěsů, po jejich vyrovnání druhým lanem následova-lo postupné zatažení a napnutí zbývají-cích lan. Napínání závěsů bylo rozděle-no do tří kroků. V prvním kroku se do lan vneslo 50 % předpokládaného výsled-ného napětí v lanech. Před druhým kro-kem se odstranily podélné volné montáž-ní kabely a do lan závěsů bylo vneseno napětí na úroveň 95 % výsledného napě-tí. Následně bylo provedeno deaktivová-ní ložisek dočasných montážních podpěr, čímž most získal definitivní statický systém a byly zhotoveny živičné vozovkové vrstvy v zavěšené části. Po ověření sil v jednot-livých závěsech se přistoupilo k třetímu poslednímu kroku – závěrečné rektifikaci.

Konstrukce byla během stavby pečlivě

monitorována [5]. V kritických průřezech mostovky a pylonu byly osazeny struno-vé tenzometry a teploměry a měřeními byly ověřeny výsledky statické analýzy. Sledování mostu dále pokračuje.

Před uvedením mostu do provozu byly na podzim roku 2007 provedeny sta-tické a dynamické zatěžovací zkoušky, které ověřily konstrukci i kvalitu prove-dených prací. Naměřené hodnoty defor-mací i frekvencí byly v dostatečné shodě s teoretickými hodnotami [6].

Z ÁV Ě R

Most byl kladně přijat technickou veřej-ností. V soutěži TOPINVEST vypisované Ministerstvem průmyslu a obchodu ČR, Ministerstvem pro místí rozvoj ČR a Sva-zem podnikatelů ve stavebnictví v ČR zís-kal cenu Nejlepší investice roku 2007, v soutěži Stavba Moravskoslezského kraje získal Hlavní cenu.

Hlavní účastníci výstavby

Investor Ředitelství silnic a dálnic, Závod Brno

Architektonické a konstrukční řešení

Stráský, Hustý a partneři, Brno

Projektová dokumentace Stráský, Hustý a partneři, Brno

Projekt ocelové konstrukce pylonu OKF Design, Brno

Realizace Skanska DS, Závod 77 MostyVýroba a montáž ocelového jádra pylonu

MCE Slaný

Dodávka a montáž závěsů VSL Systémy (CZ), Praha

Při řešení projektu mostu byly využity výsledky

projektu 1M6840770001 MŠMT, v rámci činnosti

výzkumného centra CIDEAS a za finančního

přispění MPO ČR v rámci projektu FI-IM/185

„Nové úsporné konstrukce z vysokopevnostního

betonu“.

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

Ing. Libor Konečnýe-mail: [email protected]

Ing. Richard Nováke-mail: [email protected]

Ing. Tomáš Romportle-mail: [email protected]

Stráský, Hustý a partneři, s. r. o.Bohunická 50, 619 00 Brno

tel.: 547 101 811, fax: 547 101 881www.shp.eu

Literatura:[1] Terzijski I., Halas V.: Nová koncepce

řízení tuhnutí a tvrdnutí vysokohod-notných betonů. 14. betonářské dny 2007, Hradec Králové

[2] Bešta J., Strachota M.: Zavěšený most přes Odru a Antošovické jezero na dálnici D47091/2 Hrušov – Bohumín. 13. mezinárodní sympozium Mosty 2008, Brno

[3] Mašek F., Šálek M., Pitoňák P.: Zavěšený most přes Odru a Antošovické jezero – zkušenosti z realizace. 13. mezinárodní sympo-zium Mosty 2008, Brno

[4] Pěnčík J.; Florian A.: 3D analýza zavěšeného mostu přes řeku Odru a Antošovické jezero. Modelování v mechanice 2007. Ostrava 2007. p. 1–7, ISBN 978-80-248-1330-1

[5] Zich M., Stráský J.: Program dlouho-dobého sledování mostů na dálnici D47. 12. mezinárodní sympozium Mosty 2007, Brno

[6] Komanec P., Zich M.: Zatěžovací zkoušky zavěšených mostních kon-strukcí. 13. mezinárodní sympozium Mosty 2008, Brno

Obr. 20 Dokončená konstrukce – zavěšené pole nad řekou Odrou

Fig. 20 Completed structure – suspended span across the River Odra

Obr. 21 Dokončená konstrukce – pole nad Antošovickým jezerem

Fig. 21 Completed structure – spans across the Antosovice Lake

20 21


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

P R O J E K T N O V É H O M O S T U P Ř E S V L T A V U V P R A Z E T R O J I

B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 8 1 7

S T R U C T U R E S

L U K Á Š V R Á B L Í K , V O J T Ě C H H R U Š K A , L I B O R K Á B R T , M I L A N K O D E T , R O M A N K O U C K Ý , L A D I S L AV Š A Š E K

Součástí stavby č. 0079 Městského okruhu v úseku Špejchar–Pelc-Tyrolka je i nové přemostění řeky Vltavy mezi Holešovicemi a Trójou. Prezentovaný projekt mostu vychází z vítězného návr-hu architektonicko-konstrukční soutěže z roku 2006.One part of the City Ring Road between Špejchar and Pelc-Tyrolka is also a new bridge across the river Vltava from Holešovice to Troja. The presented struc-tural design is based on the winning architectural and constructional compe-tition design from the year 2006.

P O P I S M O S T U , K O N S T R U K Č N Í Ř E Š E N Í

Nový most přes Vltavu v Praze Tróji (obr. 1) převádí prodlouženou ulici Par-tyzánskou směrem ke křižovatce s měst-ským okruhem na trojském břehu a dále k stávající ulici Povltavské. Ve střední části mezi táhly oblouku je vedena tramva-jová trať, po stranách pak dvojice jízd-ních pruhů pro oba směry a na samo-statných konzolách komunikace pro pěší a cyklisty.

Konstrukční řešeníSdružený městský most překračuje kory-to řeky Vltavy hlavním polem o rozpě-tí 200,4 m a inundačním polem o roz-pětí 40,4 m. Celková šířka mostu je 35,25 m.

Konstrukce hlavního pole mostu půso-bí staticky jako prostě uložený ocelový oblouk (S460 NL) s táhlem tvořeným podélným ocelovým nosníkem a před-pjatou betonovou deskou (C50/60-XF2) podporovanou prefabrikovanými příční-ky (C60/75-XF2). Mostovka je zavěše-na na oblouku pomocí síťovitě uspořá-daných závěsů, jež jsou tvořeny ocelový-mi uzavřenými lany kruhového průřezu ∅ 70 mm v osových vzdálenostech cca

1,4 m. Spojité uspořádání závěsů (pavu-činová síť) zaručuje rovnoměrnější roz-nesení zatížení, a tedy i snížení lokálních namáhání oblouku a desky mostovky.

Plochý svařovaný ocelový oblouk vze-pětí 20 m (1/10 rozpětí hlavního pole) má neprůlezný komorový příčný průřez proměnné výšky od 800 do 4 500 mm a šířky od 1 100 do 6 200 mm ve vrcho-lu. V podélném směru je střední tramva-jový pás lemován konstrukcí ocelových táhel (s vnitřním předpětím a vyplněním

betonem), která oddělují prostor vozovky a tramvajové těleso.

Táhla jsou spřažena s deskou mostov-ky na způsob ocelové lišty působící s výztuží desky – podílejí se tak společ-ně na přenosu vodorovné obloukové síly (v definitivním uspořádání), vnášejí před-pětí do desky a zároveň částečně elimi-nují podélná tahová napětí v desce. Před-pětí se vnáší na obou koncích do ocelo-vé konstrukce vyplněné samozhutnitel-ným betonem.

Obr. 1 Vizualizace mostuFig. 1 Bridge visualisation

1a

1b


1 8

S T R U C T U R E S


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

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

příčníků k ocelovým táhlům mostovky je navrženo pomocí zabetonovaných před-pínacích tyčí.

Komunikace pro pěší a cyklisty je umís-těna na samostatné konstrukci tvořené ocelovými konzolami a přímo pochozí ocelovou deskou.

Inundační pole je navrženo jako před-pjatá monolitická dvoutrámová konstruk-ce působící jako prostý nosník. Do bed-nění podélných trámů se vkládají prefab-rikované předpjaté příčníky stejné kon-strukce jako v hlavním poli.

Založení mostu na obou březích řeky je hlubinné, použity budou vrtané velko-průměrové piloty ∅ 1,5 a 1,2 m vetknuté do navětralých břidlic v podloží třídy R3.

Architektonické řešeníŘešení nového trojského mostu vychází z těchto základních „předpokladů“: • široký plavební profil situovaný u levého

břehu prakticky vylučuje „klasické praž-ské uspořádání“ s lichým počtem polí a největším rozpětím uprostřed mostu,

2

3


1 9

S T R U C T U R E S


• zadaná stavební výška mostu (2,1 m) daná nejnižší možnou kótou a stanove-nou niveletou tramvajové trati v podsta-tě vylučuje použití konstrukce s horní mostovkou (pokud by nebylo v řece několik podpor, což je nemožné vzhle-dem k umístění plavebního profilu),

• nosná konstrukce nad niveletou mostu není sice pro pražské mosty typická, ale takové mosty se v historii v Praze obje-vovaly a existují. Návrh proto „nepřímo“ navazuje na všech-

ny dosavadní (historické) pražské mosty a to i při zcela jiném tvaru a konstrukčním uspořádání. Důslednost konstrukční i archi-tektonické elegance je přímým pokračová-ním vývoje pražských mostů. Lehká oblou-ková konstrukce překlenuje celou šířku toku a svým charakterem rozděluje vel-kou šířku mostu tak, aby při přejezdu nebo přechodu přes most působil vnímaný pro-fil užším dojmem. Střed toku řeky Vlta-vy je definován nikoli „nejširším lichým polem“, ale nejvyšší částí konstrukce. Síťo-vé uspořádání závěsů působí jako transpa-rentní, lehká, ale tuhá stěna. Tato vlastnost umožnila navrhnout velmi subtilní kon-strukci s nízkou konstrukční výškou (při-bližně 1/10 rozpětí). To při daném rozpětí mostu 200,4 m a celkové šířce převáděné komunikace 33,7 m vytváří světově unikát-ní konstrukci.

Plochý ocelový oblouk má v podél-ném směru tvar kružnicového oblouku (horní plocha – konstantní poloměr, dolní plocha – složený kružnicový oblouk). Při-bližně ve čtvrtinách rozpětí se oblouk roz-děluje na dva uzavřené komorové prů-řezy.

Krajní opěry jsou masivní železobe-tonové konstrukce tvarované v závis-losti na celkovém uspořádání mostu. Na opěry pak navazují nejen schodiště nábřežních valů a pěší komunikace, ale také zejména ocelové konstrukce konzol

chodníků na mostě a zábradlí s osvětle-ním, přecházející na nábřeží.

Pilíř je kolmý na most a tvarově nava-zuje nejen na oblouk, ale i na dvoutrá-movou konstrukci krajního pole. Mohut-ná základna pilíře se nad povrchem teré-nu rozděluje obloukovou křivkou na dvě části. Každá část nese dvě ložiska (oblou-ku i inundačního pole). Pilíř je navržen tak, aby byl při bočním pohledu pokračo-váním tvaru oblouku a do jisté míry eli-minoval asymetrické uspořádání mostu v podélném směru. To znamená, že tva-rově je osově symetrický k levé opěře, která je zapuštěná do valu na holešo-vické straně. Tato symetrie vyrovnává i nestejnou výšku uložení mostu (jednot-livých ložisek oblouku) tím, že rozděle-ní pilíře je ve výšce shodné s výškou roz-dělení levobřežní opěry. Tato výška je tak shodná pro obě místa ve vztahu k vodní hladině, nikoli k výšce ložisek.

Tvarování opěr i pilíře (obr. 4) je pro celkové řešení mostu zásadně důležité a bude nutné dbát zvýšené pozornosti při detailním řešení „spárořezu“ bednění a jeho tvarování pro dokreslení celkového působení spodní stavby.

Postup výstavbyOcelová konstrukce hlavního pole mostu bude svařena z montážních dílů (zhoto-vených ve výrobně) v ose mostu na troj-ském břehu. Montáž ocelového skele-tu obloukového mostu bude probíhat symetricky směrem od konců do jeho středu. Během montáže oblouku a jeho výsuvu je nutné doplnit montážní ztužení pro zajištění dostatečné tuhosti systému. Hotová ocelová konstrukce bude násled-ně pomocí soulodí vysunuta přes řeku a osazena na definitivní ložiska.

Realizace konstrukce mostovky bude probíhat nad řekou. Na vysunutou kon-strukci budou přimontovány prefabriko-vané příčníky, které budou sloužit jako podpora pro bednění monolitické desky mostovky. Ta bude betonována symet-ricky od obou podpor současně pomo-cí dvou betonovacích vozíků délky 16 m. Střední část desky mezi táhly bude v jed-notlivých etapách realizována s předsti-hem pro zaručení spolupůsobení s příč-níky pro přenos zatížení od betonáže kraj-ních částí desky. Po zatvrdnutí betonu desky budou předepnuty kabely příčné-ho předpětí. Krajní podporové části desky

Obr. 2 Vzorový příčný řez hlavním polem mostu

Fig. 2 Typical cross section

Obr. 3 Vizualizace mostu – uspořádání mostovky

Fig. 3 Bridge visualisation – superstructure arrangement

Obr. 4 Spodní stavba – a) krajní opěra, b) pilíř

Fig. 4 Bridge substructure – a) abutment, b) pier

4b

4a


2 0

S T R U C T U R E S


mostovky budou provedeny na pevné skruži na břehu. Po vybetonování celé mostovkové desky budou předepnuty kabely podélného předpětí.

Nosná konstrukce inundačního pole bude vybetonována na pevné skruži (pre-fabrikované příčníky vkládány do bedně-ní) těsně po vysunutí ocelového oblouku, aby mohla sloužit jako přístupová cesta pro dovoz materiálu pro betonáž desky hlavního pole.

S TAT I C K Á A DY N A M I C K Á A N A LÝ Z A K O N S T R U K C E

Popis výpočtu konstrukcePro detailní analýzu konstrukce bylo nutné vytvořit celou řadu výpočetních modelů pro stanovení účinků postupu výstavby, změn statického působení během výstav-by, posouzení globálního chování kon-strukce a pro posouzení aerodynamické stability konstrukce.

Ve výpočtech byla uvážena geome-trická nelinearita – řešení podle teo-rie II. řádu a nelineární řešení závěs-ných prvků jako lan s průvěsem s oso-vou tahovou silou respektující tzv. tahové

zpevnění – „tension stiffening“. Veškeré výsledky jsou porovnávány se zjednodu-šenými výpočty na modelech, u kterých je známé přesné analytické řešení.

Závěsy mostu jsou modelovány jako nelineární prvky – lana s průvě-sem schopná přenášet pouze tahové namáhání. Podstatou lanového působe-ní prvku je malá ohybová tuhost. Prvek (lano) se působením zatížení (vlastní tíha lana) deformuje – prověsí. Vzhledem k velmi malé ohybové tuhosti lano nepře-náší ohybové momenty a je namáháno pouze axiální tahovou silou. Závěsy jsou v montážním stavu napnuty (při zvětšu-jící se tahové síle v lanu je prvek tužší) na cca 0,1 meze pevnosti lana, což zaru-čuje jejich minimální průvěs (cca 1/1000 délky závěsu). Při takto malé hodnotě průvěsu je namáhání lana ohybovými momenty minimální (vznikající ohybo-vý moment je dán součinem druhé deri-vace průhybové čáry a ohybové tuhos-ti lana). Pro jednotlivá lana byly vytvoře-ny jejich příčinkové plochy pro stanovení účinků pohyblivého zatížení a určena tzv. matice ovlivnění popisující vzájemnou interakci závěsných lan.

Namáhání a deformace konstrukceZákladní koncepce mostu je založena na nosném ocelovém oblouku a beto-nové mostovce, která je spojitě podepře-na pomocí síťových závěsů. Nesymetrické zatížení je přenášeno kroucením oblou-ku mostu.

Z hlediska namáhání konstrukce splňuje požadavky pro jednotlivá zatížení a jejich kombinace dle příslušných norem – pro ocelový oblouk a táhla ČSN 73 1401 a ČSN 73 6205, pro betonovou před-pjatou mostovku (deska a příčníky) pak napěťová omezení dle ČSN 73 6207 (konstrukce je navržena jako omezeně předpjatá).

Nedílnou součástí výpočetní analýzy jsou i montážní stavy – návrh a posou-

Obr. 5 Deformace nosné konstrukce – stálé a nahodilé zatížení

Fig. 5 Superstructure deformation – dead and live load

Obr. 6 Modální analýza konstrukce – 1. a 2. vlastní tvar

Fig. 6 Modal analysis – 1st and 2nd natural mode

6b6a

5b5a


2 1

S T R U C T U R E S


zení montážního ztužení, výsuv konstruk-ce, připojování prefabrikovaných příční-ků atd.

Výpočet deformací je proveden na pro-storových modelech – geometrická (teo-rie II. řádu) i fyzikální (závěsy zadány jako lanové prvky s průvěsem, přená-šejí pouze tahové namáhání) nelineari-ta je ve výpočtu zohledněna. Ve smys-lu normy ČSN 73 6207 je maximální přípustná deformace předpjaté betono-vé konstrukce v podélném směru mostu pro účinky nahodilého zatížení wdov= L/600 = 200,4/600 = 0,334 m. Průhy-by od stálého zatížení (0,393 m) budou dle projektu eliminovány nadvýšením. Pro maximální symetrické nahodilé zatí-žení na obou polovinách mostu je hod-nota maximálního průhybu 0,098 m; pro nesymetrické pak 0,150 m.

Dynamická a stabilitní analýza konstrukceDynamická analýza byla provedena ve třech základních etapách – modál-ní analýza (zjištění vlastních frekvencí a tvarů konstrukce), účinky pohyblivé-ho zatížení (numerické řešení vzájemné interakce kmitání konstrukce a přejíždějí-cích vozidel) a řešení aerodynamického chování konstrukce.

Frekvence f [Hz] Popis

0,751 1. kroucení – oblouk a mostovka ve fázi

0,940 1. ohyb

1,005 1. kroucení – oblouk a mostovka v protifázi

1,298 2. kroucení – oblouk a mostovka v protifázi

1,420 2. kroucení – oblouk a mostovka ve fázi

Z výsledků modální analýzy (obr. 6) vyplynulo, že je nutné z důvodů nižší velikosti torzní frekvence věnovat zvýše-nou pozornost možné ztrátě aerodyna-mické stability. Byly provedeny zjedno-dušené výpočty založené na empiric-kých vztazích a odhadech derivací sou-činitele vztlaku (pro takovéto výpočty vychází kritická rychlost pro ztrátu stabi-lity torzním flutterem 108 m/s), zároveň proběhla detailní analýza ve spolupráci s VZLÚ – měření charakteristik na sekč-ním modelu a následné numerické výpo-čty, které potvrzují, že ke ztrátě aerodyna-mické stability nedojde při rychlosti nižší než 100 m/s (360 km/h). Připomeňme jen, že by měla být splněna normou defi-novaná podmínka, aby kritická rychlost

větru byla vyšší než 1,25násobek refe-renční rychlosti větru v místě posuzova-ného mostu. Toto je pro navrhovanou konstrukci dle výsledků výpočtů a měře-ní bezpečně splněno.

Výpočet stability konstrukce probíhal ve dvou krocích. Nejdříve byl proveden výpočet klasickým způsobem dle Eule-rovského pojetí stability způsobené bifur-kací rovnováhy (bifurkace = rozdvoje-ní). Při tomto způsobu se hledal náso-bitel daného zatížení (tzv. kritický náso-bek), při kterém dojde ke ztrátě stability. Přitom však bylo uvažováno, že stálé zatí-žení (vlastní tíha, ostatní stálé, předpětí) zůstává beze změny.

Druhý výpočetní postup vycházel z řešení konstrukce podle teorie II. řádu a určení rezervy v napětí pro dané zatí-žení k dosažení meze kluzu použité oceli v rozhodujících částech mostu. Pro výpo-čet byly uváženy možné výrobní nepřes-nosti. Jejich zadání bylo vždy vztaže-no k příslušnému vlastnímu tvaru (nor-mování vlastních tvarů dle maximálních hodnot imperfekcí). Samotný výpočet pak probíhá jako iterační proces, kdy je nezbytné stále kontrolovat a porovná-vat výsledky dle teorie II. řádu s výsled-ky přibližné metody (stanovení účin-ků II. řádu z výsledků statického výpo-čtu dle teorie I. řádu pomocí součinitele φ = 1/(1–H/Hkr)).

Vzhledem k malému vzepětí je nutné konstrukci řešit jako plochý oblouk s uvážením stlačení střednice.

Z ÁV Ě R

Představovaná mostní konstrukce směle překračuje řeku Vltavu v Tróji jedním polem o délce více než 200 m. Bude významným architektonickým prvkem nejen stávající zástavby, ale hlavně pláno-vané zástavby luxusními bytovými a kan-celářskými komplexy. Most samozřejmě zvýší počet významných pražských mostů a bude bezpochyby jedním z nejzajíma-vějších.

Navržený systém – oblouk přes celou šířku řečiště se síťovými závěsy – zohled-ňuje zároveň v porovnání s jinými apli-kovatelnými systémy neopominutelné bezpečnostní požadavky v nejvyšší míře – žádné podpory v řečišti (napadnutel-né po řece), množství šikmých závěsů (kdy při ztrátě funkce i několika z nich nedochází k závažné ztrátě únosnos-ti celé konstrukce a kdy takové naruše-ní je snadno opravitelné), stabilizující úči-

nek soustavy šikmých závěsů na most-ní systém.

Konstrukční uspořádání, konfigurace mostu a použité materiály předurčují oje-dinělost této konstrukce v celosvětovém měřítku.

Taková konstrukce samozřejmě vyžadu-je zvýšenou pozornost při detailní static-ké a dynamické analýze. Je nutné respek-tovat účinky nelineárního chování kon-strukce a provést analýzy všech možných (a identifikaci nemožných) návrhových a havarijní situací. Výsledky těchto ana-lýz jasně prokázaly, že navržená konstruk-ce splňuje veškerá normová kritéria z hle-diska přípustných hodnot napětí i velikos-tí deformací.

Široké spektrum provedených analýz opět poukázalo na samozřejmou nut-nost korelovat výsledky z komplexních MKP modelů s exaktními analytický-mi přístupy, které však dávají nejpřes-nější řešení. Složité MKP modely se stá-vají slabinou rozsáhlých analýz v přípa-dech, kdy nejsou respektovány základ-ní okrajové podmínky, zvláště ve vztahu k navrhovaným konstrukčním detailům. Proto je nanejvýš nutné opatrně zachá-zet s moderními výpočetními nástroji a vyloučit tak možné fatální desinterpre-tace výsledků.

V rámci výpočtových analýz byly použity výsledky

řešení projektu č. 103/06/0674 Grantové

agentury České republiky.

Ing. Lukáš Vráblík, Ph.D.


Ing. Milan Kodet


Ing. Vojtěch Hruška


Ing. Ladislav Šašek, CSc.


všichni čtyři:

Mott MacDonald Praha, spol. s r. o.

Národní 15, 110 00 Praha 1

tel.: 221 412 876

Ing. akad. arch. Libor Kábrt


Doc. Ing. arch. Roman Koucký


oba:

Roman Koucký architektonická kancelář, s. r. o.

Bruselská 13, 120 03 Praha 2

tel.: 222 515 754


C A B L E - S T A Y E D B R I D G E O V E R T H E O H R E R I V E R I N K A R L O V Y V A R Y

Z A V Ě Š E N Ý M O S T P Ř E S O H Ř I V K A R L O V Ý C H V A R E C H

2 2

S T R U C T U R E S


J A N P R O C H Á Z K A , L U D Ě K O B E R H O F N E R , Z D E N Ě K B ATA L , M I LO Š Š I M L E R

Zavěšený most převádí komunikaci měst-ského okruhu přes řeku Ohři v bezpro-střední návaznosti na okružní křižovatku s průtahem I/6 Karlovými Vary. Volba typu konstrukce mostu a konstrukčního řešení mostovky byla zvolena pro dosa-žení minimální stavební výšky, a tím pří-znivého vedení nivelety a omezení výšky i rozsahu násypů na předmostí.Cable stayed bridge carries urban ring road over the Ohre river at the imme-diate connection with a round-about crossing of motorway I/6 in Carlsbad. The type of the bridge construction and the structural solution of the bridge deck were selected in order to minimize construction height and thus allow for favourable vertical alingment and redu-ction of embankments volume (height and range) at the bridge head.

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

Pro splnění uvedených požadavků byla navržena zavěšená konstrukce, jejíž mostovka je tvořena parapetním nosní-kem. Délka přemostění je 120 m. Sta-vební výška je 690 mm. Most je navr-žen o třech polích rozpětí 28,5 + 64 + 28,5 m a je symetrický v podélném i příč-ném směru (obr. 1 a 2).

Po celé délce mostu probíhá vrcholo-vý oblouk o poloměru 3 000 m, podél-ný spád na konci mostu je 2 %. Volná šířka vozovkového žlabu mezi parapety je 8 m, oboustranné chodníky mají vol-nou šířku 1,75 m. Zatížení mostu je uva-žováno pro třídu A. Mostovka je zavěšená na pylonech ve dvou rovinách, pomocí tři-ceti dvou závěsů kotvených po osmi met-rech, a pouze na opěrách je uložena na dvě vyztužená elastomerová ložis-ka. Závěsy mají poloharfové uspořádání. Počet lan v závěsech byl navržen z pod-mínky nepřekročení 0,45násobku pevnos-ti lan od účinků provozního zatížení.

Pylony tvaru „delta“ jsou umístěny po obou březích řeky Ohře. Výška pylonu nad mostovkou je 16,8 m, tj. 0,26náso-bek rozpětí středního pole, celková výška je cca 22 m (obr. 3).

Poměr rozpětí krajního pole a středního pole je 0,45. Při tomto poměru při stej-ném průřezu mostovky v obou polích však dochází k tahové reakci na opěře, která je zachycena dvojicí šikmých táhel na každé opěře. Táhlo je tvořeno kabelem délky 5,7 m z dvanácti lan ∅ 15,7 mm, které je ve střední části délky 4,7 m volné. Šikmé umístění táhel umožnilo dosažení dostatečné volné délky táhel, aby nedo-šlo k překročení přípustného natočení lan táhla vlivem pohybu nosné konstrukce v podélném směru mostu. Současně je tím držena konstrukce v příčném směru. V podélném směru je nad každou opě-rou uprostřed navržen hydraulický tlumič typ MSTU 200 kN/100 mm od společ-nosti Maurer Söhne, k tlumení pohybů vlivem náhlých sil, např. brzdných.

Nosnou konstrukci pod vozovkou tvoří deska proměnné tloušťky 316 až 400 mm příčně předpjatá mezi dvěma parapetními nosníky výšky 1 300 mm, z jejichž horní úrovně je vyložena cca 2,4 m chodníková konzola proměnné tloušťky. Zvýšené parapety vyčnívají 700 mm nad vozovkou a mají směrem do vozovky tvar svodidlové zídky New Jersey. Jejich úko-lem je ztužit nosník mostovky a přirozeně ochránit závěsy před nárazem vozidla. Nad uložením je nosná konstrukce zesílena a tvoří nadložiskový příčník, ve kterém jsou umístěna i kotevní táhla, kotvení tlumiče,

2

1


2 3

S T R U C T U R E S


mostní závěr a odvodnění. Celá mostovka je podélně předpjatá, jak kabely dodateč-ného předpětí, tak účinky závěsů.

Celá konstrukce mostu je navržena v duchu přiznání funkce jednotlivých prvků, ať se to týká nálitků pro kotve-ní závěsů, bločků zakrytí kotev příčného předpětí nebo zdůraznění vybrání pro tlu-miče a šikmá táhla ve tvaru opěry.

P O P I S K O N S T R U K C E

OpěryOpěry a křídla tvoří jeden dilatační celek. Opěry ve své horní části plynule navazu-jí na tvar nosné konstrukce včetně chod-níkových konzol. V dříku opěry jsou osa-zeny průchodky pro šikmá táhla (obr. 4). Opěry jsou založeny hlubinně, každá opěra na sedmi vrtaných pilotách průmě-ru 900 mm délky 10 m.

PylonyOba pylony jsou identické, liší se pouze úrovní terénu pod pylonem. Pylon tvaru „delta“ je tvořen dvěma základovými pat-kami a příčně skloněnými sloupy průřezu tvaru H. Každá patka je založena na čty-řech pilotách ∅ 1 200 mm. Spodní část sloupů pylonu do výšky 0,5 m nad hladi-nu Q100 je zesílena. V horní třetině jsou sloupy propojeny rámovou příčlí, v úrovni vetknutí do základových patek pod úrov-ní terénu jsou sloupy spojeny předpjatým táhlem. Táhlo je osazeno čtyřmi kabely o devíti lanech Ls 15,7 mm. Rám pylonu tvořený šikmými sloupy a příčlí byl beto-nován najednou na skruži z prvků pižmo (obr. 5). V části pylonu nad příčlí jsou svis-lé hlavy pylonů, ve kterých jsou závěsy kot-veny prostřednictvím speciálního ocelové-ho kotevního přípravku v ose hlavy pylonu, takže závěsy jsou umístěny ve svislé rovi-

ně. Přístup k montáži závěsů byl z obou boků hlavy pylonu. Ocelový svařenec hlavi-ce vyráběla firma MCE Slaný, s. r. o.

Nosná konstrukceNosná konstrukce mostu byla zhotove-na na pevné skruži s použitím provizor-ních bárek pro založení skruže ve třech betonážních dílech, nejprve postupně oba identické krajní díly délky 38,05 m a nakonec střední díl délky 46,5 m. Velká péče byla věnována osazení průcho-dek pro závěsy, které byly nasměrová-ny přímo na průchodky osazené v hlavě pylonu a přednastaveny pro natočení vli-vem deformace skruže.

Podélně je konstrukce předepnuta devítilanovými kabely z lan Ls 15,7 mm St 1570/1770. Celkem je v nosné kon-strukci dvacet podélných kabelů přes celou délku mostu. V každé pracov-ní spáře je spojkováno osm kabelů. Ve středním betonážním dílu uprostřed je přidáno osm kabelů.

Po betonáži každé části (celý příčný řez najednou) a jejím podélném předepnutí

se předepnuly příčné kabely. Příčné kabe-ly o pěti lanech Ls 15,7 mm s roztečí cca 0,5 m jsou na nenapínané straně osazeny cibulovými kotvami (obr. 6 až 8).

ZávěsyZávěsy dodávala a montovala firma SM 7, a. s., která je licenčním partnerem němec-ké firmy DSI – Dywidag Systems Inter-national z Mnichova. Závěsy jsou kotve-ny jedním koncem v hlavě pylonu a dru-hým do železobetonových nálitků v mos-tovce. Nejkratší závěsy mají délku 13 m, ty nejdelší pak více než 32 m. Závěsy sys-tému Dyna Grip jsou sestaveny z dvanác-ti nebo devatenácti předpínacích lan pev-nosti 1 860 MPa. Průměr jednotlivých lan je 15,7 mm. Typ závěsů odpovídá nejvyš-ším kvalitativním požadavkům, jaké jsou na tento konstrukční prvek kladeny, a byl použit firmou DSI na mnoha známých zavěšených mostech po celém světě.

Protikorozní ochrana závěsů je řeše-na jako trojnásobná tak, že vlastní lano je chráněno pozinkováním, je opatřeno ochranným obalem z polyetylénu (HDPE)

Obr. 1 Vzorový příčný řezFig. 1 Typical cross section

Obr. 2 Podélný řez mostemFig. 2 Longitudinal section

Obr. 3 Pohled na pylonFig. 3 View of the pylon

Obr. 4 Detail opěryFig. 4 Abutment detail

Obr. 5 Skruž a výztuž pylonuFig. 5 Pylon scaffolding and

reinforcement

3

4 5


2 4

S T R U C T U R E S


a celý prostor uvnitř ochranného obalu je vyplněn protikorozním tukem. Všech-na lana jednoho závěsu jsou umístě-na v ochranné trubce z HDPE, která je vysoce odolná proti UV záření a je vyro-bena ve světle šedé barvě dle požadav-ku barevného architektonického ztvárnění mostního díla. Na povrchu vnějších trubek z HDPE je navařena šroubovice ze stejné-ho materiálu, která zlepšuje aerodynamic-ké vlastnosti závěsu.

Lana jsou kotvena pomocí trojdílných kotevních čelistí do kotevního bloku. Kon-strukce kotevního bloku závěsu umož-ňuje dodatečnou rektifikaci pomocí kru-hové matice, která se opírá o kotevní desku. Samotný kotevní prvek je kon-struován tak, aby byla bezpodmínečně dodržena protikorozní ochrana jak všech součástí kotvení, tak i vlastních lan závě-su. Konstrukce kotevních prvků je řešena tak, aby bylo možno v kterémkoliv oka-mžiku životnosti mostu v případě potře-by vyměnit jednotlivé lano nebo celý závěs. Závěsy jsou opatřeny elastomero-vými ložisky, jejichž úloha je tlumit účinky

dynamického zatížení zejména od větru, aby se neprojevily nepříznivě v místě kot-vení lan v kotevních čelistech (obr. 9).

Montáž závěsůZávěsy se sestavily na desce mostovky. Nejprve se svařily ochranné polyetylénové trubky, do nich se nastrkala jednotlivá lana odřezaná na přesné délky podle údajů o skutečné geometrii závěsu a na konce lan se namontovaly kotevní prvky. Závěs se poté osadil pomocí zdvihacího mecha-nismu a vahadla do své polohy a ukot-vil se do nálitku v mostovce i do pylonu. Po osazení došlo k aktivaci závěsů pomocí napínacích zařízení celkem ve třiceti dvou etapách (jedna etapa je napnutí dvoji-ce protilehlých závěsů dvěma pistolemi). Podrobným výpočtem na základě měře-ní vzdálenosti kotev závěsů byly stanoveny hodnoty protažení závěsu v etapě. Vlast-ní aktivace závěsů probíhala podle přes-ně stanoveného pořadí a technologické-ho postupu (obr. 10). Vzhledem k tomu, že po celou dobu aktivace závěsů byla konstrukce podepřena na skruži, ze které

se postupně nadzvedávala, bylo velmi nesnadné správně namodelovat kombi-naci podepření konstrukce závěsy a skruží. Proto bylo hlavním kriteriem míry aktivace závěsu měření protažení, nikoliv dosažená síla. Geodetickým měřením velmi přesnou nivelací byl porovnáván deformovaný tvar konstrukce mostu s předpoklady projek-tu. Podle výsledků měření byla mezi eta-pami aktivace závěsů postupně spouště-na skruž mostu, až závěsy převzaly celou vlastní tíhu mostovky. Po dokončení aktiva-ce byla na všech závěsech provedena kon-trola napjatostí pomocí lift-testu, tj. změře-ní síly v lanech pomocí jednolanné napí-nací pistole. Výsledky lift-testu byly porov-nány s předpokládanými silami dle projek-tu a výraznější rozdíly byly redukovány rek-tifikací. Podařilo se dosáhnout optimálního tvaru mostovky a dobré shody skutečných sil s projektovanými.

VybaveníIzolace je typu Etanplast, celková tloušťka izolačního souvrství a vozovky je 100 mm. Povrch chodníků je opatřen pochozí izo-

6

9

87

10


2 5

S T R U C T U R E S


lační vrstvou od firmy Sika (na brokova-ný povrch jsou naneseny vrstvy Sikaflor 156 jako penetrace, křemičitý písek 0,3 až 0,8 mm, Sikafloor 350 Elastic, kře-mičitý písek 0,3 až 0,8 mm, Sikafloor 400 N Elastic+), boky svodidlové zídky jsou opatřeny dvojnásobnou impregnací Sikagard 73. Most je opatřen osmi odvod-ňovači. Na mostě jsou čtyři stožáry veřej-ného osvětlení a nasvícení pylonů a závě-sů. Mostní závěry na obou koncích mostu jsou jednospárové od společnosti Maurer

Söhne v tichém uspořádání pro dilatač-ní pohyb 100 mm. Vnější okraje chod-níků jsou osazeny architektonicky pojed-naným ocelovým zábradlím. Mezi chod-níkem a závěsy je vnitřní dvoumadlové zábradlí (obr. 11 až 14).

Z ÁV Ě R

Tuhnický most výrazným způsobem zkrá-til propojení přilehlých městských čtvr-tí a odvedl dopravu z centra Karlových Var. To se podařilo při dosažení ekono-mických parametrů: srovnaná výška beto-nu nosné konstrukce je jenom 0,44 m a spotřeba předpínací výztuže podélné, příčné i závěsů je 32,2 kg/m2 nosné kon-strukce, při normální spotřebě betonářské výztuže 135 kg/m3 betonu nosné kon-strukce. Stavba prokázala, že i pro menší rozpětí lze ekonomicky uplatnit zavěše-ný most. Most byl příznivě přijat i širo-kou veřejností, v hodnocení návštěvní-ků výstavy FOR ARCH Karlovy Vary 2008 byl vybrán za nejlepší stavbu Karlovarské-ho kraje roku 2007, tamtéž získal 3. místo u odborné poroty.

Hlavní účastníci výstavbyInvestor ŘSD, správa Karlovy VaryZhotovitel stavby

Sdružení průtahu silnice I/6 pod vedením SSŽ, a. s.

Zhotovitel objektu SMP CZ, a. s.

Projektant objektu Pontika, s. r. o.

Ing. Jan Procházka


Ing. Luděk Oberhofner


oba: Pontika, s. r. o.

Sportovní 4, 360 09 Karlovy Vary

Ing. Zdeněk Batal

SMP CZ, a. s.

Evropská 1692/37, 160 41 Praha 6


Ing. Miloš Šimler

SM 7, a. s

Zápy 267, 250 01 Brandýs nad Labem


Obr. 6 Předpínací výztuž středního betonážního celku

Fig. 6 Prestressed reinforcement of middle concrete part

Obr. 7 Detail pracovní spáryFig. 7 Working joint detail

Obr. 8 Betonáž hlavního poleFig. 8 Pouring of concrete of the main

span

Obr. 9 Instalace závěsůFig. 9 Cable stay instalation

Obr. 10 Aktivace krajního závěsuFig. 10 Stressing of backstay

Obr. 11 Průhled pylonyFig. 11 Through pylons view

Obr. 12 Detail pylonuFig. 12 Pylon detail

Obr. 13 Boční pohled na mostFig. 13 Side view of the bridge

Obr. 14 Most při večerním osvětlení Fig. 14 Evening lighting of the bridge

11

13

12

14


P R E F A B R I C A T E D P E D E S T R I A N B R I D G E O V E R T H E S V R A T K A R I V E R I N B R N O

P R E F A B R I K O V A N Á L Á V K A P Ř E S Ř E K U S V R A T K U V B R N Ě


S T R U C T U R E S

J A N T I C H Ý , P AV E L M A R K O V I Č , R A D I M V OTAVA , P E T R Š T E FA N , A L E Š M E N D E L

Článek pojednává o návrhu a výrobě tvarově atypických železobetonových prefabrikátů pro pěší lávku přes řeku Svratku. Lávka umožňuje snadný přístup od vlakového i autobusového nádraží k novému Spielberk Office Centre, které vyrůstá na pravé straně ulice Heršpická směrem do centra města Brna. Lávka sestává ze dvou prefabrikovaných oblouků tvaru písmene „Y“, které tvoří nosnou část a na nichž je upevně-no dvacet devět kusů chodníkových segmentů. Všechny dílce byly vyrobeny ve firmě Skanska Prefa, a. s., v provozov-ně Tovačov. Závěrem je zdokumentová-na doprava složitých a velkorozměrných dílců na místo určení a jejich montáž pomocí 300tunového jeřábu.The article deals with the design and production of reinforced concrete pre-fabricated parts with an atypical shape for a pedestrian bridge over the Svratka River. The bridge provides an easy access from the railway and bus stati-on to the new Spielberk Office Centre, which is being built along the right side of Heršpická Street towards the centre of Brno. The bridge consists of two prefab-ricated bows with the “Y” shape, which form the supporting part and carry 29 pieces of walkway segments. All the parts were produced in the Skanska Prefa, a. s., Company, the Tovačov plant. Finally, the transport of complex and large parts to the destination is docu-mented as well as their assembly with the use of a 300t crane.

Od června 2006 se město Brno pyšní dvěma „Špilberky“. Známý hrad, vypínají-cí se nad městem na skalnatém ostrohu, byl založen ve druhé polovině 13. stole-tí českým králem Přemyslem Otakarem II. a již po staletí vytváří dominantu dneš-ní jihomoravské metropole. Ten nový, moderní s názvem Spielberk Office Cen-tre vyrůstá podél Heršpické ulice na již-ním břehu řeky Svratky, která tvoří přiroze-nou hranici historického centra [1].

Funkce rozsáhlého komplexu Spielberk

Office Centre se zhruba 55 000 m2 je, a pravděpodobně i pro další roky bude, převážně administrativní. Problémem komplexu je horší dostupnost měst-skou hromadou dopravou. Pro zaměst-nance je tak daleko lepší využívat 3 m širokou a 51,6 m dlouhou prefabrikova-nou lávku, která byla uvedena do provo-zu v září 2007.

N ÁV R H AT Y P I C K Ý C H Ž E L E Z O B E T O N O V Ý C H P R E FA B R I K ÁT Ů

Nosnou konstrukci lávky tvoří předpja-tý pás opřený ve střední části o oblouk. Oblouk je v patách vetknut do integro-vaných opěr (obr. 1). Předpjatý pás je vytvořen z dvaceti devíti segmentů délky 1,5 m a šířky 4,6 m. Oblouk má rozpě-tí 40,8 m a vzepětí 2,7 m. Tyto základ-ní parametry vzešly z požadavků na mini-mální zásahy do nábřežních zdí, nive-lety chodníku a úrovně hladiny stoleté vody v řece. Vodorovné síly se vyrovna-jí v opěře mezi pásem a obloukem, čili oblouk a předpjatý pás tvoří samokotvený systém, proto jsou do založení vnášeny pouze svislé síly [2]. Každá opěra je zalo-žena na šesti vrtaných pilotách průmě-ru 940 mm. Segmenty pásu (chodníko-vé segmenty) jsou opřeny o oblouk pro-střednictvím hřebínku, který byl dobeto-nován na stavbě po zmonolitnění oblou-ku. Délka hřebínku je 24 m, v krajních částech vytváří předpjatý pás řetězovku mezi koncem hřebínku a opěrou. Střední tři segmenty pásu jsou spřaženy s oblou-kem pomocí ocelových trnů, které byly osazeny do oblouku před betonáží.

Předpětí pásu je vyvozeno čtyřmi kabe-ly 12 ∅ Ls 15,5-1800. Tyto nesoudrž-né kabely jsou zakotveny v opěrách. Lana jsou proti korozi chráněna PE oba-lem vyplněným mazivem (monostrand), navíc jsou zainjektována v plastových kanálcích. Horní povrch pásu je potažen pochůznou stěrkovou izolací. Vzhledem ke smíšenému provozu chodců a cyklis-tů na lávce je příčný sklon chodníku 2 % a je proveden střechovitě, což umožňuje odvedení vody z mostu podél zvýšených okrajů až za opěry do pásových odvod-ňovačů typu „acodrain“.

Oblouk se skládá ze dvou tvarově shod-ných prefabrikátů vyrobených z beto-nu C70/85. Výška průřezu se mění od 0,55 m v patě po 0,25 m ve vrcho-lu. Šířka oblouku v patě je 1 m a narůs-tá směrem k vrcholu. Ve vzdálenos-ti 6,6 m od paty dochází k rozdvojení oblouku symetricky na obě strany. Šířka obou větví klesá od 1,15 m v rozštěpu po 0,65 m ve vrcholu. Největší šířka roz-větveného oblouku ve vrcholu je 3,6 m. Hrany jsou tvořeny spojitými hladký-mi křivkami 2. řádu. Na základě poža-davku architekta byla přesnost vytyčení hran volena tak, aby se sečna procháze-jící libovolnými dvěma sousedními body na hraně neodchýlila od křivky více než 1 mm. K tomuto podrobnému vytyče-ní tvaru projektant navíc poskytl zhotovi-teli na jeho žádost svislé řezy obloukem ve sklopené poloze, podle nichž byla vyrobena forma prefabrikátu. Investor se rozhodl ponechat oblouk bez sjednocu-jícího nátěru, proto musel beton splnit

1


2 7

S T R U C T U R E S


i estetickou funkci, což znamenalo vysoké nároky na kvalitu jeho povrchu.

Pro veškerou manipulaci a montáž bylo nutno oblouk ztužit příčnými tyčemi CPS, z nichž jedna byla navíc opatřena silno-stěnnou trubkou, aby bylo zabráněno příčné deformaci konců rozvětveného oblouku. V první fázi montáže byly pre-fabrikáty oblouku opřeny v patě do opěry a zavěšeny na montážní kabely 1. fáze. Tyto kabely byly zakotveny v ocelovém přípravku, připnutém předpínacími tyče-mi k oblouku. Druhý konec kabelů byl zakotven v opěře. Dočasný kloub v patě oblouku zajistilo elastomerové ložisko. V prefabrikátu byly také na horním povr-chu zabetonovány plechy pro přivaření výztuže hřebínku a v patě byly osazeny plechy, které umožnily v závěrečné fázi montáže svaření oblouku s opěrou, čímž bylo vytvořeno vetknutí.

S TAV B A F O R MY

V další části je popsána výroba, přepra-va na stavbu a montáž prefabrikovaných oblouků tvaru písmene „Y“, které jsou základem nosné konstrukce lávky. Pro-tože se jedná o unikátní obloukové pre-fabrikáty, které jsou zakřivené v podélné i příčné ose, je třeba se nejprve zmínit o stavbě formy.

Již od počátku bylo jasné, že z výrob-ního hlediska musí být forma postave-na tak, aby pata i vrchol tzv. „Ypsilony“ byly na koncích formy v pomyslné nulové poloze a optický oblouk s největším vze-pětím cca 1 m zhruba uprostřed formy. Protože se však jednalo o nepravidelné zakřivení prvku, musel projektant přepra-covat výrobní dokumentaci a vytvořit řezy celým prefabrikátem zhruba po 0,5 m, které byly nejdůležitějším podkladem pro výrobu formy.

Základ formy tvořily dvě spojené oce-lové podložky, které byly nivelačním pří-strojem srovnány do vodorovné polo-hy. Ve vzdálenostech shodných se vzdá-lenostmi řezů ve výrobní dokumentaci byly jednotlivé výšky tvořící oblouk (zakři-vení) vyneseny na stojiny z profilované oceli U65. K těmto výškám byla v podél-ném směru přivařena další profilovaná ocel U160 a pro větší tuhost formy cca po 0,5 m dále příčně vyztuženy profi-ly U120. Na tuto kostru formy byla při-šroubována podlaha z Phenoxu tloušť-ky 19 mm a to tak, aby spoje jednotli-vých tabulí tvořily uprostřed formy přes-nou středovou osu celého prefabrikátu. Postupným rozměřováním byl na celou část podlahy nakreslen tvar budoucí-ho prvku. Proti samovolnému posunutí a pro možnost rozebrání a znovu zkom-pletování byly na podlahu přišroubovány dorazy z úzkých proužků Phenoxu, tvořící samotné zakřivení bočnic formy. Pak byly nařezány boky příslušných výšek, vyztu-ženy žebry a přišroubovány k dorazům i podlaze. Protože boky tvořily pouze části délek maximálně 5 m, bylo je možno kdykoliv rozebrat a zase smontovat.

Nejproblematičtějším místem formy byl úsek, kde se prvek dělil na dvě symet-rické části – vidličky. Zde bylo zakřivení

v obou směrech tak velké, že překračo-valo pružnost dosud použitého materiá-lu. Tvar zakřivení ve spodní i vrchní části byl vyříznut a vzájemně spojen do tzv. „kastlu“. Tato část byla důkladně zpevně-na latěmi, které tvořily požadované zakři-vení. Nerovnosti na zaoblené části byly odstraněny zatmelením a pak zabrou-šením. Pouze tato část byla nerozebíra-telná a pevně uchycena k podlaze. Bylo tedy nutné velmi opatrně a přesně pre-fabrikát z formy vytáhnout, aby nedošlo k sebemenšímu poškození formy. A to se v obou případech podařilo.

B E T O N Á Ž O B LO U K O V Ý C H N O S N Í K Ů

Složitá byla i výroba armokoše, kde neby-lo možné použít standardních postupů. Proto předvyrobená výztuž byla dopra-vena k místu betonáže, kde nad samot-nou formou začali pracovníci vázat armo-koš do požadovaného tvaru výrobku. Do něj bylo nutno předem vložit a při-vázat zámečnické výrobky potřebné pro manipulaci s dílcem. Hustota vyztužení byla téměř 300 kg oceli na 1 m3 beto-nu, takže vázání bylo nejen technicky, ale i časově náročné. Zhotovený armokoš byl přenesen mimo formu, která byla před betonáží vyčištěna, natřena odformova-cím prostředkem a osazena měřícími ter-číky a distančními tělísky. Pak byl armokoš vložen do formy a těsně před betonáží byla usazena zbývající manipulační ková-ní (obr. 2 a 3).

Třída betonu byla předepsána C70/85, pro stupeň agresivity XF 1. Jedná se o vysokopevnostní beton, kdy se pevnos-ti po 28 dnech pohybují okolo 100 MPa. Vzhledem k množství a použité třídě cementu bylo nutno klást velký důraz na ošetřování betonu. V době, kdy probí-hala betonáž jednotlivých vidliček, byla již

Obr. 1 Statické schéma prefabrikované lávky pro pěší přes řeku Svratku v Brně

Fig. 1 Static diagram of the prefabricated pedestrian bridge over the Svratka River in Brno

Obr. 2 Vložení armokoše do formyFig. 2 Inserting the reinforcing structure

into the mouldObr. 3 Betonáž prefabrikátuFig. 3 Concreting a prefabricated part

2 3



pata oblouku přikryta geotextilií a zavla-žována. Ošetřování výrobků probíhalo až do jejich expedice na stavbu.

P Ř E P R AVA N A S TAV B U

Prefabrikáty, které byly dlouhé cca 20,5 m s šířkou téměř 3,6 m a nepravidelným tvarem, bylo nutno převézt z výrobny v Tovačově na stavbu do ulice Heršpic-ká v Brně, a to bezpečně a bez jakéhoko-liv porušení. K tomu byl použit speciální roztahovací návěs. Pro přepravu byl výro-bek ztužen proti deformaci, velmi přesně osazen a zajištěn proti pohybu. Na stav-bu byly oba dva díly dopraveny zcela v pořádku a bez porušení.

M O N TÁ Ž P R E FA B R I K O VA N É L ÁV K Y

Montáž se uskutečnila ve dnech 16. až 17. června 2007. Na základě jedná-ní s Policií města Brna byla pro montáž zvolena sobota a neděle, kdy je provoz v okolí budované lávky podstatně klidněj-ší než v pracovní dny.

Váha jednoho kusu vystrojeného pre-fabrikátu činila 37 630 kg. Pro manipu-

laci s tímto břemenem byl zvolen kolo-vý jeřáb Liebherr LT 1300 s nosnos-tí 300 t. Jeřáb je schopen manipulovat s břemenem do vyložení 24 m a do výše až 25 m.

Na oblouk byly namontovány ocelo-vé kozlíky pro kotvení lanových závě-sů a pomocná ocelová konstrukce pro následnou montáž obslužné podlahy a ochranného zábradlí. Rovněž byly při-praveny dva montážní kabely z předpí-nacích lan – každý závěs se skládal ze sedmi lan ∅ 15,5 mm. Při výrobě byly na pohledové plochy prefabrikátu osaze-ny měřící terče. Tyto terče byly po betoná-ži ve výrobně zaměřeny a projektant k nim dopočítal souřadnice pro pozici v definitiv-ním stavu po dokončení montáže.

Prefabrikovaný oblouk měl v místě osa-zení na opěru zabetonované kování pro svaření s opěrou. V opěře byl ocelo-vý přípravek s elastomerovým ložiskem, které umožňovalo pootočení ve vertikál-ní i horizontální rovině pomocí provizor-ních závěsů. Pro jeřáb byla v okolí opěry vybudována dvouvrstvá panelová plocha,

která chránila stávající inženýrské sítě.Po vystrojení byl prefabrikát zvednut

na asymetrických lanech do výše 22 m a otočen do prostoru nad řekou. Velkou překážkou montáže byla lípová a topo-lová alej lemující oba břehy řeky Svrat-ky, která nesměla být poškozena. Oblouk byl proto vyzdvižen až nad koruny stromů a otočen o 90° nad řeku. Poté byl spuš-těn do polohy předepsané projektovou dokumentací. V průběhu montáže zjiš-ťovali přesné osazení dva geodeti, kteří kontrolovali polohu oblouku po0mocí zabudovaných měřících terčů. Na opěře byly ukotveny oba předpínací montáž-ní kabely .

Následující fáze montáže byla nejnároč-nější. Bylo třeba provést tzv. „přepřahová-ní“. V této fázi drží jeřáb prefabrikát v pře-depsané poloze a současně jsou syn-chronně napínány oba provizorní mon-tážní kabely ukotvené na jedné straně v ocelových kozlících asi 4 m od vrcho-lu oblouku a na druhé straně ukotve-ny do opěr. Jeřáb byl vybaven zaříze-ním, které průběžně vyhodnocuje zatí-

S T R U C T U R E S

Obr. 4 Ukládání prefabrikátu na návěsFig. 4 Loading a prefabricated part on a semi-trailer

Obr. 5 Průběh manipulace s dílcem Fig. 5 Procedure of handling a part

Obr. 6 Dokončená nosná konstrukce lávkyFig. 6 Complete structure of the pedestriad bridge

Obr. 7 Dokončená lávkaFig. 5 Completed pedestriad bridge

4 5a

5b



S T R U C T U R E S

žení na háku jeřábu. V průběhu „pře-přahování“ byl porovnáván údaj zatížení na háku jeřábu s tlakem v hydraulickém systému napínacího zatížení. V momen-tě, kdy na ukazateli jeřábu byla nula, pře-braly celé zatížení osazeného oblouku předpínací kabely. V této fázi byly uvolně-ny asymetrické závěsy jeřábu a prefabri-kát byl fixován pouze předpínací výztuží. Poté byl jeřáb demontován a přemístěn na druhý břeh řeky.

Postup montáže druhého oblouku byl shodný s montáží prvého prefabrikátu. Po ukončení montáže byly oba dva díly ponechány v klidové poloze po dobu

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

Z ÁV Ě R

Příspěvek dokazuje, že vhodnou spo-luprácí projektanta a výrobce lze stavět z neobvyklých železobetonových prefab-rikátů.

Lze tak vytvořit dílo, které je nejen funkční, ale i estetické. Bude sloužit ně kolika generacím a zároveň propago-vat vhodnost prefabrikace pro pozemní i dopravní stavitelství.

Stavba získala dvě hlavní ceny (za estetiku

a technické řešení) v kategorii lávek s rozpětím

od 30 do 60 m v mezinárodní soutěži

Footbridge Awards 2008, která byla součástí

konference Footbridge 2008. Ocenění bylo

předáno na 3. ročníku konference začátkem

července t.r. v portugalském Portu.

Ing. Jan Tichý, CSc.Skanska Prefa, a. s.

Litoměřická 723, 411 08 Štětítel. 416 812 474, fax: 416 812 551

e-mail: [email protected] www.skanska.cz/prefa

Ing. Pavel Markovičtel.: 581 701 518


Radim Votavatel.: 581 701 520


oba: Skanska Prefa, a. s.Provozovna 5200 Tovačov, 751 01 Tovačov

fax: 581 701 515, www.skanska.cz/prefa

Ing. Petr ŠtefanStráský, Hustý a partneři, s. r. o.

Bohunická 50, 619 00 Brnotel.: 547 101 811, fax: 547 101 881

e-mail: [email protected], www.shpbrno.cz

Ing. Aleš MendelSkanska DS, a. s., závod Mosty

Bohunická 50, 659 27 Brnotel.: 527 138 224, fax: 574 212 059


Literatura:[1] Hrabětová H.: Není Špilberk jako

Spielberk. Článek v měsíčníku REALIT, srpen 2006

[2] Stráský J.: Stress ribbon and cable-supported pedestrian bridges. Published by Thomas Telford Publishing, Thomas Telford Ltd, London 2005

6 7


N E W C O N N E C T I O N – R A I L W A Y V I A D U C T S L U N C O V ÁN O V É S P O J E N Í – E S T A K Á D A S L U N C O V Á


S T R U C T U R E S

P E T R D R B O H L AV , I VA N A N D Ě L

Nové traťové spojení stanic Praha Hlavní nádraží a Masarykovo nádraží, se stani-cemi Praha-Libeň, Vysočany a Holešovice v rychlostních parametrech 80 až 100 km/h si vyžádalo vybudování mnoha inženýrských konstrukcí v nároč-ném terénu a městské zástavbě. Jedna ze složitějších konstrukcí, hned za tune-lem kopcem Vítkov, je železniční monoli-tická předpjatá estakáda Sluncová.New Prague railway interconnection between the Prague Peripheral railway stations Praha – Libeň, Praha – Vysočany and Praha – Holešovice and Praha Main Station and Praha – Masarykovo Station for the speed up to 80 – 100 km/h required many new civil structures. The monolithic prestressed railway viaduct Sluncová, one of the most complicate structures is situated in the slope hill, just behind the Vítkov tunnels.

S I T U AČ N Í Ř E Š E N Í

Tratě z Hlavního nádraží přechází „Estaká-du přes Masarykovo nádraží“ a vnoří se do nových Vítkovských tunelů (severní-ho a jižního). Východní portál obou tune-lů je umístěn na severní stráni kopce Vít-kov, v blízkosti portálu stávajícího tune-lu. Stráň za východním portálem je velmi strmá a v její horní části je situována stá-vající trať. Geologické vrstvy jsou příč-ně strmě ukloněné přibližně rovnoběžně s povrchem svahů a výrazně znesnadňují založení jednotlivých objektů.

V severní stráni pod východním portá-lem severního tunelu vedou pod ochra-nou starých kamenných zdí stávající kole-jová spojení se železniční stanicí Masary-

kovo nádraží. Tato spojení jsou moder-nizována a jako koleje s označením MV, VM, ML, pod ochranou nových opěrných zdí, podchází v extrémně šikmém kříže-ní estakádu Sluncová. Ze severního Vít-kovského tunelu vychází koleje HL a LH, které přejdou nejdříve nad novou opěr-nou zdí SO 839 a dále na vlastní Estaká-du Sluncová (obr. 1).

Mezi výchozem severního tunelu a stá-vajícím tunelem je výchoz jižního tunelu, ze kterého vychází další dvě koleje, aby stráň pokryly dalšími zářezy a konstrukce-mi nutnými pro jejich vedení. Výsledkem snažení stavařů je kumulace inženýrských objektů, které společně zatěžují náročný terén a vzájemně se jedna druhé vyhýba-jí a vzájemně jedna druhou ovlivňují.


Estakáda se od většiny jiných estakád liší tím, že se na ní významným způsobem podepsala ruka architekta.

Nosná konstrukce má zaoblený spod-ní vnější povrch až do úrovně zábradlí. Povrch konstrukce je svisle členěn dvěma druhy vlysů, dlouhý tenký se střídá se širokým kratším. Na pravé straně, tj. smě-rem ke svahu, je osazeno zcela specific-ky tvarované zábradelní madlo s ocelový-mi nosy. Na levé straně pokračuje v křiv-ce nosné konstrukce průhledná protihlu-ková stěna. Tvar nosné konstrukce pře-chází opěrou do přilehlých svahů nebo následujících konstrukcí. Ve tvaru křivky spodní části nosné konstrukce pokraču-jí v horní části podobně tvarované trakční stožáry (obr. 2).

Opěry budí dojem kamenné konstruk-ce, zatímco pilíře jsou velmi, až neúnos-ně štíhlé s kombinací oválných a elip-tických tvarů s různými osami symetrie. Architektonické ztvárnění konstrukcí je jistě záslužná věc. Přidá konstrukci žádou-cí estetický výraz. Je však nutné, aby bylo koordinováno se statickým působením

1

2 3


3 1

S T R U C T U R E S


konstrukčních částí a možnostmi tech-nologie výroby, neboť v opačném přípa-dě neúměrně zvyšuje nároky na nákla-dy stavby, v limitních situacích způsobí až nemožnost statického návrhu. Věříme, že při dalších architektonických návrzích dojde k těsnější spolupráci statika a archi-tekta, aby se již v prvních fázích projektu řešily ty požadavky, které nestandardně navyšují cenu stavby, a aby se tak dosta-ly do tendrové dokumentace.

Vlastní konstrukce z předpjatého beto-nu komůrkového průřezu je navržena jako spojitý nosník o osmi polích rozpětí 26 + 2 x 36,7 + 4 x 47,6 + 34 m celkové délky 325,25 m (obr. 3). Komůrka o kon-stantní výšce 2,7 m je dvoustěnná, její dolní obrys ve tvaru rovinné křivky B-spli-ne je protažen až do výše zábradlí. Kon-strukce vychází z předcházejícího stupně projektové dokumentace a byla podrob-nými výpočty v realizační dokumenta-ci upravena jen nejnutnějším způsobem pro zajištění dostatečné únosnosti, neboť hlavním kriteriem projektu RDS (realizač-ní dokumentace stavby) bylo dodržení spotřeby hmot.

Konstrukce je uložena prostřednictvím dvojic hrncových ložisek na krajní opěry a vnitřní pilíře. Opěra OP1 je krabicová a navazuje na předcházející opěrnou zeď SO 839. Opěra OP9 je také krabicová, ale výrazně delší o boční křídla na spo-lečném základě spojená horní deskou. Konec opěry je zasazen do opěrných zdí následujícího stavebního objektu.

Pilíře jsou zakřiveného tvaru. Jejich dřík se od základu zužuje a využívá prostor mezi kolejemi. Dřík se nad průjezdnými profily tratí natáčí v závislosti na šikmos-ti křížení a rozšiřuje se v hlavu eliptické-ho půdorysu, na které je uložena dvojice ložisek. Pilíř P2 je zasazen do opěrné zdi. Všechny podpory jsou založeny hlubinně na vrtaných pilotách.

P O S T U P V Ý S TAV BY

Velice složitá situace za východním por-tálem tunelů je ještě podtržena nutnos-

tí provozování železničních tratí. Proto byly jednotlivé stavební objekty stavěny postupně v etapách, případně po čás-tech. Přitom byla doprava překládána ze stávajících kolejí na nové a ovlivňo-vala nejen harmonogram, ale i techno-logii výstavby. Opěra OP1 estakády byla vystavěna spolu s opěrnou zdí SO 839. Poté nastala ve výstavbě mnohaměsíční pauza, aby se potom začalo s výstavbou v druhé polovině objektu s opěrou OP9 a základy sousedních pilířů.

Nosná konstrukce byla stavěna po polích od OP1 v sedmi etapách na pevné, postupně přemísťované skru-ži, vždy jedno pole s konzolou přesahující do následujícího pole. Podpůrná skruž se vyhýbala jednotlivým, právě v dané době provozovaným kolejím a byla opakovatel-ná jen v některých částech.

G E O LO G I C K É P O D M Í N K Y

Geologický průzkum zjistil navážky, jílovi-té sutě a štěrky v povrchových vrstvách, níže v hloubce 0,6 až 3,3 m pod povr-chem zcela zvětralé bohdalecké břidlice R6 a konečně v hloubce 6 až 8 m mírně zvětralé bohdalecké břidlice. Vrstvy zhru-ba sledovaly povrch terénu.

Z A LO Ž E N Í

Opěra OP1 je svým základem 10,5 x 8,75 m založena na dvanácti pilotách ∅ 1,2 m. Na severní straně, směrem po svahu, tvoří navzájem převrtávané piloty stěnu, která je schopna zajistit stabilitu opěry i při postupném odebírání staré kamen-né opěrné zdi, nad kterou je základ opěry postaven. Stávající zeď byla po postavení opěry a zahájení výstavby mostu rozebrána a postupně nahrazena novou zdí (obr. 4). Vyprojektované piloty byly započteny do výpočtu celkové stability svahu v těch-to místech a z tohoto důvodu doznaly dal-šího prodloužení.

Opěra OP9 šířky 8,5 m a délky 36 m je rozdělena na tři dilatační části po 12 m. Základová deska všech částí je založena na pilotách ∅ 1,2 m.

Pilíře mostu jsou založeny na velkoprů-měrových vrtaných pilotách ∅ 1,2 m. Počet pilot pod pilíři se pohybuje v roz-mezí dvanácti až dvaceti kusy a délky pilot jsou navrženy od 9 do 12,5 m. Počet a délky pilot závisí na zatížení přenášeném z pilířů na pilotový základ a na geologických podmínkách v daném místě (obr. 5).

Všechny piloty jsou staticky uvažová-

ny jako plovoucí. Vrtání pilot probíha-lo z upraveného terénu v příslušném časovém úseku stavby v místech býva-lých provozovaných tratí, jejich opěrných zdí nebo v násypu za nově zbudovaný-mi opěrnými zdmi. Po odstranění stávají-cích opěrných zdí a upravení terénu pod plánovanou úroveň budoucích tratí byl připraven prostor pro vrtání pilot. Tam, kde se piloty dostaly do kolize se zákla-dy zrušených kamenných opěrných zdí, bylo nutno před prováděním vrtů pro-vést lokální pažené výkopy, kamenné základy odstranit a výkopy kvalitně zasy-pat a zhutnit. Teprve potom bylo možno vrtat piloty. V místech, kde se základ pilíře nacházel v novém terénu, byla postavena nejprve sousední opěrná zeď, byla zasy-pána do úrovně základové spáry, odkud byly vrtány piloty do potřebné hloubky. Stál-li základ blízko opěrné zdi, byla tato dimenzována na síly vyvolané pilířem a byla kotvena šikmými zemními kotvami procházejícími mezi pilotami základu.

Piloty jsou vzhledem k síranové agresivi-tě prostředí z betonu C35/45-XA2, zákla-dové patky minimální výšky 2 m jsou z betonu C35/45-XA2. Betonáž zákla-du proběhla ve dvou vrstvách s tím, že do druhé vrstvy byla osazena komplet-ní výztuž pilíře, jehož tvar neumožňoval nastavování výztuže. Vyztužení pilot dosa-huje 1,7 %, základových desek 0,7 %, což je, při jejich objemu, vysoká hodnota.

O P Ě RY

Běžný tvar krabicové opěry z betonu C30/37 je tvořen blokem se svislými hranami, na kterém jsou uložena ložis-ka. Protože je dolní část nosné konstruk-ce architektonicky ztvárněna ve tvaru ele-gantní křivky protažené až do výše zábra-dlí, je i navazující část opěr od této úrov-ně tvarována ve stejné křivce.

Na svislé stěny opěry jsou nasaze-ny betonové oblouky (nazývané římsy) ve tvaru příčného řezu nosné konstruk-ce (obr. 6). Vyložení konzoly říms je 3 m. Římsy vytvářejí dutiny na obou koncích uzavřené betonovým čelem, které jsou přístupné a odvodněné. Lícové povr-chy dříku opěry jsou na svislých stěnách obloženy kamennými deskami.

P I L Í Ř E

Všechny pilíře mají stejný systém dříku tvořený oválem, který se po výšce zužuje až do tzv. krčku, odkud se rozšiřuje v elip-tickém tvaru. Dříky jednotlivých pilířů se

Obr. 1 Vizualizace estakády SluncováFig. 1 Visualisation of Sluncová

Obr. 2 Vizualizace konstrukce s příčným řezem

Fig. 2 Visualisation of the structure with the cross section

Obr. 3 Podélný řez mostemFig. 3 Longitudinal section of the bridge


3 2

S T R U C T U R E S


liší pouze délkou, zkracuje se jejich dolní část. Vzhledem ke slo-žitému tvaru a nedostatku prostoru pro výztuž bylo nutno jak k popsání tvaru, tak k návrhu výztuže přistoupit specifickým způ-sobem, který neměl v naší dosavadní praxi obdobu a byl velice náročný na čas projektanta i zhotovitele. Dříky pilířů P2 až P5, P7 a P8 jsou z betonu C35/45, pilíře P6 s pevným ložiskem z betonu C45/55.

Komplikovaný tvar povrchu dříku, který nelze popsat analytic-ky, je popsán pomocí podrobných bodů (X, Y) v soustavě vodo-rovných „rovnoběžkových“ řezů Z‘ a bodů (Z‘, Rb) v sousta-vě svislých „poledníkových“ řezů φ. Je definováno 24 rovnobě-žek a 21 poledníků, tj. celkem 504 bodů povrchu betonu v jed-nom kvadrantu. Ve všech těchto bodech je tvar vypočten přes-ně (obr. 7). Pro vytvoření tvaru zhotovitel vytvořil speciální opa-kovatelně použitelné bednění.

Výztuž dříku tvoří svislá nosná výztuž při povrchu betonu, svislá doplňující výztuž uvnitř průřezu, příčná výztuž (třmínky a spony) a výztuž zhlaví. Svislá výztuž je ve dvou vrstvách, konstrukč-ně je rozdělena do tří osnov. V jednom kvadrantu se nenachá-zí dvě vložky výztuže stejného tvaru. Vložky jsou zásadně rovin-né, v rovinách poledníkových řezů (obr. 8). Vzhledem k velkému počtu vložek není svislá nosná výztuž nikde stykována, zejména ne v patním průřezu dříku, takže výztuž je nutno osadit v celé výšce před betonáží druhé vrstvy základového bloku. Třmínky jsou rozmístěny jednotně po 0,2 m, většinou ve dvou vrstvách. Tvar vložek je určen v souřadnicích pomocí poměrně složité

4 6

5

8

7


3 3

S T R U C T U R E S


interpolace vodorovných a svislých úhlů tečen k povrchu betonu přibližnými geo-metrickými vzorci s odhadnutou přesnos-tí v dodržení požadovaného krytí betonu ±5 mm (kolmo k povrchu dříku). Např. třmínky jsou v 1. kvadrantu popsány sou-řadnicemi v 1 470 bodech. Tvar výztuže nebylo možno analyticky popsat, a proto byly tvary jednotlivých želez definovány vzdáleností od přímky.

Úkolem výztuže zhlaví pilíře je přede-vším zachycení štěpných sil pod ložis-ky a dále pak zachycení sil od příčné-ho a podélného vodorovného zatíže-ní. Protože výztuž, potřebnou pro zachy-cení uvedených sil, nelze pro nedosta-tek místa opatřit potřebnou kotevní dél-kou, jsou použity svařované rohože, indi-viduálně sestavené na stavbě z betonář-ské výztuže.

Jak náročný byl návrh pilířů dokla-duje skutečnost, že jsou vyztuženy až na 2,4 % v patě pilíře a dokonce na 2,7 % v krčku – nejužším místě pilíře. Z uvede-ných čísel vyplývá, že by si pilíře zasluho-valy jak ze statického, tak z architektonic-kého hlediska větší rozměry (obr. 9).

Zvláštností je pilíř P2, který je zakom-ponován do opěrné zdi procházející pod mostem (obr. 10).

N O S N Á K O N S T R U K C E

Nosná konstrukce je v podélném směru spojitý nosník komorového průřezu čás-tečně předpjatý vnitřními kabely (se sou-držností) a vnějšími volnými kabely (bez soudržnosti). Konstrukce zcela sleduje půdorysně trasu i výškově niveletu. Kon-strukce je rozdělena na sedm betonáž-ních etap. Každá betonážní etapa má pře-sah (konzolu) do dalšího pole. Délka kon-zoly je cca 1/5 délky pole. Vnější obrys příčného řezu vychází z architektonické-

ho řešení; matematicky je to tzv. B-spline, jako kompromis mezi oválem (tvar vhod-ný ze statického hlediska) a elipsou vhod-nou z architektonického pohledu, která však nemá dost hmoty v okolí dolních vlá-ken konstrukce.

Příčný řez tvoří dvoustěnný kompakt-ní komorový průřez se třemi vnitřními dutinami. Výška průřezu je 2,7 m v ose mostu, což činí 1/17,6 z největšího roz-pětí. Uvedená hodnota je pro železnič-ní most se zaoblenou dolní hranou kon-strukce významně malá a vyžadovala náročná řešení uvnitř konstrukce k dosa-žení dostatečné únosnosti. Horní deska má dostředný střechovitý příčný spád 2,5 %. Tloušťka stěn se mění skokem z 0,5 m v poli postupně na 0,8 a 1,3 m a dále pokračuje do příčníku. V místě změny šířky na 1,3 m jsou kotveny krátké nadpodporové soudržné kabely. Tloušť-ka dolní desky se mění plynule nábě-hem z 0,45 m v poli na 0,9 m v podpo-ře. Vnitřní prostory mostu jsou přístupné přes otvory v horní desce v krajních duti-nách na začátku a na konci mostu, střed-ní dutina je přístupná díky prostupům ve stěnách.

P Ř E D P Ě T Í

Pro soudržné kabely je použit předpína-cí systém VSL PT plus Multistrand s elek-tricky izolovanými kabely. Vnitřní před-pětí představuje dvanáct kabelů v etapě 1-3 a šestnáct kabelů v etapě 4-7, které byly postupně napínány během výstav-by nosné konstrukce. V čele každé beto-nážní etapy byla napnuta polovina všech soudržných kabelů v průřezu (tyto kabe-ly byly potom naspojkovány na kabe-ly následují etapy), druhá polovina kabe-lů v příčném řezu procházela kotevním čelem průběžně a byla napnuta v násle-dující etapě.

Pro volné kabely je použit externí před-pínací systém VSL Monostrand s elektric-ky izolovanými, dopínatelnými a vymě-nitelnými kabely. Volné předpětí tvoří osm kabelů z devatenácti lan ∅Ls15,7 1670/1860 MPa, procházejících průběž-ně přes celý most (vyjma krajních polí) a kotvených nad pilíři P1 a P8.

Parametry předpínací výztuže uvažo-vané ve statickém výpočtu jsou: kotev-ní napětí 1 413 MPa pro soudržné kabe-ly a 1 302 MPa pro volné kabely, doba podržení při napínání 2 min. Kabelové chráničky soudržných kabelů jsou plasto-vé trubky 100/106 mm. Kabelové chrá-

ničky volných kabelů tvoří HDPE trubka 140 tloušťky 8 mm, procházející v sed-lech podporových příčníků a deviáto-rů trubkami 170 tloušťky 4 mm. Lana jsou uložena v ochranné tukové vrst-vě (systém Monostrand). Prostor mezi lany byl vyplněn po částečném napnu-tí kabelů injektážní směsí. Tím je zajiště-na dvojí ochrana i 100% možnost výmě-ny volných kabelů. Pro případ dodatečné rektifikace (dopnutí) nebo výměny vol-ných kabelů v budoucnu je zajištěn pří-stup a přísun předpínacích lisů vstupními otvory v nosné konstrukci. Volné kabe-ly mohly být předepnuty až po uložení štěrkového lože. Konce lan nebyly uříz-nuty, jsou konzervované tukem v chrá-

Obr. 4 Opěra OP1 nad výkopem zdíFig. 4 Abutment OP1 above retaining wall

Obr. 5 Příčný řez pilířem P6Fig. 5 Cross section of the pier P6

Obr. 6 Opěra OP9Fig. 6 Abutment OP9

Obr. 7 Schema tvaru pilířeFig. 7 Scheme of the pier shape

Obr. 8 Schema výztuže pilířeFig. 8 Scheme of the pier reinforcement

Obr. 9 Pohled na běžný pilířFig. 9 View of the pier

Obr. 10 Pohled na pilíř P2Fig. 10 View of the pier P2

9

10


3 4

S T R U C T U R E S


ničkách a umožňují tak případné dopnutí v budoucnosti (obr. 11).

Volné i soudržné kabely jsou opatře-ny tenzometry typu Projstar EM sensor umožňujícími sledování změn napětí, kdykoli po dobu životnosti kabelu.

Z M Ě N Y RDSKoncepce řešení z PSŘ zůstála zachová-na i v RDS. Podrobný výpočet prostoro-vě stísněné konstrukce a splnění poža-davků objednatele si však vyžádaly někte-ré nezbytné změny. Původně dvojice pilí-řů s podélně pevnými ložisky na pilířích P5 a P6 byla změněna na jedno podél-ně pevné uložení na pilíři P6. O volbě pilíře P6 rozhodl větší prostor v okolí pilí-ře a okolnost, že P6 není vystaven mimo-řádnému zatížení nárazem vykolejené-ho vlaku. Postup výstavby v RDS počítá,

z důvodu optimalizace rozsahu dilatač-ních pohybů ložisek a dilatačních závěrů, s přemisťováním podélně pevného ulo-žení postupně na pilíře P2, P3, P4 a P5 až do okamžiku osazení definitivního pev-ného ložiska na P6.

Volné kabely, navržené původně vždy přes jedno pole s křížením nad pilíři a se zakotvením v čele rozšířené stěny, byly nahrazeny z důvodu prostoru pro kotve-ní a splnění požadavku vyměnitelnosti doplňujícími krátkými soudržnými kabe-ly a volnými kabely napnutými vcelku přes celou délku mostu (vyjma krajních polí) a zakotvenými v příčnících nad pilíři P1 a P8. Všechny příčníky nad pilíři jsou přetvarovány a sedla volných kabelů jsou zkrácena. Volné kabely jsou v místě sedel a deviátorů vedeny důsledně v kruho-vých drahách z důvodu vyměnitelnosti.

Původně plánované umístění kabelů bez soudržnosti vedle sebe nebylo z pro-storových důvodů použitelné, a proto při svislém uspořádání kabelů nad sebou, které však není tak staticky vhodné, bylo nutné použít minimální vzájemné svislé vzdálenosti. Při zpracování RDS bylo roz-hodnuto propojit deviátorové trubky sou-stavou výztuh, které zajistí jejich vzájem-nou polohu a zároveň přenos štěpných sil mimo úzký prostor mezi nimi.

S TAT I C K Ý V Ý P O Č E T

Most je navržen v souladu s ČSN na zatíže-ní a zatěžovací stavy dané normou. Je pou-žito zatěžovací schéma ČD T. Do podrob-ného statického posouzení byly zahrnuty účinky mimořádných zatížení.

Účinky dlouhodobého zatížení a před-pětí s vlivem postupu výstavby a dotva-rováním a smršťováním betonu byly řeše-ny programem TM18 na přímém spoji-tém nosníku. Účinky pohyblivého zatížení a všech ostatních zatížení byly stanoveny programem DEFOR výpočtem a vyhod-nocením příčinkových čar. Též vliv všech ostatních zatížení byl řešen programem DEFOR. Pro statické veličiny nosné kon-strukce bylo stanoveno příčné roznášení řešením konstrukce ve 3D pomocí vypo-četní metody konečných prvků (MKP).

Pro výpočet základů byl použit přesněj-ší výpočet s 3D modelem řešeným MKP. Po projednání s objednatelem a zpraco-vatelem předchozího stupně projektové dokumentace byla dohodnuta intenzita mimořádného zatížení nárazem vykoleje-ných vozidel do pilířů P3, P4 a P5 ve výši 5 MN podélně nebo 1,75 MN příčně.

Výpočet vnitřních sil zhlaví pilíře byl pro-veden programem NEXIS na deskostěno-vém modelu MKP. Před uvedením mostu do provozu bude provedena statická zatěžovací zkouška ve dvou polích. Dyna-mická zatěžovací zkouška bude nahraze-na měřením dynamických charakteristik nosné konstrukce.

Srovnaná výška nosné konstrukce je 0,995 m. Spotřeba měkké výztuže je 197 kg/m3 betonu a předpětí celkem 36,9 kg/m2 půdorysné plochy.

P R O S T O R O V É U S P O Ř Á D Á N Í

Celková volná šířka na mostě 13 m je složena z 2,4 m betonového chodní-ku, z 9,6 m štěrkového lože se dvěma kolejemi a z 1 m betonového chodníku na druhé straně. Je použit železniční svr-šek VIC 60. Štěrkové lože je min. výšky 643 mm a min. šířky 3,25 m od osy kole-jí. Rozměry pro čističku štěrkového lože včetně rezervy jsou dodrženy.

Pro koleje MV, VM, ML pod mostem je dodržen MPP2,5R pro stavební objekt v širé trati, což je možné dle změny vyhlášky č. 346 Sb. Ustanovení zde bylo použito, a to i přesto, že na ostatních objektech stavby „Nové spojení“ je dodr-žena vzdálenost od osy koleje 3 m.

V Y B AV E N Í M O S T U

Most je navržen jako jeden samostatný dilatační celek. Nad opěrami OP1 a OP9 jsou navržena povrchová dilatační zaří-zení z nerezových plechů P20 s výztu-hami z korozivzdorné oceli s posunem na opěře OP1 +96; -180 mm a s posu-nem na opěře OP9 +70; -155 mm včet-ně součinitele γ F = 1,3. Dilatační pohy-by soustředěné do oblasti nad opěrami si vyžádaly též speciální konstrukci dila-tace koleje. Dilatační zařízení mostu bylo připraveno tak, aby respektovalo potřeby zmíněného zařízení (obr. 12).

Nosná konstrukce je ve svém úžla-bí odvodněna mostními železniční-mi odvodňovači Moravka do podélné-ho svodu uvnitř střední komory mostu. U nižší opěry (OP9) je voda svede-na svislým litinovým svodem podél líce opěry do uliční vpusti kanalizace.

Římsy mostu jsou součástí nosné kon-strukce mostu. Aby se zabránilo jejich spolupůsobení, jsou rozděleny těsněný-mi dilatačními spárami ve vzdálenostech po 6 m. Do levé římsy jsou osazeny pro-tihlukové panely. Na téže straně, tj smě-rem nad údolí, je pomocí vlepovaných

Obr. 11 Kotevní blokFig. 11 Anchorage block

Obr. 12 Dilatační zařízeníFig. 12 Expansion joint

11

12


3 5

S T R U C T U R E S


chemických kotev upevněna zakřivená průhledná protihluková stěna. Na pravé straně, tj. směrem ke svahu, je stejným způsobem kotveno zábradelní madlo kruhového příčného řezu s ocelovými nosy přečnívající líc konstrukce v místech vlysů (obr. 13). Do říms jsou v blízkosti pilířů kotveny trakční stožáry.

Na mostě je použit izolační systém z celoplošně natavených modifikova-ných asfaltových izolačních pásů s tvrdou ochranou. Chodník je tvořen z dolní vrstvy drenážního betonu, dále lehčeným výpl-ňovým betonem C8/10-X0 s max. obj. hmotností 1 500kg/m3 pod pochozím povrchem a z pochůzné vrstvy betonu

C30/37-XF4 v tloušťce 100 mm. V chod-níku je umístěn suchovod a jeho šachty, 2x PE DN36 pro kabely osvětlení, 1x PE DN36 pro ukolejnění a plastový multika-nál pro uložení kabelů s šachtami.

Vnitřek komůrky trámového mostu je osvětlen. V mostu je instalováno pět zásu-vek pro připojení drobných spotřebičů.

Opatření proti účinkům bludných proudů budou provedena podle zásad TP124.

Z ÁV Ě R

Začátkem září t. r. bude uveden do pro-vozu v rámci celé stavby jeden z nemno-ha železničních monolitických předpjatých mostů v Čechách. Vyznačuje se výrazným architektonickým ztvárněním, které při-neslo nutnost řešení neobvyklých poža-davků jak projektantovi, tak zhotoviteli. Oba se s náročnými požadavky důsled-ně vyrovnali. Most vznikl za spolupráce mnoha specialistů tak, aby zabezpečoval bezpečný provoz železnice na dlouhá léta (obr. 14 a 15).

Investor ČD, s. o., DDC, o. z., Stavební správa Praha

Architektonický návrh

Atelier designu a architektury, Ing. arch. Patrik Kotas

Generální projektant SUDOP Praha, a. s.

Projektant objektu Pontex, s. r. o.

Zhotovitel stavbySdružení „Nové spojení Praha hl. n., Masarykovo n. – Libeň, Vysočany, Holešovice“

Zhotovitel objektu DS Skanska, a. s.Zhotovitel předpětí VSL Systemy (CZ), s. r. o.

Ing. Petr Drbohlav

tel.: 606 688 159


Ing. Ivan Anděl


oba: Pontex, s. r. o.

Bezová 1658, 147 14 Praha 4

fax: 244 461 038, www.pontex.cz

Obr. 13 Ocelové nosy zábradlíFig. 13 Steel noses of the handrail

Obr. 14 Pohled na konstrukciFig. 14 View of the structure

Obr. 15 Celkový pohled na most od portálů tunelů

Fig. 15 General view of the bridge from the tunnels

14a

13

14b

15


T H E B R I D G E S O N E X P R E S S W A Y I / 4 8 , T O Š A N O V I C E - Ž U K O VM O S T Y N A S T A V B Ě S I L N I C E I / 4 8 T O Š A N O V I C E - Ž U K O V


S T R U C T U R E S

P AV E L M I K U L Á Š T Í K , P E T R N E H A S I L , V O J T Ě C H H R U Š K A , R A D E K F A L Á Ř , M A R E K F O G L A R

Článek informuje o mostních objektech úseku Tošanovice-Žukov rychlostní silni-ce I/48.The paper describes bridges built as a part of the section Tošanovice-Žukov of I/48 expressway.

Koncem roku 2007 byla zprovozněna novostavba rychlostní komunikace I/48 v kategorii R22,5/100 v úseku Tošano-vice–Žukov. Celkem se v úseku nachá-zí deset mostů, z nichž většina je pro-vedena jako rámové přesypané objek-

ty různých rozpětí. Dále jsou zde tři nad-jezdy převádějící místní komunikace a sil-nici III. třídy přes hlavní trasu. Údolí řeky Stonávky je přemostěno estakádou délky 727 m. Zhotovitelem stavby bylo sdruže-ní firem Metrostav a MB&JK II. Projektan-tem realizační dokumentace stavby byla společnost Mott MacDonald Praha.

M O S T P Ř E S Ú D O L Í S T O N ÁV K Y Nejzajímavějším mostním objektem stav-by je SO 2202, který převádí směrově roz-dělenou čtyřpruhovou rychlostní komuni-kaci přes široké a ploché údolí, kterým pro-téká řeka Stonávka a prochází nově navr-hovaná místní komunikace, stávající silnice II/474 a bezejmenná vodoteč.

Základní údaje o mostěPro přemostění údolí je navržen silnič-ní most o třinácti polích rozpětí 45 + 11 x 55,5 + 45 m. Délka nosné konstruk-ce je 703,5 m. Pro každý směr silnice je určena samostatná mostní konstrukce.

Převáděná komunikace je na mostě v základním uspořádání čtyřpruhová se středním dělícím pásem. V polích 1 až 7 je rozšířená o připojovací a odbočo-vací pruh, kde je železobetonová deska mostovky navržená s proměnnou šířkou. Plynulá změna šířky mostu je provedena v poli č. 7. Toto rozšíření ovlivňuje i vzdá-lenosti hlavních ocelových nosníků.

Nosnou konstrukcí je ocelobetonový spřažený spojitý trámový nosník s horní mostovkou. Ocelobetonový trám tvoří dvojice svařovaných průřezů I s železo-betonovou mostovkou. Hlavní nosníky průřezu I mají po celé délce konstantní výšku 2 540 mm. Šířka a tloušťka pás-nic a tloušťka stěn jsou proměnné. Spřa-žená železobetonová deska mostovky má v příčném směru proměnnou tloušť-ku. Největší tloušťka 400 mm je nad hlavními nosníky a nejmenší tloušťka 220 mm je na konci konzoly. Střední část desky má tloušťku 250, resp. 300 mm. Šířka desky je proměnná a pohybuje se od 11,95 do 14,75 m.

Spodní stavba je monolitická železobe-tonová a je založena na vrtaných železo-betonových pilotách.

Postup výstavbyZaložení a spodní stavba byly provedeny standardními metodami.

Montáž ocelové konstrukce byla pro-váděna mobilními jeřáby z prostoru pod mostem. Každý most byl rozdělen na dva-cet sedm montážních dílů. Jako první byl osazen díl č. 15 na pilíři č. 7. Poloha mon-tážního dílu byla zajištěna dvěma lehkými provizorními podporami. Následovalo osa-zení dalších montážních dílů nejprve proti směru staničení až k opěře č. 0 a poté ve směru staničení až k opěře č. 13. V kaž-dém poli byla konstrukce v polovině roz-pětí provizorně podepřena.

Betonáž mostovky každého mostu byla rozdělena na dvacet pět betonážních dílů. Nejprve byl vybetonován betonážní díl v poli (nad provizorní mezipodporou), pak se bednění přesunulo do následující-

1

2


3 7

S T R U C T U R E S


ho pole a vybetonoval se další betonážní díl v poli (nad provizorní mezipodporou). Bednění se přesunulo nad pilíř. Odstranily se provizorní mezipodpory pod hotovými betonážními díly a následně byl realizován betonážní díl nad pilířem. Vozík se přesu-nul do následujícího pole (nad provizorní mezipodporu) a cyklus se opakoval.

Přechodové pole s proměnnou šířkou mostovky bylo realizováno na pevném bednění. Na levém mostě, který byl rea-lizován firmou Metrostav, byly nasazeny dva betonážní vozíky (úzký pro užší část mostu a široký pro širší část). Mostovka pravého mostu (zhotovený firmou Bögl a Krýsl) byla provedena pomocí jedi-ného přestavitelného betonážního vozí-ku. Dva odlišné postupy výstavby kladly značné nároky na prověření montážních stavů a zpracování podkladů pro rektifika-ci betonážních vozíků.

N A D J E Z DY P Ř E S S I L N I C I I /48 Nadjezdy jsou řešeny jako předpjaté, monolitické, spojité nosníky, s ohledem na krátká krajní pole zpravidla bez dilata-cí, koncové příčníky byly osazovány přímo na hlavy kyvných pilot (integrovaná kon-strukce). Dilatace jsou řešeny na konci přechodové desky úpravou vozovkové-ho souvrství.

SO 2203 – Most na místní účelové komunikaci Objekt je situován dle místních podmí-nek. Trasa I/48 je na konci směrové-ho oblouku v zářezu, místní komunika-ce MOK 4/30 je vedena dle původního terénu v podélném sklonu více jak 7 %, směrově v přímé. Směrové poměry I/48 neumožnily umístění podpěry do střední-ho pruhu, navržen byl tedy mostní objekt s rozpětím 21,5 + 30,5 + 12,0 m při šířce mostu 6,8 m, včetně jednostranné-ho chodníku.

Nepoměr polí a zvláště krátké posled-ní pole si vynutilo opatření pro ulože-ní mostu. Masivní koncový příčník byl uložen přímo na pilotách, které z důvo-dů teplotních a reologických účinků byly provedeny s odstupňovaným průměrem ∅ 0,9/0,6 m. Spodní část, vlastní pilota, přenáší zatížení do podloží. Horní část, sloupová, obsypaná poddajnými vrstva-mi, má menší ohybovou tuhost a snáze tak přenese vodorovné posuny mostov-ky. Piloty samozřejmě přenesou i malé tahové namáhání. Základy vnitřních pod-pěr jsou založeny plošně, na vrstvách

jílovců a jsou rámově spojené s mostov-kou.

Pro dilatace obou konců mostu bylo využito přechodových desek, které jsou vodorovnými táhly spojeny s mostov-kou. Izolace mostovky je přetažena až na konec přechodové desky, kde je odvodněna příčnými drenážemi. Oblast nad těmito drenážemi je upravena pro dilataci vozovkového souvrství, které na povrchu probíhá v několika ošetře-ných spárách.

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

Obr. 1 Pohled na SO 2202 směrem k Českému Těšínu

Fig. 1 View of SO 2202 towards Český Těšín

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

Obr. 3 Konstrukce SO 2202 ve výstavbě s osazeným montážním ztužením

Fig. 3 Bridge SO 2202 under construction with temporary bracing

Obr. 4 Schéma a pohled na objekt SO 2203

Fig. 4 Object schema and view on SO 2203

3

4b

4a


3 8

S T R U C T U R E S


a v zářezu, širší silnice III. třídy S7,5/50 je vedena dle původního terénu v podél-ném sklonu více jak 6 %, opět směrově v přímé. Navržen byl tedy mostní objekt s rozpětím 22,5 + 34 + 14,5 m při šířce mostu 9,3 m, včetně jednostranného chodníku.

Ze stejných důvodů, nepoměru polí a tahových účinků v uložení koncových příčníků, byly opět použity odstupňované (kyvné) piloty na obou koncích mostu, včetně úprav pro vodorovné posuny mezi mostovkou a přechodovou oblastí.

I když je to nezvyklé při této šířce nosné konstrukce, z důvodů odlehčení střední-ho pole s největším rozpětím byla kon-strukce uprostřed rozpětí „odlehčena” změnou příčného řezu z jednotrámo-

vé konstrukce na dvoutrámovou. Změna průřezu byla provedena na délce 4 m a tím byl vytvořen náběh skrytý mezi trámy.

SO 2207 – Most na místní komunikaci Most se odlišuje od předchozích hlav-ně situováním opěrné zdi v zářezu hlavní trasy na straně jedné a svahem na druhé. Trasa místní komunikace MOK 4/30 je opět v přímé s podélným sklonem 6 %. Trasa I/48 je ve směrovém oblouku v zářezu. Přilehlá opěrná zeď je řeše-na systémem pilot ∅ 1,2 m, vrtaných z původního terénu, opatřených v hla-vách spojovacím nosníkem. Na nosní-ku jsou zavěšeny obkladové prefabrikáty

skrývající odvodňovací prvky zdi a zpev-nění zeminy mezi pilotami. Horní hranu zdi tvoří monolitická římsa.

Řešení mostu vychází a snaží se při-způsobit řešení zdi. Piloty opěrné zdi jsou ukončeny v místě mostu pod úrovní mostovky a na jejich hlavách je umístěn úložný práh. Ten současně nese zavěše-né obkladové panely i závěrnou zídku. Tuhost opěrné zdi dovoluje pouze posuv-né uložení. Navržený most je o dvou polích s rozpětím 29,5 + 16 m, rámově vetknutou střední stojkou a plošně zalo-ženým základem. Protilehlý konec mostu je řešen masivním příčníkem s integrova-nými křídly a vetknutým do hlav pilot kon-stantního průměru 1,2 m. Celý most tak dilatuje jednostranně od vetknutého příč-níku k opěrné zdi, kde je umístěn dila-tační závěr.

R Á M O V É P Ř E SY PA N É M O S T N Í O B J E K T Y

Podjezdy na trase se světlostí 6 až 12 m jsou řešeny jako rámové přesypané kon-strukce, které převádí hlavní trasu přes místní komunikace, vodoteče a občasné vodoteče. S ohledem na větší podélné sklony dna toků (6 až 8 %), a tím i větší rychlosti toků, byla věnována velká pozor-nost opevnění koryt v blízkosti mostů a úpravám toků pro snížení rychlosti proudění, zejména s přihlédnutím k ploš-nému založení objektů na horninovém podloží. Tvar mostních otvorů je obdélní-kový, výjimkou je objekt s největším roz-pětím, který má klenbový profil.

Ing. Pavel Mikuláštík

Mott MacDonald Praha, spol. s r. o.

Šumavská 31, Brno

tel.: 549 131 243


Ing. Petr Nehasil

tel.: 221 412 827


Ing. Vojtěch Hruška

tel.: 221 412 832


Ing. Marek Foglar, Ph.D.

tel.: 221 412 836


Ing. Radek Falář

tel.: 221 412 819


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

Národní 15, Praha

Obr. 5 Příčný řez objektem SO 2206Fig. 5 Cross section of SO 2206

Obr. 6 Nadjezd SO 2206 silnice III. třídyObr. 6 Overpass SO 2206

Obr. 7 Most SO 2207 pro místní komunikaci

Fig. 7 Overpass SO 22075

6

7

DODATEČNÉ PŘEDPÍNÁNÍ

• mostních konstrukcí

• konstrukcí budov

• sil, nádrží a zásobníků

• mostní závěsy

• bezesparé podlahy

• spínání budov

• prodej předpínacích tyčí

TECHNOLOGIE

• manipulace s těžkými břemeny

• výsuv mostních konstrukcí

• letmá betonáž

• mostní segmenty

GEOTECHNIKA

• opěrné stěny

• trvalé zemní kotvy

POZOR ! ZMĚNA ADRESY:

VSL SYSTÉMY (CZ), s.r.o.V Násypu 339/5, 152 00 Praha 5tel: +420 251 091 680fax: +420 251 091 699 e-mail: [email protected], http://www.vsl.cz

Vaše spojení s vývojem nových technologií

PROJEKTOVÁ, INŽENÝRSKÁ, KONZULTAČNÍ ČINNOST A DIAGNOSTIKA VE STAVEBNICTVÍ

PONTEX, s.r.o., Bezová 1658, 147 14 Praha 4, tel.: 244 462 219, 244 062 215, fax: 244 461 038, e-mail: [email protected]

■ Mosty a lávky pro pěší ■ Dálnice, silnice, místní komunikace ■ Diagnostický průzkum konstrukcí ■ Objekty elektro ■ Inženýrské konstrukce ■ Konstrukce pozemních staveb ■ Zakládání staveb ■ Hlavní a mimořádné prohlídky mostů ■ Technický dozor a supervize staveb

Certifi kace systému jakosti podle ČSN EN ISO 9001:2001

3 9B E T O N • T E C H N O L O G I E • K O N S T R U K C E • S A N A C E 4 / 2 0 0 8


T H E B R I D G E O N H I G H W A Y D 8 U N D E R T H E H I L L Š P I Č Á KM O S T N A D Á L N I C I D 8 P O D V R C H E M Š P I Č Á K


S T R U C T U R E S

I VA N B ATA L , J I N D Ř I C H J I N D R A

Článek uvádí základní informace a poznatky ze stavby dálničního dvoutrá-mového mostu situovaného pod vrchem Špičák na dálnici D8 Praha-Drážďany a uvedeného do provozu v listopadu 2006.The article describes the basic informa-tion from the construction of the double tee cross section highway bridge situa-ted under the hill Špičák on the highway D8 Prague–Dresden. The bridge was opened in November 2006.

Jako třetí v pořadí z českých dálnic se trasa dálnice D8 Praha–Drážďany dosta-la až ke hranicím České republiky. V hra-ničním pásu překonává dálnice Krušné hory třemi mostními objekty v nadmoř-ské výšce asi 650 m n. m. Třetím objek-tem před hranicemi je most (stavební objekt H 215) pod vrchem Špičák. Most se neklene nad žádným údolím, je spíše estakádou, která převádí dálnici přibližně v 98. kilometru přes úbočí Špičáku.

Území v prostoru mostu spadá do pří-rodního parku Východní Krušné hory a také do povodí Rybného potoka, který zásobuje hraniční území Německa pitnou vodou. Proto byly dnes již běžné enviro-mentální podmínky stavby ještě zpřísně-ny. To se týkalo výstavby mostu a jeho

vlivu na okolní krajinu, zvláště na její faunu. Hlavně z tohoto důvodu byl most během realizace doplněn o oboustranné protihlukové stěny, které rovněž zabraňují oslňování přilehlého prostoru mostu.

Přes most je převáděna dálnice v kate-gorii D 27,5/120 v pravostranném smě-rovém oblouku s jednostranným příčným spádem 2,5 % a s konstantním podél-ným spádem 3,77 %. Most je navržen jako spojitý nosník o devíti polích 32 + 7 x 42 + 32 m. Nosnou konstrukci tvoří klasic-ká dvoutrámová předpjatá betonová kon-strukce s příčníky pouze na opěrách a ulo-žená na hrncová ložiska. Nosná konstruk-ce výšky 2,2 m byla betonována postupně po jednotlivých polích na pevnou ocelo-vou skruž. Polovina předpjaté výztuže pře-cházela přes pracovní spáru. Druhá polo-vina byla spojkována ve spárách.

Mostní objekt je situován na úbočí vrchu Špičáku a přechází přes poměrně hlubo-kou terénní depresi, která ústí do údolí Rybného potoka. Předkvartérní podklad je zastoupen drobnozrnnými ortorulami, místy s křemitými polohami. Stupeň zvě-trání je poměrně nízký a mírně zvětra-lá hornina měla vystupovat v hloubkách 1,5 až 4,5 m. Po odlesnění a po něko-lika vichřicích v začátku stavby prakticky zmizel pokryvný útvar a téměř v polovi-ně území vystoupil na povrch skalní pod-klad vrchu Špičák.

Z výše uvedených důvodů bylo nutno změnit založení celého mostu na ploš-né založení (původně se předpokláda-lo založení opěr na vrtaných pilotách) a základové bloky navrhnout jako stupňo-vité a zvětšit je. Kubatura výkopů narost-la, ale rychlost těžby mohla být zvýšena a mohl být vyrovnán nerovnoměrný pod-klad. Tím byla zajištěna dlouhodobá sta-bilita pilířů a opěr (obr. 1 a 2).

Celou stavbu provázelo zkrácení lhůty výstavby v důsledku opožděného vydání stavebního povolení. Stavba mostu trva-la od října 2004 do listopadu 2006. Veš-keré konstrukce i technologie musely být stále přešetřovány s ohledem na prac-nost a dobu trvání, a to i během výstav-by. Byl upraven tvar pilířů, byl zrušen náběh a ztužidlo a pilíře dostaly konstant-ní průřez. Pod každým trámem je umís-těn jeden sloup osmiúhelníkového prů-řezu vepsaného do čtverce 2,1 x 2,1 m (obr. 3 a 4). Horní ztužidlo mezi slou-py přímo nahradila tuhost příčného řezu dvojtrámu nosné konstrukce.

Nosná konstrukce je předepnuta lano-vým předpínacím systémem Dywidag se soudržností. Každý trám levého mostu je předepnut pěti 15lanovými a pěti 19lanovými kabely. Z důvodu sjedno-cení napínacích zařízení bylo u pravého mostu zaměněno pět 15lanových kabelů za čtyři kabely 17lanové (obr. 5 až 8).

1

4

2

5

3

6


S T R U C T U R E S


Most dále provázely změny typu ložisek a změny příslušenství mostu. Původně byla na mostě navržena mohutná elas-tomerová ložiska vyvolávající velké vrat-né síly, které lze snížit vložením kluzných

desek. Toto řešení není příliš vhodné. Kluzné desky byly proto nahrazeny vhod-nějšími hrncovými ložisky, která mají jas-nější statické působení a lze je i předna-stavit.

Stavba spadá do období zavedení nových záchytných systémů. Do vnitř-ních říms byla osazena ocelová svodidla ZSNH4 s úrovní zadržení H2 stanovenou podle evropských norem. Na krajních římsách byla v zadání požadována úro-veň zadržení H3. Dále byl objednatelem vznesen požadavek vybavit most obou-strannou protihlukovou neprůsvitnou stě-nou. Těmto požadavkům vyhovělo řeše-ní s betonovým posuvným svodidlem výšky 1 m s úrovní zadržení H3 osazené na římse výšky pouze 40 mm. Pracovní šířka svodidla byla omezována nově navr-ženou protihlukovou stěnou, proto byla stěna uložena na průběžnou betonovou patku, která zachycuje zbytkovou energii při nárazu vozidla na svodidlo.

Výplň protihlukové stěny (PHS) měla mít i vlastnost zachycovat světlo od pro-jíždějících vozidel. Konstrukčně lehkým a elegantním řešením je použití neprů-hledných desek z organického skla světlé zelené barvy (obr. 9). Požadavek neprů-

svitnosti stěn byl splněn, ale bohužel při pohledu na most nelze říci, že most zapadá do krajiny. Daleko lépe působí pohledy na podhled mostu (obr. 10).

Základní údaje o stavběObjednatel Ředitelství silnic a dálnic, závod PrahaZhotovitel Sdružení vedené firmou Strabag, a. s.Realizace SMP CZ, a. s.Konstrukční řešení Stráský, Hustý a partneři, s. r. o.Projektová dokukmentace

Valbek, s. r. o., pracoviště Plzeň, Ing. Robert Vorschneider

Ing. Ivan Batal

Jindřich Jindra

oba: SMP CZ, a. s.


Obr. 1 Hloubení pilíře 9Fig. 1 The excavation of the pile hole

Obr. 2. Základ pilíře 11Fig. 2 The foundation of the pile

Obr. 3 Osazení výztuže pilířůFig. 3 The erection of the reinforcement

of the piles

Obr. 4 Výstavba pilířůFig. 4 The construction of the piles

Obr. 5 Výstavba nosné konstrukceFig. 5 The build-up of the superstructure

of the bridge

Obr. 6 Hrubá stavbaFig. 6 The construction of the bridge

Obr. 7 Poslední betonážFig. 7 The casting of the last part of the

bridge

Obr. 8 Dokončovací práceFig. 8 The completing works

Obr. 9 Pohled na most s PHSFig. 9 The view to the bridge with noise

barrier

Obr. 10 Podzimní pohledFig. 10 The view in the autumn

10

7 8

9

S A N A C E

O P R A V A K A R L O V A M O S T U K O N E Č N Ě B Ě Ž ÍT H E R E P A I R O F C H A R L E S B R I D G E I S R U N N I N G


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

D A U T K A R A , Z D E N Ě K B ATA L , V ÁC L AV K R C H

Oprava Karlova mostu po prvních devíti měsících.The repairing of Charles Bridge in its first nine months.

V loňském roce jsme si po letech příprav mohli konečně říci, že máme v rukou projekt, stavební povolení, byl prove-den výběr zhotovitele a může být koneč-ně zahájena oprava Karlova mostu. Vyvr-cholilo tím několikaleté úsilí všech zúčast-něných.

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

Karlův most je, jak všichni víme, most kamenný, tvořený šestnácti klenba-mi nesenými patnácti mezilehlými pilí-ři a dvěma koncovými opěrami, které se od pilířů konstrukčně zásadně neli-ší. Zvenčí je vidět kamenný plášť mostu z pískovcových kvádrů. Tento plášť kryje zdivo z lomového kamene, opuky. Zdivo bylo zděno na maltu z písku a hydrau-lického vápna. Stopy vaječných bílků v maltě doopravdy nalezeny nebyly. Pilí-ře byly založeny původně všechny plošně ve štěrku vltavského dna, po velké vodě roku 1890 byly dva tehdy nově budova-né pilíře, pilíře č. 5 a 6, založeny na keso-nech spuštěných na úroveň skalního pod-loží. Základy dalších tří nejvíce ohrožených návodních pilířů byly ochráněny proti podemletí souvislými stěnami vytvořený-mi z malých podlouhlých kesonů spuš-těných po jejich obvodě také na skal-ní podloží. Vozovka je tvořena novodo-bou dlažbou z žulových kostek, přibliž-ných rozměrů 200/100/60 mm, klade-ných do cementové malty. Pod dlažbou je cementový potěr kryjící izolaci z nata-vovacích pásů, která je položena na další vrstvě cementového potěru. Pod ním je vyrovnávací vrstva z keramzitbetonu. Pod ní už buď ona proslulá železobetonová deska, nebo opukové zdivo mostní kon-strukce. Železobetonová deska se vysky-tuje místy a někdy jenom na jedné polo-vině mostu.

P O R U C H Y A J E J I C H P Ř Í Č I N Y

Příčinou všech významných poškození Karlova mostu v jeho dosavadní historii

byla Vltava, jejíž voda proudící při povod-ních zvýšenou rychlostí podemlela zákla-dy některých pilířů. Proto bylo v předsti-hu provedeno zajištění základů posled-ních dvou návodních pilířů, jejichž základy nebyly zabezpečeny až do úrovně skalní-ho podloží, pilířů č. 8 a 9. Jsou to dva pilí-ře nejbližší levému břehu, resp. Kampě. Navíc byly u všech návodních pilířů zříze-ny nové ledolamy.

Karlův most je tedy ochráněn proti nebezpečí hrozícímu při povodních a je možné se věnovat odstraňování poruch, které zatím neohrožují jeho stabilitu, nic-méně v průběhu let se stále zhoršují.

V současné době most vykazuje vidi-telné poruchy, které se projevují nave-nek trhlinami v povrchu zdiva, posunem v některých sparách a lokálním větráním a rozpadem jednotlivých kamenů pláště.

Příčiny poruch je možné rozdělit do tří skupin:• Jednou je zatékající srážková voda, která navíc způsobuje pohyb soli, proniknuvší do mostu v době, kdy byla sůl na Karlově mostě používána jako rozmrazovací pro-středek.• Další příčinou jsou cementová malta a cementová injektážní směs, které byly hojně používány při poslední velké opra-vě mostu. Jsou to materiály výrazně tvrd-ší než pískovec s daleko nižší propustnos-tí pro vodu.• Poslední příčinou jsou objemové změny konstrukce, a to jak dlouhodobé, v prů-běhu roku, tak i krátkodobé, v průbě-hu dne. Most je sám o sobě velice tuhý a objemové změny vyvolávají v jeho pláš-ti napětí převyšující pevnost jak spojova-cí malty, tak i vlastního pískovce. Těmto objemovým změnám nemůžeme zabrá-nit a statické uspořádání historické kon-strukce také nemůžeme měnit. V mostě se v průběhu staletí vytvořila síť trhlin, které napětí od těchto změn minimalizu-jí, a dá se říci, že přirozenou cestou tento problém řeší. Neplatí to o všech trhlinách v mostní konstrukci a je úkolem diagnos-tiky každou trhlinu posoudit, stanovit příči-nu a zvolit správný přístup. Zvláštní skupi-nu trhlin tvoří trhliny oddělující na mnoha místech parapetní zábradlí od podstavců soch. Vznik těchto trhlin je dán objemo-vými změnami, mnohé z nich ale trva-le narůstají. Bylo rozhodnuto tyto trhliny

respektovat a vytvořit do budoucna mož-nost vzájemného pohybu mezi podstavci soch a zábradlím.

V Ý B Ě R K A M E N Ů

V průběhu přípravy akce byl řešen pro-blém určení nejlepšího druhu pískov-ce pro opravu lícních kamenných kvád-rů. Byla navázána spolupráce s Přírodově-deckou fakultou Karlovy univerzity, Ústa-vem geochemie, mineralogie a nerost-ných zdrojů. Doc. Mgr. Richard Přikryl, Dr., pracovník tohoto ústavu, zpracoval řadu studií zabývajících se původem kame-nů použitých při stavbě a opravách Kar-lova mostu. Hodnotil jejich vlastnosti, zejména odolnost povětrnostním vlivům, a došel k závěru, že nejlépe se osvědčily arkosové pískovce těžené tenkrát v okolí Kamenných Žehrovic a Kralup nad Vlta-vou. Žádný z tehdejších lomů už v dnešní době není v provozu a v žádném z nich už není možné těžbu obnovit. Pro opra-vu kamenného pláště by ale bylo jedno-značně nejvhodnější použít právě arkosy. Otevření nového lomu je otázkou něko-lika let. Tak dlouho nebylo možné odklá-dat zahájení opravy, škody od zatékající srážkové vody narůstají. Proto byl hledán náhradní kámen, který by mohl být pou-žit pro opravu podmiňující obnovu izola-ce. Opět Doc. Mgr. Přikryl, Dr., vyhodno-til všechny pískovce těžené na území naší republiky a ze vzájemného srovnání vyšel jako nejlepší křemitý pískovec těžený v lomu v obci Kocbeře, blízko Jaroměře.

K O N C E P C E O P R AV Y

Srážková voda proniká stále do konstruk-ce mostu, a tím se jeho stav stále zhor-šuje. Prvním úkolem opravy je zabránit zhoršování stavu, tj. ochránit konstruk-ci před další zatékající vodou a potom, až bude konstrukce před dalším zatéká-ním ochráněna, opravovat citlivě jednot-livé části kamenného pláště mostu. To bude spočívat v postupném nahrazování jednotlivých lícových kvádrů, jejichž život-nost skončila.

Proto byla oprava mostu rozděle-na na části. Právě probíhající „Oprava mostovky“ zahrnuje odstranění vozov-kového souvrství, odstranění všech vrs-tev vytvořených při poslední velké opra-vě v letech 1965 až 1975 kromě železo-

S A N A C E



betonové desky, rozebrání a nové vyzdě-ní parapetního zábradlí v takovém roz-sahu, aby nová izolace byla ukončena ve zdivu z dostatečně pevných a trvan-livých kamenů, vytvoření podkladu pro novou kvalitní izolaci, položení izolace a vozovkových vrstev až po navráce-ní dlažby z atypických žulových kostek. Na mostě bude nové veřejné a slavnost-ní osvětlení, elektrické veřejné osvětlení bude nahrazeno plynovým, a nové osvět-lení plavebních znaků.

Po dokončení této části bude přikro-čeno k opravě kamenného pláště celé-ho mostu, od úrovně zábradlí po základy, a to na souši i ve vodě.

Současně bude provedena oprava klen-by pod Křižovnickým náměstím, která navazuje na nulté pole Karlova mostu, a bez jejíž opravy není možné opravu Karlova mostu ukončit.

Je zapotřebí se zmínit o tom, že již v letech 1997 a 1998 bylo opraveno schodiště na Kampu a v letech 2004 až 2006 byly ochráněny proti podemle-tí základy dvou posledních návodních pilířů, jejichž ochrana nebyla ještě prove-

dena. Jedná se o pilíře č. 8 a 9 u levé-ho břehu Vltavy u Kampy (Beton TKS 4/2005, pozn. redakce).

P R O VÁ D Ě N Í S TAV BY

Stavební práce byly zahájeny rozebrá-ním dlažby na povodní polovině mostov-ky, a to v posledních polích XIV a XV, a na malostranském předmostí až k Malostranské velké věži. Po celé tři měsí-ce potom probíhaly výkopové „objevné“ práce v místech, kde je nutno odvodně-ní z mostu zaústit do stávající kanalizač-ní stoky. Výkopové práce byly provádě-ny ručně archeologickou metodou pod vedením PhDr. Zdeňka Dragouna z NPÚ. Zbytky Juditina mostu zde bohužel nale-zeny nebyly, ale byla objevena zeď, podle mostní terminologie rovnoběžné mostní křídlo, která v minulosti spojovala povod-ní líc mostu s věží.

Vlastní stavební práce na opravě mostov-ky probíhají zásadně vždy na určité části jedné podélné poloviny mostovky. Důvo-dem je nutnost zachovat po celou dobu opravy pěší provoz na mostě. Pěší pro-voz zde představuje především kultur-

ní a scénickou promenádu pro návštěv-níky Prahy.

Stavební proud na jedné polovině zasa-huje vždy délku čtyř mostních polí. V prv-ním poli se odstraní dlažba a rozebe-re se kamenný parapet (obr. 1). Ve dru-hém poli se sestavuje opravený parapet (obr. 2) a začíná se s bouráním vozovky. Ve třetím poli se dokončí bourání vozov-ky, jsou pokládány nové podkladní vrstvy a je prováděna izolace. Ve čtvrtém poli je ochráněna izolace krycí vrstvou, ukládají se inženýrské sítě a je pokládána dlažba.

Především s ohledem na možnost pří-stupu na most také po schodišti z Kampy byl zvolen následující postup prací. Jak je uvedeno, práce byly zahájeny na povod-ní polovině mostovky a to směrem od Malostranské mostecké věže a pokra-čují až do pole XI, tj. pole za schody na Kampu. Zde byly práce pozastave-ny a začalo se na protivodní polovině mostovky zase od Malostranské mos-tecké věže. Na této polovině se bude pokračovat až do pole XIII, tj. pole před schody na Kampu. Potom se postup vrátí na povodní polovinu mostu a bude

Obr. 1 Rozebírání kamenného parapetního zábradlí Fig. 1 The stripping of the stone parapet

Obr. 2 Zpětné vyzdívání zábradlí z nových i starých kamenů

Fig. 2 The parapet rebuilding of the new and existing stones

Obr. 3 Pohled do výkopu pro napojení kanalizace u malostranské věže

Fig. 3 View into excavation for connection of the rain drainage to sewer system by the Lesser Town Tower

1

3 2

S A N A C E



pokračovat až ke Staroměstské mostecké věži. Poté bude opraven postupně zbytek protivodní poloviny.

V dnešním příspěvku se budeme zabý-vat technickým řešením některých sku-pin prací, které jsou již ukončeny nebo jsou rozpracovány do takové hloubky, že technická řešení již vykrystalizovala a je možno podat o nich základní informace.

Odvodnění mostuOdvodnění povrchových vod na malo-stranském konci mostu (o ploše cca 550 m2) je řešeno klasickým odvodně-ním pomocí čtyř uličních vpustí. Na celém mostě je navržen střechovitý příčný sklon vozovky 2 % s tím, že v šířce 1,5 m od obou parapetů je navržen protispád

3 %. Voda tak stéká do dvou úžlabí, ve kterých jsou (vzhledem k omezení přetoků) umístěny ve spodní části vždy dvě uliční vpusti za sebou. Voda z ulič-ních vpustí teče přes dvě kanalizační šach-ty do stávající stoky 600/1 100 mm, situ-ované před Velkou malostranskou mos-teckou věží v hloubce cca 6,5 m. Odvod-ňovací potrubí vede v hloubce cca 1,5 m, poněvadž musí přejít nad historickým zdivem původního rovnoběžného kříd-la mostu. Hloubky 6,5 m, potřebné pro zaústění do stoky, bylo dosaženo svislým přepadem z poslední šachty. Uliční vpus-ti jsou sestaveny z mostního odvodňova-če typu Kysuca.

Na okraj poznamenáváme, že oprav-du smutný pohled byl na osekané his-

torické zdivo, které bylo v šedesátých letech poškozeno při zřízení dnes zruše-né kanalizace.

Řešení odvodnění povrchu izola-ce na malostranské straně mělo téměř detektivní nádech, protože se nevědělo, kde přesně probíhá a jak doopravdy vypa-dá rub koncové opěry (obr. 4). Po prove-dení potřebných výkopů se zjistilo, že naši mostní předci provedli ukončení zcela vzorně a to schodovitým ukončením vyzdívky v rovině rubu posledního pilíře, který konstrukčně tvoří mostní opěru. Rub vyzdívky byl opatřen betonovým vyrov-náním ve sklonu cca 10 : 1 a izolace byla stažena z povrchu mostovky až na úro-veň přilehlého terénu tj. do hlouby cca 5 m pod úroveň vozovky. Ve spodní části byl z izolace zřízen příčný žlab, do kterého byla uložena příčná drenáž.

A vznikl problém: Co s vodou z příč-né drenáže? Původně projekt předpo-kládal spojení odtoku z drenáže s odto-kem z povrchu mostovky a odvedení vody do kanalizace u Malostranské věže. Vzhledem k existenci historických zdí toto řešení nebylo možno použít bez pomo-ci tunelářských metod provádění. Protože oprava Karlova mostu je spojena s poža-davkem, že všechny výkopy budou pro-váděny archeologickou metodou, tune-lářské postupy vzbuzovaly oprávněné rozpaky. Nakonec bylo navrženo a přijato celkem elegantní a praktické řešení a to odvod vody z příčné drenáže do vsako-vací jímky (obr. 5). Vsakovací jímka byla zřízena na dně šachty situované přibližně uprostřed příčné drenáže. Jímka je vypl-něna vrstvami kačírku. Dno jímky je pod úrovní hladiny Vltavy a požadovaná vsa-kovací schopnost jímky byla ověřena vsa-kovacím pokusem.

Odvod povrchových vod z vlastního

4

5 6

S A N A C E



mostu (o výměře cca 3 400 m2) vyře-šili stavitelé ve 14. století pomocí dva-ceti čtyř kamenných chrličů, které jsou ve většině případů dosud zachovalé. Pře-devším zásluhou pracovníků NPÚ neby-lo pro odvodnění použito nějaké necitli-vé radikální řešení, ale nové odvodnění je opět svedeno do chrličů. Systém odvod-nění je doplněn o nově vyvinuté otočné litinové mostní odvodňovače typu Kysu-ca, které odvádějí vodu pomocí boční-ho odtoku z korozivzdorné oceli přímo do chrličů. Odvodňovače odvádějí i vodu z povrchu izolace, která vsakuje spárami v kamenné dlažbě (obr. 6).

Odvodnění staroměstského konce mostu, které se bude provádět až příští rok, projekt řeší podobně jako na malostranském konci. Skutečné pro-vedení bude určitě ovlivněno konkrétní podobou odkrytých konstrukcí.

MostovkaCelé stávající vozovkové souvrst-ví na mostovce se vyměňuje za nové (obr. 7). Za vozovkové souvrství považu-jeme všechny vrstvy, které se nacháze-

jí nad konstrukční železobetonovou des-kou, která byla vložena pod vozovku při opravě v šedesátých a sedmdesátých letech minulého století. Deska se nachá-zí v hloubce cca 450 mm pod povrchem vozovky. Účelem vložení desky společ-ně s návrhem kotvení poprsních zdí bylo konstrukční zpevnění příčného řezu, tzn. zamezení vyklánění poprsních zdí a zvý-šení příčné tuhosti mostu, aby lépe vzdo-roval tlaku vody a splavenin při povod-ních.

Bohužel odkrývaná skutečnost je trochu jiná. Zpevňující konstrukční deska byla provedena velice neprofesionálně a dá se říci až nedbale. Např. v některých mís-tech deska zcela chybí nebo v jiných mís-tech byla položena pouze výztuž, která byla zakryta lehkým keramzitbetonem (obr. 8). Zakotvení konců desky do para-petních zdí bylo provedeno šikmo dolů vedenými kotvami z betonářské výztuže s téměř nahodilým rozmístěním. O něja-kém zachycení vodorovných sil, potřeb-ných k zamezení vyklánění poprsních zdí, se nedá vůbec hovořit.

Daleko nebezpečnější, naštěstí pouze

Obr. 4 Stupňovitý rub malostranské opěry Fig. 4 The stepped backing of the Lesser

Town abutment

Obr. 5 Odvodnění rubu opěry s příčnou drenáží a vsakovací jámou

Fig. 5 Abutment backing drainage with lateral drainage and soakage pit

Obr. 6 Odvodňovač napojený na odvodnění povrchu izolace

Fig. 6 The drainer connected to the waterproofing membrane surface

Obr. 7 Příčný řez odstraňovaným vozovkovým souvrstvím

Fig. 7 Cross section of removed surface layers

Obr. 8 Místo, kde místo železobetonové desky byla jen výztuž (stopy staré opravy)

Fig. 8 The place with reinforcement without concrete cover (remaining part after the previous repair)

Obr. 9 Betonáž podkladu izolaceFig. 9 Pouring of concrete of the

waterproofing membrane subbase

Obr. 10 Provádění stříkané membránové izolace

Fig. 10 Spraying of the waterproofing membrane

7

9

8

10

S A N A C E



v některých místech, je vyjíždění celého parapetního zábradlí směrem ven z kon-strukce. Kluzná spára je přibližně v úrovni horního povrchu zesilující desky. Při roze-bírání parapetního zábradlí se zjistilo, že kvalita kamenů směrem do vozovky pod úrovní vozovky je velice špatná. V někte-rých místech se nejedná ani o rozruše-ný kámen, ale o shluk různých úlomků. A právě taková místa mohou být velice nasákavá a namrzavá, a způsobovat tak odtlačování parapetu zábradlí. Nebude to asi jediný důvod, ale pravděpodobně jeden z nejvíce rozhodujících.

Oprava mostovky spočívá v přeruše-ní stávajících kotev a oddělení železobe-tonové desky podélnou spárou od para-petního zábradlí. Spára je vyplněná štěr-kem a má šířku cca 150 mm. Ložná spára nově sestavovaného parapetu se opravuje doplněním opukové vyzdívky nebo opravou kamenů v ložné spáře. Nový parapet je již zděn vždy z kame-nů na celou šířku parapetu tj. 400 mm. K vysvětlení je nutno podotknout, že líco-vé zdivo nad klenbami má v některých místech menší tloušťku než je tloušťka zábradlí, tj. 400 mm, proto se ložná spára doplňuje opukovou vyzdívkou.

Nové vozovkové souvrství se provádí po jednotlivých vrstvách vždy v rozsahu jedné podélné poloviny jednoho most-ního pole. První vrstvou je vyrovnáva-cí vrstva z KZC (kameniva zpevněného cementem) proměnné tloušťky cca 50 až 150 mm, která se klade na separační geotextilii. Druhou vrstvou je vrstva spá-dového betonu C30/37–XF1 (v tloušť-ce 150 mm) (obr. 9), která již tvoří pod-

klad pro stříkanou izolaci Eliminátor. Eli-minátor je membránová izolace z dvou-složkového materiálu na bázi metakry-látových pryskyřic. Stříkaná izolace je na okraji vanovitě vytažena (na výšku cca 170 mm) na svislý líc parapetního zábradlí a zde je ukončena do vyfrézo-vané drážky hloubky 30 mm (obr. 10). Pro odvod vody z povrchu izolace se na povrch izolace bodově přilepuje dre-nážní rohož. Drenážní rohož tvoří HDPE geosíť s vlákny pod úhlem 60° s jedno-strannou laminací geotextilií.

Na drenážní vrstvu se pokládá krycí beto-nová vrstva opět z betonu C30/37–XF1 v tloušťce původně 80 nově 100 mm. Tato relativně nenápadná a tenká vrst-va je účastníky výstavby nazývaná jako „high“ vrstva. V ní je nutno schovat a „vykličkovat“ vedení všech novodobě potřebných inženýrských sítí na mostě, tzn. potrubí plynového osvětlení, kabe-ly ovládání plynového osvětlení, kabe-ly slavnostního osvětlení, kabely osvět-lení plavebních znaků a optické kabely kamerového systému. Všechny sítě jsou samozřejmě uloženy v plastových žla-bech nebo chráničkách

Jako poslední se provádí vrstva žulové dlažby kladené do pískové vrstvy stabili-zované vápnem. Používá se původní dlaž-ba. Poškozené a ztracené kostky (přibliž-ně 5 %) se doplňují novou dlažbou. Také kladečský rastr se používá původní, tzn. příčné řádkování po celé ploše doplněné o šest podélných řádků v prostoru úžlabí.

Co podotknout na závěr. Především se ukazuje, že přes veškerou snahu zpra-covatelů projektové dokumentace nelze

u takových oprav (rozsahu opravy Karlo-va mostu) považovat něco za vyprojek-tované, dokud se práce skoro nedokon-čí. Např. kanalizace na malostranském předmostí měla asi čtyři návrhy, které se upravovaly dle skutečných podmínek na místě. Takový postup však vyžadu-je značnou operativnost všech zúčastně-ných ve všech fázích provádění.

S TAT I K A A S TAV E B N Ě T E C H N I C K Ý P R Ů Z K U M O B LO U K U Č . 14V průběhu podzimu 2007 bylo zjištěno odpadávání úlomků kamenného pláš-tě na spodním líci klenby č. 14. Protože dočasný zábor stavby pro opravu mostov-ky zahrnuje také prostory pod oblouky, musel se dodavatel stavebních prací SMP CZ, a. s., touto situací zabývat. Oblouk č. 14 se klene nad Čertovkou, po které je provozován poměrně čilý ruch vyhlíd-kových člunů a zároveň je zde umístěna vinárna se zahrádkou. Hrozí zde tedy urči-té riziko úrazu.

Pro stanovení, jaká opatření mají být pro zajištění bezpečnosti provedena, bylo rozhodnuto o provedení dodatečného stavebně-technického průzkumu a static-kého posouzení klenby. Doc. Mgr. Richard Přikryl, Dr., z Univerzity Karlovy v Praze současně vypracoval Průzkum lícního zdiva klenby pole XIV Karlova mostu v Praze, geomechanické vyhodnocení vývrtů (obr. 11 a 12).

V listopadu 2007 byla nad Čertov-kou smontována pracovní plošina, která pomocí lehkého lešení umožnila bezpro-střední přístup ke spodnímu líci klenby. Tato plošina zároveň vytvořila ochranný

1211

S A N A C E



strop, pod kterým byla dále provozována lodní doprava bez omezení.

Rozsah a úkoly stavebně – technického průzkumuPrůzkum byl prováděn jednak z prosto-ru pracovní plošiny pod klenbou, jednak z prostoru mostovky v době, kdy stavební práce dosáhly k oblouku č. 14.

Hlavní úkoly stavebně-technického prů-zkumu:• ověření konstrukce a technického

stavu klenby a prostoru mezi klenbou a mostovkou,

• určení základních materiálových charak-teristik, pevnosti a vlhkosti zdiva u zjiš-těných materiálů,

• ověření způsobu provádění předcho-zích oprav povrchově zvětralých pískov-cových bloků, tj. určení zda byly vymě-něny celé bloky či pouze provedeno zaplentování kamennou deskou.Vizuální kontrolou byl zjištěn velice špat-

ný stav kamenného pláště. V rozsáhlých plochách jsou kameny klenby na povr-chu narušeny, koroze při bližším zkou-mání zasahuje do hloubky cca 30 mm. Poklepem bylo zjištěno množství dalších ploch, které jsou již odděleny od pod-kladu.

Následně byly realizovány tyto prů-zkumné práce:• Z prostoru mostovky byly provedeny dva svislé jádrové vrty o ∅ 90 mm na celou výšku konstrukce mostu (po sejmutí kry-cího souvrství) a vyhloubena ručně kopa-ná sonda, z jejíhož dna pak byl opět pro-veden jádrový vrt. • Z prostoru pracovní plošiny byly vyvr-tány tři šikmé dovrchní vrty o ∅ 50 mm v místech oprav pro ověření způsobu opravy a dále byla nedestruktivní meto-dou in-situ ověřena pevnost pískovcových bloků klenby a malty ve spárách. Tyto práce byly doplněny laboratorními zkouš-kami odebraných vzorků pro ověření pev-nosti a vlhkosti jednotlivých materiálů.

Závěry z provedeného průzkumu lze shrnout do následujících bodů:• Klenba oblouku je tvořena opracovaný-mi pískovcovými kvádry (karbonská arkó-za) v tloušťce 450 mm.• Pevnost v tlaku pískovcových kvádrů je nízká, v průměru 10 MPa.• Dřívější opravy zvětralých bloků byly realizovány pískovcovým blokem (arkó-zový pískovec) v tloušťce 200 mm o pev-nosti v tlaku v průměru 30 MPa. Prostor mezi původním kamenem a novým blo-kem je vyplněn cementovou maltou.• Malta ve spárách je celkově kvalitní a zachovalá.• Výslednou pevnost zdiva klenby lze sta-novit hodnotou Rd = 2,2 až 2,4 MPa• V prostoru nad klenbou bylo zjištěno masivní nepravidelné zdivo s převahou opukových kamenů a bloků stmelené kvalitní maltou o vysoké pevnosti. Ve vrs-tvě cca 600 mm za klenbou jsou opuko-vé kameny kladeny nejdříve v jedné vrs-tvě naplocho k rubu a následně v jedné vrstvě radiálně a tvoří tak zesílení vlastní klenby, dále jsou kameny kladeny převáž-ně horizontálně.• Výslednou pevnost tohoto zdiva lze sta-novit hodnotou Rd = 1,0 až 1,3 MPa.• Vlhkost odebraných vzorků byla převáž-ně velmi vysoká, více jak 10 % hmotnosti.• Výsledky průzkumu byly použity pro vstupní parametry statického přepočtu.

Klenba byla modelována metodou konečných prvků – pískovcová lícní klen-ba prutovými prvky; paty klenby, opu-kové výplňové zdivo včetně opukového lemu plošnými prvky.

Řešen byl pruh klenby široký 1 m bez vlivu poprsních zdí.

Zatížení bylo uvažováno zatížením stá-lým a zatížením pohyblivým v různých kombinacích:• stálé zatížení,• stálé + plné pohyblivé (odpovídá ekvi-

valentu zatížení třídy A, jedno vozidlo 32 t),- stálé + 80 % pohyblivého,- stálé + 60 % pohyblivého.Maximální napětí v patě klenby dosa-

hují hodnot -1,52 MPa, ve vrcholu pak -0,7 MPa.

Vzhledem k určitému oslabení klen-by bylo uvažováno využití 75 %, nebo-li účinná tlouštka klenby byla redukována na 350 mm a redukováno bylo i pohyb-livé zatížení. Statický výpočet prokázal, že konstrukce je stabilní a pole mostu č. 14 lze zatížit jedním vozidlem 25 t.

Závěry a současná situaceNa základě výše uvedených průzkumů a posudků byl učiněn závěr, že most-ní oblouk je staticky spolehlivý a z rubo-vé strany nejsou nutná žádná konstrukční opatření. Poruchy a zvětrání pláště klenby je způsobeno dlouhodobým zatékáním do konstrukce a následně pak dopadem klimatických změn v průběhu roku včetně deformací oblouku způsobených teplotní-mi změnami. Protože oprava kamenné-ho pláště není v současné době provádě-na (je zpracována dokumentace pro sta-vební povolení) a s její realizací se počí-tá v horizontu cca 5 až 7 let, jsou nicmé-ně nutná provizorní opatření, která zajistí na tuto dobu prostor pod obloukem před opadáváním kamenných úlomků. Tato opatření jsou v současné době projekčně zpracovávána a budou v nejbližším obdo-bí realizována.

Z ÁV Ě R

Rádi bychom konstatovali, že po počá-teční době ověřování jednotlivých tech-nologických postupů se stavba dostává do fáze rutinní řemeslné práce, kdy jed-notlivé činnosti jdou plynule za sebou přesně podle řádků harmonogramu. Víme ale, že překvapení budou možná až do odkrytí poslední části původní kon-strukce.

Investor Odbor městského investora MHPMandatář investora Mott MacDonald Praha, s. r. o

Projektant PUDIS, a. s.Zhotovitel SMP CZ, a. s.

Ing. Daut Kara

Mott MacDonald Praha, s. r. o.


tel.: 724 050 335


Ing. Zdeněk Batal

SMP CZ, a. s.



Ing. Václav Krch

PUDIS, a. s.

Nad vodovodem 169, 100 00 Praha10

tel.: 602 357 038


Fotografie: Martin Frouz a autoři článku

Obr. 11 Řez konstrukcí mostu podle kopané sondy v poli XIV

Fig. 11 The section through the bridge structure according to test pit in the XIVth field

Obr. 12 Rubová klenba z opuky v kopané sondě v poli XIV

Fig. 12 The arenaceous marl vault in the XIVth bridge field test pit

S A N A C E

P Ř E P O Č T Y D Á L N I Č N Í C H M O S T Ů V E V E L K É B R I T Á N I IA S S E S S M E N T S O F H I G H W A Y B R I D G E S I N G R E A T B R I T A I N



R A D E K F A L Á Ř

Stručné seznámení se současným sta-vem dálničních mostů ve Velké Británii a postupy jejich přepočtu včetně příkladů nejčastějších poruch. A brief information on the state-of-the-art of highway bridges in the United Kingdom and principles of their assess-ments including examples of the most frequent defects.

Silniční a dálniční infrastruktura ve Velké Británii je z velké části vybudována již desítky let. Po letech provozu je největ-ším objemem stavebních prací navyšo-vání kapacity silnic a dálnic. S tím souvi-sí např. i rozšiřování mostů, jejich přepoč-ty, opravy, rekonstrukce apod. V článku se budeme věnovat poznatkům a zkuše-nostem získaným zejména v jihozápadní oblasti Anglie, Wessexu, kde se rozkládá operační oblast tzv. Area 2.

A R E A 2Každá země Velké Británie má vlastní

nejvyšší odpovědný orgán, který je zod-povědný za veškeré silniční komunikace. V Anglii je tímto úřadem Highways Agen-cy (HA). HA pracuje nad čtrnácti operač-ními oblastmi (obr. 1).

Zabezpečení provozu, údržby a moder-nizace dálnic v jednotlivých oblastech zajišťují soukromé firmy. Firmy jsou vybírá-ny prostřednictvím veřejné soutěže a uza-vírají s HA časově omezený kontrakt.

Operační oblast Area 2, kterou spravu-je již ve druhé etapě konsorcium firem Mott MacDonald Ltd. a Balfour Beatty Infrastructure Services Ltd., zahrnuje pře-devším velmi důležité dálnice M4 z New-bury do Bristolu, M5 z Exeteru do Chel-tenhamu, páteřní silnice A36 ze Sout-hamptonu do Bristolu, A40 z Glouceste-ru do Walesu, A303 z Exeteru na Londýn a další silnice nižších kategorií (obr. 2).

Správce operační oblasti zajišťuje v rámci své územní působnosti hlavní i pravidel-né prohlídky mostních konstrukcí, prová-dí prostřednictvím svých hlídek monito-rování oblasti a zajišťuje aktuální dopravní informace. V rámci pravidelných prohlídek shromažďuje technické informace, které jsou předávány projekčním týmům jako výchozí podklad pro zpracování přepočtu, studie proveditelnosti popř. návrhu rekon-strukce, a rovněž se vkládají do systémo-vé databáze mostních konstrukcí.

D ATA B Á Z E M O S T N Í C H K O N S T R U K C Í

Pro účely rychlého získávání podkladů při posuzování stávajících mostních konstruk-cí je vytvářena databáze mostních kon-strukcí SMIS. Je to v podstatě zabezpeče-ná intranetová databáze, která je spravová-na Highways Agency a kde jsou uvedeny důležité informace týkající se dané most-ní konstrukce po celý průběh její životnos-ti. V rámci této databáze je každá mostní konstrukce číselně identifikovatelná. Další údaje, které lze najít v této databázi, jsou: geodetické souřadnice polohy a situač-ní plán, zatížitelnost normální, či výhrad-ní a zda se most nachází na vybrané trase pro zvláštní vozidla přepravující velmi těžký nebo velmi vysoký náklad. Dále je zde možno nalézt např. výkresy skutečného provedení, všechny zprávy o výsledcích mostních prohlídek od uvedení mostu do provozu, záznamy o veškerém poško-zení nosné konstrukce nebo jejího vyba-

vení, záznamy o provedených sondách, či speciálních průzkumech, výsledky výpočtu zatížitelnosti apod. Stručně shrnuto, jedná se o jakýsi elektronický mostní list. Bohu-žel, ačkoli se jedná o nástroj velmi užiteč-ný a výkonný, je to systém poměrně nový a zejména u starších konstrukcí v něm nelze najít požadované informace jako např. výkresy skutečného provedení.

T Y PY M O S T N Í C H K O N S T R U K C Í

Dálniční síť je ve Velké Británii vybudová-na již desítky let. Většina mostních kon-strukcí spadá svým stářím do období 60. a 70. let minulého století. V té době pro-jektanti navrhovali a vyvíjeli různé typy přemostění. Některé jsou zdařilé, někte-ré méně. Setkáme se zde s celou řadou konstrukčních řešení tak, jak je známe u nás. Nejčastější jsou mosty železobe-tonové klenbové, rámové, deskové, trá-mové, dále betonové předpjaté, násle-dují ocelové a ocelobetonové spřaže-né. Velmi časté jsou spřažené konstruk-ce beton-beton, kdy základem bývá před-pjatý trámový prvek, na který se nabeto-nuje železobetonová deska. Další zvlášt-ností této doby jsou tzv. nosníky Pre-flex (u nás známé pod pojmem SNOP – spřažený nosník ohybem předpjatý). Jedná se o ocelový nosník s obetonova-nou dolní pásnicí a s horní pásnicí spra-ženou s betonovou deskou. Aby beton na dolní pásnici spolupůsobil, je v něm vyvozeno tlakové napětí tak, že se nadvý-šený nosník ohne směrem dolů a obeto-nuje se dolní pásnice. Po zatvrdnutí beto-nu se nosník uvolní, a tím se do betonu vnese tlakové napětí. Pro přepočet zatí-žitelnosti takovýchto typů konstrukcí je často obtížné vůbec získat původní návr-hové předpisy. Posouzení je navíc nutné provést podle současně platných předpi-sů na základě metodiky mezních stavů. Je proto vhodné zavést určité zjednodu-šující předpoklady, např. zanedbat beton na dolní pásnici a neuvažovat s ním pro výpočet únosnosti.

M E T O D I K A P Ř E P O Č T U K O N S T R U K C Í

Stanovení zatížení pro návrh nových a přepočet stávajících mostních konstruk-cí se provádí na základě metodiky mez-ních stavů podle tzv. Departmental Stan-dards, které vydává HA ve spolupráci

1

2

S A N A C E



s ostatními odpovědnými orgány jednotli-vých zemí Velké Británie. Jedná se o uce-lený soubor technicko-kvalitativních pod-mínek a doplněných návrhových norem BS (British Standard) pro účely navrhová-ní a přepočítávání silničních mostů. Tento soubor se nazývá DMRB (Design Manual for Road and Bridges).

Na základě provedených prohlídek správ-ce oblasti po dohodě s HA určí konstruk-ci, která má být přepočtena. Nejčastěji to bývá v rámci uceleného finančního progra-mu, systematického monitoringu. Zákla-dem jakékoliv projektové činnosti pro HA, ať už se jedná o návrh nové nebo posuzo-vání či rekonstrukci stávající konstrukce, je tzv. Approval In Principle (dále jen AIP). AIP je základní ustanovení pro další činnost a podléhá schválení HA. Jsou tam uvede-ny identifikační údaje o konstrukci, vysvět-lení důvodu, proč je daná konstrukce pře-počítávána, popis navrženého modelu, uvažované zatížení a kategorie konstruk-ce. Posledně zmíněná kategorie je velice důležitý údaj, neboť na jeho základě se provádí kontrola statického výpočtu. Podle náročnosti a složitosti konstrukce se rozli-šují kategorie 0, 1, 2, 3. Kategorie 3 je nej-přísnější a spadají sem staticky velmi složi-tě působící konstrukce, které vyžadují kon-trolu výsledku statického výpočtu nezávis-lou organizací. Většina běžných mostních konstrukcí spadá do kategorie 2, kdy kon-trolu statického výpočtu provádí nezávislá skupina v rámci jedné organizace. Výsled-kem celého procesu je zpráva o výsled-cích přepočtu tzv. Assessment Report, kde je popsán podrobný postup analýzy konstrukce, zavedené předpoklady včet-ně materiálových charakteristik a shrnu-tí výsledků. Nedílnou součástí zprávy je tzv. Check Certificate, kterým autor potvr-dí správnost obsahu zprávy. Zpráva se pak předloží HA ke schválení. Na zákla-dě výsledků zprávy se rozhoduje o dal-ším postupu (snížení zatížitelnosti, pokud

to podmínky provozu dovolují, studie pro-veditelnosti zesilujících opatření či rekon-strukce nebo odstranění stávající a návrh a realizace nové konstrukce).

P Ř Í K L A DY P O R U C H

Nejčastějšími poruchami ocelových mostů jsou poruchy způsobené únavou a koro-zí v důsledku špatné údržby a detailů. Pří-klady únavového porušení příhradového ztužení ocelového komorového mostu před opravou a po opravě jsou uvedeny na obr. 3 a 4.

U betonových mostů je největším pro-blémem nefunkční hydroizolace. V důsled-ku toho dochází k jejich značné degrada-ci vlivem vlhkosti. Na obr. 5 a 6 je ukázka degradace betonové mostovky spražené-ho ocelobetonového mostu na dálnici M5 vlivem karbonatace betonu.

S H R N U T Í

V průběhu práce na projektu přepoč-tů mostních konstrukcí do Velké Britá-nie bylo velkým přínosem seznámení se s tamními návrhovými a legislativní-mi postupy. Velkou výhodou pro získává-ní informací o stávajících konstrukcích je bezesporu elektronická databáze most-ních listů.

Z uvedených příkladů poruch mostů je patrné, že se tamní konstrukce potýkají se zhruba stejnými problémy degradace betonových a ocelových konstrukcí nebo jejich částí jako v tuzemsku, i přesto, že se nacházejí v mírnějších a stálejších kli-matických podmínkách. Rovněž je zřej-mé, že neméně závažné problémy kon-strukcí byly způsobeny nevhodnými návr-hy nebo nekázní na stavbě.

Ing. Radek Falář

Mott MacDonald, spol. s r. o.


tel.: 221 412 819


Obr. 1 Operační oblasti HAFig. 1 Highways Agency Areas

Obr. 2 Operační oblast Area 2Fig. 2 Area 2

Obr. 3 Diagonála porušená únavovou trhlinou

Fig. 3 Broken diagonal with the fatigue crack

Obr. 4 Diagonála po opravě připojená třecím stykem

Fig. 4 Repaired diagonal using HSFG connection

Obr. 5 Jádrový vývrt degradované betonové desky mostovky

Fig. 5 Core sample of deteriorated concrete deck slab

Obr. 6 Odhalená horní výztuž deskyFig. 6 Bared top reinforcement of deck slab

5 6

4

3

M O S T S O 2 0 7 - E S T A K Á D A , R 6 P R Ů T A H M Ě S T E M K A R L O V Y V A R Y



Neustálý nárůst dopravního zatížení v České republice zesiluje tlak na dobu-dování sítě dálnic a rychlostních komunikací a s tím souvisejících dopravních řešení obcí a měst tedy tzv. průtahů a obchvatů. Součástí dopravního řešení rychlostní komunikace R6 je i „zajímavě“ koncipovaný průtah městem Kar-lovy Vary. V rámci této stavby byl postaven nový most: ESTAKÁDA SO 207. Stoupající nároky na kvalitu stavebních děl už dnes zahrnují běžně požadav-ky na dlouhodobou odolnost staveb vůči škodlivým vlivům spojenou s este-tickým provedením díla. Proto se povrchové úpravy betonových a železobe-tonových konstrukcí staly běžnou součástí stavebních prací i např. v mostním stavitelství. Příkladem použití takových technologií je i tento příspěvek.

Most je součástí průtahu R6 Karlovy Vary – západ. Dílo bylo realizová-no v rámci Sdružení průtahu silnice I/6. Tato estakáda překračuje ve Dvo-rech železniční trať, silnici I/6, Chodovský potok a kruhovou křižovatku u OC TESCO. Pravotočivým obloukem v extravilánu přechází do rovné části, pře-kračuje mimoúrovňově silnici I/20 se směry Jenišov, Doubí, Plzeň, pokraču-je rovným úsekem do biokoridoru a levým obloukem se napojuje na stávají-cí I/6. Stavba průtahu silnice I/6 Karlovy Vary – západ řeší dokončení výstav-by čtyřpruhové komunikace I/6 v západní části města Karlovy Vary a její provi-zorní napojení na rychlostní komunikaci R6 před obcí Hory. Kapacitní i doprav-ní parametry nové komunikace umožňují převést dopravní zátěž z města ve směru na Cheb a mimoúrovňovými křižovatkami se napojuje doprava z komunikace I. třídy I/20 a z komunikací II. třídy II/220 a II/222.

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

368, Mastertop® 1110, Masterseal® 332 Antigraffiti

Z A D Á N Í O D I N V E S T O R A ŘSD (A GDS)• Sanace otvorů po distančních trubičkách • Aplikace nátěru OS-B – pilíře a opěry RAL9001

• Aplikace nátěru OS-B – nosná konstrukce RAL9002 • Aplikace nátěru Antigraffiti – pilíře a opěry • Aplikace nátěru OS-C – nosná konstrukce nad tratí RAL9002 („ochrana proti

kouřovým plynům“) • Celková plocha nátěrů – cca 26 000 m2.


Nosná konstrukce SO 207 se skládá ze 3 typů konstrukčních prvků, a to:• 1. SO 207A – spojitá kce z podélně předpjatých mostních prefabrikovaných

nosníků T 93 spřažené s deskou přes příčníky nad jednotlivými pilíři – OP1 až P8 – cca 135 m x 2 mosty

• 2. SO 207B – v podélném směru spojitá komůrková konstrukce ze segmen-tových prefabrikovaných dílců letmo montovaných – cca 501 m x 2 mosty

• Pilíře konstrukce SO 207 a SO 207B. Pilíře se v rovině kolmé na osu mostu mírně kónicky souměrně rozšiřují – rozšíření jedné strany je ve směru od osy mostu na výšku 3 m o cca 0,275 m, čímž vzniká tvarové řešení do písmene V.

S ohledem na polohu celé estakády v intravilánu města Karlovy Vary byl navr-žen dvoubarevný celoplošný sjednocující a protiimisní nátěr doplněný navíc ve spodní části konstrukce do výšky cca 5 m Antigraffiti nástřikem jako ochra-na proti „sprejerům“.

F I N Á L N Í Ř E Š E N Í T E C H N O L O G I Í BASFPro celý objekt estakády byl navržen celoplošný ochranný systém povrcho-vých ploch aplikovaný v jednotlivých technologických krocích:• Omytí konstrukce tlakovou vodou• Aplikace navrhovaných systémů z mobilních věží (plošin)• Vysprávky otvorů po distančních trubičkách a kosmetických vad sanačními

hmotami EMACO S88C a R305 dle příslušných technických listů a TKP • Sjednocující nátěry Masterseal® 368, Mastertop® 1110 a Masterseal®

332 Antigraffiti

Pro celoplošnou povrchovou úpravu estakády byl zvolen sjednocující nátěr (ve dvou pracovních krocích) na bázi akrylátů produktem Masterseal® 368 pomocí technologie stříkání airless, která zajišťuje homogenní nástřik. Tímto způsobem je dosažen široký a rovnoměrný nános materiálu na celou plochu konstrukce estakády. Použitý materiál splňuje požadavky kladené ČSN EN 1504-2 i TKP MSDS na odolnosti vůči chloridům, na stálobarevnost apod. a je zařazen dle TP 89 (ŘSD/MDS-OPK) do skupiny OS-B jako nános pro nepo-jížděné plochy. Nátěry spodních ploch nosné konstrukce nad provozovanou železniční tratí byly provedeny tzv. nátěry proti kouřovým plynům materiálem na bázi vodou ředitelných epoxidů Mastertop® 1110. Tento materiál je zařazen pro svoji zvýšenou odolnost dle TP 89 (ŘSD/MDS-OPK) do skupiny OS-C jako nános se zvýšenou hutností pro nepojížděné plochy. Spodní části konstruk-ce do výšky možného zásahu sprejerů byly opatřeny ochranným nástřikem (v souladu se zpracovaným a schváleným TPP pro aplikaci nátěru na ochranu konstrukcí proti sprejerům) materiálem Masterseal® 332 Antigraffiti.

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

Obr. 1 Celkový pohled na estakádu

Obr. 2 Sanace otvorů po distančních trubičkách hmotami EMACO

Obr. 3 Aplikace nástřiku sjednocujícího nátěru Masterseal® 3681

2

3



Veškeré práce v průběhu výstavby proběhly dle plánovaného harmonogra-mu. Všechny systémy po roce provozu nevykazují žádné poruchy nebo záva-dy. Realizované dílo je jedním z významných projektů realizovaných na území Karlovarského kraje a pomáhá s řešením stávající dopravní situace v centru města Karlovy Vary.

Popsaná aplikace je příkladem úspěšné realizace systémů společnosti BASF při dodržování přísných kvalitativních požadavků uvedených v TKP MSDS, ČSN EN 1504-2 a současně realizace prací ve velmi krátkém termínu s použitím strojních aplikací materiálů.

Společnost BASF Stavební hmoty Česká republika s. r. o. nabízí široké spek-trum produktů a technologií, které je možné úspěšně použít v kterékoli fázi stavby, tedy nejen pro finální úpravu povrchů betonových a železobetonových konstrukcí a také v kterémkoli odvětví stavebnictví.

TE C H N O L O G I E BASF P O U Ž I T E L N É V R Á M C I V Ý S T A V B Y M O S T N Í C H K O N S T R U K C Í

Číslo Název Technologie Materiál

1 Spodní stavba

Injektáže Masterflex

Pracovní a dilatační spáry Pásy a bobtnavé pásky

Řízená pracovní spára Masterflex® 850

2 Izolace spodní stavbyBitumenová PCI Pecimor F

Cementová PCI Dichtschlämme®

3Sanace a vysprávky mostů

Cementové EMACO® R 305, EMACO® S88C

Epoxidové Mastertop® P 605

4 LožiskaPlastmalty Mastertop® P 605

Cementové PCI Vergussmörtel

5 Zálivky – kotvení

Cementové PCI Vergussmörtel


Ostatní Masterflow® 102 CS

6 Mostovka – vysprávky

Cementové EMACO® T 450


Trhliny PCI Apogel® F

7 Izolace mostovkyStříkaná Conipur M 800

Asfaltové pásy Mastertop® P 605

8 Izolace žlabu

Nátěrová Mastertop® P 605/Conipur TC 459

Epoxidehtová Masterseal ED

Stříkaná Conipur M 800

9 Chodníky – povrchy

Nátěrové Mastertop® P 605/Conipur TC 458

Epoxidové Mastertop® 1110

Hydrofobizační Masterseal® 303

Pojížděné (izolační) Systém Conideck

10Tmelení pracovních a dilatačních spár

Zvýšené zatížení PCI Escutan TF

Ostatní Masterflex® 474

Cementové FlexiJoint

11Nátěry – hydrofobizace

Transparentní Masterseal® 303

Akryl (barevná) Masterseal® 368, Masterseal 367® E

12 AntigraffitiJednorázové Masterseal® 332 Antigraffiti

Semipermanentní Masterseal® 352

13 Inhibitor koroze Silan (migrující) Protectosil® CIT

14 Krystalizace Cementové Masterseal® 501

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

Za BASF Stavební hmoty Česká republika s. r. o.

Ladislav Dvořá[email protected]

Ing. Libor Hlisníkovský[email protected]

www.basf-sh.cz

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

Obr. 4 Mobilní věž pro aplikaci nástřiků

Obr. 5 Pohled na spodní část konstrukce ošetřené nástřikem Masterseal® 368

Obr. 6 Detail nástřiku sjednocujícího nátěru Masterseal® 368

Obr. 7 Příprava materiálu pro aplikaci

7

6

5

4

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

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

N A V R H O V A N I E Z L O Ž E N I A V Y S O K O H O D N O T N Ý C H B E T Ó N O V


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

J AC E K Ś L I W I Ń S K I , T O M A S Z T R AC Z , T I B O R Ď U R I C A

Používanie vysokohodnotných betónov (HPC) nadobúda v celosvetovom rozsahu stále väčšieho významu a výroba HPC nadobúda stále väčších objemov. V príspevku je uvád-zaná metóda navrhovania zloženia zmesí čerstvého betónu pre HPC, prostredníctvom ktorej je možné zabezpečiť splnenie požiadaviek zákazníka na kvalitu HPC.Application of the High Performance Concretes (HPC) con-stantly acquires higher importance in the global scale and production of HPC acquires higher extent. The method of the design compound of fresh melds of concrete for the HPC, by means of it is possible to ensure fulfilment of claims of the customer for quality of HPC is presented in this paper.

V Š E O B E C N Á C H A R A K T E R I S T I K A V Y S O K O H O D N OT N Ý C H B E T Ó N O V A I C H P O N Í M A N I E

Úvodom je treba podčiarknuť, že popisovaná skupina novodo-bých cementových kompozitov vychádza z tradičného obyčaj-ného hutného betónu. Stanovuje jeden z efektov konzekvent-nej a už desiatky rokov vykonávanej modifikácie tradičného oby-čajného hutného betónu. Cieľom modifikácie bolo redukova-nie „prirodzených” nedokonalostí tohto materiálu. Popisované vysokohodnotné betóny ukazujú príklad, ako postupne elimi-nujúc nedostatky tradičného materiálu, možno získať materiál o nových a v naproste väčšine hodnotnejších vlastností.

Poňatie vysokohodnotného betónu nie je do týchto čias jednotne definované, dôkazom čoho je pretrvávajúca disku-sia, napr. na konferencii [1], [2]. Bola prijatá dohoda, že betó-ny o pevnosti vyše C40/50 sa budú nazývať vysokohodnotné betóny (HPC – High Performance Concrete), ktoré však okrem vysokej pevnosti v tlaku sú charakteristické aj inými technic-ky významnými vlastnosťami na vyššej úrovni. Rozhodujúca je tu trvanlivosť betónu v konkrétnych korozívnych podmienkach, nízka permeabilita plynov a pár, vysoká odolnosť proti opotre-bovanie a pod.

Vzhľadom na rýchly pokrok v technológii vysokohodnotných cementových betónov – vo väzbe na pokroky v technológii cementu, prísad a minerálnych prímesí – sa postupne objavili spresňujúce ponímania týchto betónov: VHPC (Very High Per-formance Concrete), kde sa vyžadujú pevnosti v tlaku od 100 do 150 MPa, a taktiež betóny UHPC (Ultra High Performan-ce Concrete), kde sa dosahujú pevnosti v tlaku vyše 150 MPa. Do tejto skupiny je možné zaradiť aj betóny z reaktívnych práš-kových materiálov RPC (Reactive Powder Concrete), kde hod-nota reálne dosahovanej maximálnej pevnosti v tlaku (v labora-tórnych podmienkach) sa očakáva okolo 350 MPa [3].

V súčasnosti širšieho praktického použitia dosiahli hlavne vysokohodnotné betóny HPC, tj. betóny tried od C60/75 až C100/115, ktoré sa použili pri zhotovovaní vysokých budov zo železobetónu, mostných konštrukcií alebo vozoviek [4]. V prípa-de praktického použitia betónov VHPC a UHPC ide zatiaľ skôr o experimentálne objekty. Príkladom takýchto experimentálnych objektov zhotovených z cementového kompozitu z reaktívnych

práškov (RPC) je lávka pre peších a pre cyklistov v Sherbrooke (Kanada), podrobne popísaná v [3], alebo viadukt v Saint-Pier-re-la Cour (Francúzsko) [16].

Hlavným dôvodom, prečo projektanti siahajú po využívaní vysokohodnotných betónov (HPC), je možnosť zmenšenia prie-rezov konštrukčných prvkov a vďaka tomu určité zníženie vlast-nej hmotnosti konštrukcie, ako aj získanie prvkov železobetóno-vej konštrukcie o vysokej trvanlivosti a tým zvýšenie životnos-ti stavby.

V Y S O K O H O D N OT N Ý B E T Ó N – HPC – A K O D V O J Z LO Ž K O V Ý Z R N I T Ý K O M P O Z I T Aby bolo možné porozumieť takému materiálu, ako je zatvrdnu-tý cementový betón a teda aj betón HPC, je potrebné ozrejmiť hlavné faktory, ktoré vplývajú na jeho jednotlivé vlastnosti. Naj-lepšie je použiť najjednoduchší model betónu, akým je model dvojzložkového kompozitu so zrnitým plnivom. V tomto mode-li (obr. 1) jednou z fáz sú zrná kameniva, druhou zase zatvrdnu-tý cementový kameň.

Predkladaný model vychádza z určitých predpokladov, ktoré nie sú vždy príliš zreteľné a nemajú vždy rovnakú vypoveda-ciu hodnotu, pretože ani materiál zŕn kameniva, ani zatvrdnutý cementový kameň nie sú rovnorodými, homogénnymi fázami. Takže aj oni by mohli byť predstavené ako materiály viaczložko-vé. Napriek tomu predkladaný model úplne vyhovuje pre ďal-šie úvahy.

Je zrejmé, že jednotkový objem výsledného materiálu/betónu zodpovedá objemu jednotlivých zložiek: zatvrdnutého cemen-tového kameňa (Vck) a kameniva (Vk). Pretože materiál/betón pozostáva iba z týchto dvoch zložiek, súčet ich objemov sa musí rovnať jednotke objemu (Vck + Vk = 1). Každá z týchto zložiek je charakterizovaná svojimi vlastnosťami (Wck) i (Wk), napr. pevnos-ťou v tlaku, pórovitosťou apod. Hľadajúc úlohu objemov zložiek a ich vlastností je možné ohodnotiť vlastnosť materiálu z nich zloženého, tj. betónu (Wb) nasledovne:

Wb = Vck Wck + Vk Wk. (1)

Rovnica (1) jednoduchým spôsobom popisuje vplyv obje-mu a vlastností jednotlivých zložiek na vlastnosti z nich zho-toveného materiálu/betónu. Z rovnice jasne vyplýva, že čím

Obr. 1 Model zatvrdnutého betónu ako dvojzložkového kompozituFig. 1 The hardening concrete model as a two components composit

1




viac je danej zložky alebo ona obsahuje užitočnejšie, vhodnej-šie vlastnosti, tým intenzívnejšie, užitočnejšie a dôkladnejšie vplýva na vlastnosti kompozitu. Je zrejmé, že rovnica (1) neu-vádza vplyv dôležitého faktora, ktorým v betóne (a iných betó-nu podobným materiálom) je prídržnosť na fázovom rozhra-ní medzi zatvrdnutým cementovým kameňom a povrchom zŕn kameniva.

Predstavený jednoduchý model vedie ku istým výsledkom, dotýkajúcich sa zásad navrhovania zloženia čerstvého betó-nu z pohľadu možnosti získania jeho najdôležitejších technicky významných vlastností. Pozornosť bude venovaná jeho rozho-dujúcim vlastnostiam: pevnosť a pórovitosť (priepustnosť).

Ako je známe, v prípade obyčajného betónu materiál kame-niva má zvyčajne lepšie vlastnosti ako sú vlastnosti zatvrdnu-tého cementového kameňa. Pevnosť materiálu kameniva (fk) je značne väčšia ako je pevnosť zatvrdnutého cementového kameňa (fck), naproti tomu pórovitosť je značne nižšia. Z rov-nice (1) vyplýva záver, že aby bolo možné získať čo najväč-šiu pevnosť, je treba z jednej strany ohraničiť v betóne objem zatvrdnutého cementového kameňa na úkor objemu kameni-va, z druhej strany využiť dostupné prostriedky s cieľom priblí-ženia jeho pevnosti ku pevnosti materiálu kameniva.

Pokiaľ ide o získanie betónu o čo možno najnižšej priepust-nosti, je zrejmé, že zložkou najväčšej pórovitosti (a to pórovitos-ti otvorenej) je cementový kameň, druhá v poradí pre migrujú-ce médium je prechodová vrstva na fázovom rozhraní „cemen-tový kameň – povrch zrna kameniva“. Táto úvaha by pouka-zovala na cielené ohraničenia obsahu cementového kameňa a na redukovanie jeho pórozity a priepustnosti“. Z toho isté-ho dôvodu musí byť redukovaná aj veľkosť plochy prechodovej vrstvy na fázovom rozhraní a musí byť zodpovedajúco zabez-pečená aj jej kvalita.

Samozrejme, že problém nie je taký jednoduchý a jednoznač-ný, ako je uvedené, pretože okrem pevnosti či pórovej štruktúry a priepustnosti sú ešte ďalšie pohľady, ktoré rozhodujú o nevy-hnutnom obsahu cementovej pasty v čerstvom betóne, resp. objeme zatvrdnutého cementového kameňa v betóne, a to pre-dovšetkým spracovateľnosť čerstvého betónu.

Z uvedených úvah vyplýva, že vlastnosti betónu môžu byť vo všeobecnosti formulované cez:• zodpovedajúcu špecifikáciu požiadaviek na vlastnosti, ako aj

zodpovedajúci výber objemu cementovej pasty,• zodpovedajúcu špecifikáciu požiadaviek na vlastnosti, ako aj

zodpovedajúci výber objemu zmesi kameniva,• zodpovedajúce vytváranie kvalitnej väzby (súdržnosti) a hrúb-

ky prechodovej vrstvy na fázovom rozhraní, na ktorej ona vystupuje.Navrhovanie zloženia každého betónu, a teda aj betónu

vysokohodnotného, vo všeobecnosti vychádza z požiadavky na zabezpečenie vyžadovaných vlastností a potrebného množ-stva týchto troch faktorov.

Žiada sa podčiarknuť, že obidve najdôležitejšie požiadavky kladené na HPC (vysoká pevnosť v tlaku a vysoká trvanlivosť) sú synergické, nakoľko činitele, ktoré umožňujú získanie vyso-kých pevností, zároveň zabezpečia aj vysokú trvanlivosť a vice versa.

Úloha, ako získať betón čo možno najvyššej pevnosti a naj-nižšej porozity a priepustnosti, je v konečnom dôsledku funk-ciou:

• maximalizácie pevnosti a hutnosti zatvrdnutého cementového kameňa, čo súvisí hlavne s minimalizáciou vodného súčiniteľa, ako aj použitím vhodných minerálnych prímesí,

• maximalizácie pevnosti a minimalizácie medzerovitosti zmesi kameniva, čo súvisí s výberom horniny, zrnitosťou kameniva a jeho tvarovým indexom,

• maximalizácie väzbových síl, ktorými sú spájané tieto dva kom-ponenty, ako aj hutnosti prechodovej vrstvy na fázovom roz-hraní, čo je spojené s obidvomi vyššie uvedenými faktormi.Nie je tu možné zabudnúť na dôležitosť ďalších technologic-

kých faktorov, ako je dobrá spracovateľnosť, efektívnosť zhut-ňovania a ošetrovanie čerstvého betónu atď.

Základné požiadavky dotýkajúce sa zložiek vysokohodnotných betónov HPCPre výrobu vysokohodnotného betónu podľa doterajších charak-teristík je potrebné zabezpečiť zložky zodpovedajúcich vlastností, tj. cementu, kameniva, plastifikačnej a vodu redukujúcej prísady, ako aj minerálnych prímesí.

Ako spojivo sa najčastejšie používa cement o skutočnej pevnosti v tlaku nad 45 MPa, ktorého mineralogické zloženie a jemnosť mletia umožňuje získať hutnú mikroštruktúru vznik-nutého zatvrdnutého cementového kameňa. Pretože vysoko-hodnotný betón HPC sa spravidla vyrába za použitia super -plastifikátorov odporúča sa, aby použitý cement obsahoval málo (< 10 %) hlinitanu trojvápenatého (C3A). Obsah C3A totiž vplýva na efekt stekutenia čerstvého betónu a na jeho stabilitu v závis-losti od času [5]. Podrobnejšie poznatky dotýkajúce sa možnosti použitia rôznych druhov cementov sú uvedené v práci [6].

Ako plnivo sa používa kamenivo z hornín, ktorých vlastnosti sú vždy lepšie, ako zatvrdnutého cementového kameňa. Kame-nivo musí byť dobrej kvality, z hornín vysokej pevnosti, zrnitosť kameniva, tvar a povrch zŕn musí umožniť vysokú prídržnosť s cementovým kameňom na fázovom rozhraní a minimálny obsah cementového tmelu. Odporúčaná veľkosť zŕn hrubého kameniva dmax nemá byť nad 10 až 15 mm [7] (v Európe 8 až 16 mm). Používanie väčších zŕn spôsobuje väčšiu nerovnoro-dosť betónu, ako aj koncentráciu napätí v zaťaženom materiále a v konečnom dôsledku zníženie jeho pevnosti.

Ako už bolo uvedené, dosiahnutie nízkych hodnôt vodné-ho súčiniteľa w/c nie je možné bez použitia vysokoefektívnych superplastifikátorov, ktoré na strane jednej umožnia získať teku-tú konzistenciu čerstvého betónu pri veľmi nízkom vodnom súčiniteli, na druhej strane zase spôsobia dezagregáciu zhlu-ku zŕn cementu, umožňujúc lepšie využitie spojiva v dôsledku zväčšenia jeho merného povrchu. Treba tu však upozorniť, že efektívnosť superplastifikačnej prísady závisí od druhu použité-ho cementu, ako aj od druhu minerálnych prímesí [6]. Z tohto dôvodu musí byť táto efektívnosť vždy experimentálne preuká-zaná pre konkrétnu prísadu a pre konkrétny cement – ich vzá-jomná kompatibilita.

Ďalšou zložkou vysokohodnotného betónu HPC sú jemno-zrnné minerálne prímesi. Najčastejšie sa do HPC používa kre-mičitý úlet [17], ktorý vďaka amorfnej štruktúre SiO2, veľmi veľ-kej jemnosti (častice ≤ 1 μm), veľmi veľkému špecifickému povrchu (okolo 20 m2/g) a s tým súvisiacej chemickej aktivite, úspešne modifikuje tvrdnúci cementový tmel, a tým aj cemen-tový tmel v prechodovej vrstve na fázovom rozhraní povrchu zŕn kameniva. Kremičitý úlet tu môže vystupovať v stave „naturál-




nom“, tj. v stave v akom bol získaný pri výrobe ferrosilícia, alebo v stave granulovanom. Chemické zloženia a fyzikálne vlastnos-ti kremičitého úletu sú garantované výrobcom. Jednou z roz-hodujúcich vlastností granulovaného kremičitého úletu musí byť jeho schopnosť ľahko dispergovať vo vode počas mieša-nia čerstvého betónu a teda návrat do vysokého stupňa jem-nosti. Perspektívnou prímesou vhodnou ku výrobe HPC sa javí aj metakaolín [19].

Vysokohodnotné betóny HPC nižších tried (do okolo C60/75) je možné bežne v praxi vyrobiť ak sa použije cement minimálne triedy CEM I 42,5; bežné kvalitné prírodné ťažené alebo drve-né kamenivo a kvalitná plastifikačná prísada. Ak chceme vyrobiť HPC triedy nad C70/85, musí byť kamenivo vyrobené z hornín vysokej pevnosti a kvalite „A“. Ukazuje sa, že rovnako je nevy-hnutné aj použitie kremičitého úletu, resp. inej minerálnej prí-mesi a superplastifikátora.

V Ý P O Č E T H M OT N O S T N É H O Z LO Ž E N I A HPC

Ohraničenia doteraz používaných metód a vybrané súčasné závislosti medzi zložením a vlastnosťami betónuZloženia čerstvého betónu HPC sa navrhuje predovšetkým experimentálnymi metódami [8]. Vyplýva to najmä z toho, že čerstvý betón nie je jednoduchou trojzložkovou zmesou. V dôsledku použitia superplastifikátorov, ako aj minerálnej prí-mesi sa zmes stáva minimálne päťzložkovou, vlastnosti ktorej sú veľmi závislé od kvalitatívnych a kvantitatívnych zmien jej zlože-nia. Známe sú tiež práce, kde autori pri navrhovaní zloženia čers-tvého betónu používajú čiastočne analytické metódy [9], [10].

Známe a všeobecne používané metódy navrhovania zlože-nia zmesi čerstvého betónu obyčajných betónov vychádzajú zo závislosti pevnosti v tlaku od zloženia zmesi (rovnice Bolo-mey‘a, Abrams‘a atď.), ktoré v prípade HPC nie sú aktuálne. Je to v dôsledku toho, že v prípade HPC sa používajú nízke, resp. veľmi nízke hodnoty vodného súčiniteľa v/c, obvykle pod hod-notu 0,35 (c/v = 2,8), čo určuje hranice použitia rovnice Bolo-mey‘a.

Podobne, avšak z dôvodu použitia plastifikačných prísad sa neaktuálnym stáva tradičný vzťah konzistencie čerstvého betó-nu, stanovujúci potrebnú dávku zámesovej vody od množstva cementu a kameniva.

Jednou z troch základných rovníc, ktoré zo zrejmých dôvodov si aj naďalej zachovali svoju dôležitosť, je nižšie uvedená rovni-ca (2), kde súčet absolútnych objemov všetkých zložiek sa má rovnať objemu zhutneného čerstvého betónu.

ρ+ρ

+ρ

+ρ

+ρ

+ρ

= , (2)

kde C, P, Khr, Ps, Pr, V je obsah použitého cementu, piesku, hru-bého kameniva, prímesí, prísad a vody [kg/m3], ρc, ρp, ρkhr, ρps, ρpr, ρv, jsou objemové hmotnosti jednotlivých zložiek [kg/m3] alebo [kg/dm3].

Výsledky najnovších výskumov dotýkajúcich sa relácii medzi zložením a vlastnosťami HPC pomaly túto medzeru vyplňu-jú. Rovnicu typu Bolomey‘a je možné vo všeobecnosti nahra-diť napr. overeným vzťahom podľa Larrard‘a [11], podľa ktorého pevnosť v tlaku HPC s prímesami (najlepšie s kremičitým úle-tom) tvrdnúceho 28 dní v normálnych podmienkach je:

=+

− −

⎡

⎣⎢

⎤

⎦⎥

, (3)

kde kk je súčiniteľ vyjadrujúci vplyv druhu použitého kameni-va [-] (pre väčšinu kamenív používaných do HPC je v rozmedzí od 4,9 do 5,2), kc skutočná pevnosť cementu [MPa], v/c vodný súčiniteľ [-], kú/c obsah kremičitého úletu v prepočte na hmot-nosť cementu [kg/kg].

Na obr. 2 je uvedená závislosť vypočítaná podľa rovnice (3) pri použití kameniva kk = 4,9 a skutočnej pevnosti použitého cementu kc = 45 MPa.

V prípade, keď nie je použitý kremičitý úlet (kú/c = 0), rovni-ca (3) sa zmení na:

=+⎡⎣ ⎤⎦

, (4)

výsledkom ktorej je krivka v tvare paraboly (obr. 3), veľmi pripo-mínajúca priebeh lineárnej závislosti Bolomey‘a.

Ďalšie informácie dotýkajúce sa všeobecných, experimentál-nych a analytických závislostí medzi kvantitou a kvalitou sklad-by čerstvého betónu a vlastnosťami čerstvého a zatvrdnutého betónu sú uvedené napr. v práci [10].

Obr. 2 Krivky závislosti 28 dňovej pevnosti v tlaku vysokohodnotného betónu HPC od vodného súčiniteľa a obsahu kremičitého úletu vo väzbe na množstvo cementu kú/c (uvažované kk = 4,9 a skutočná pevnosť cementu kc = 45 MPa)

Fig. 2 The current curve of 28 days compressive strength of the high performance concrete (HPC) to water cement ratio and content silica fume in the linkage to cement content (kú/c) (considering kk = 4.9 and real cement compressive strength kc = 45 MPa)

Obr. 3 Krivky závislosti 28 dňovej pevnosti v tlaku vysokohodnotného betónu HPC bez kremičitého úletu od vodného súčiniteľa w/c podľa de Larrard’a (plná čiara) a podľa Bolomey’a (prerušovaná čiara). Podobne ako na obr. 2, aj tu je uvažované kk = 4,9 a skutočná pevnosť cementu kc = 45 MPa

Fig. 3 The current curve of 28 days compressive strength of the high performance concrete (HPC) without silica fume to water cement ratio w/c according to de Larrard (full line) and to Bolomey (dash line). Analogous to the Fig. 2, also here is considering kk = 4.9 and real cement compressive strength kc = 45 MPa).

Obr. 4 Vývojový diagram popisujúci spôsob postupu navrhovania zloženia HPC

Fig. 4 The development chart interpreting the approach of order proposing compound of the HPC

Obr. 5. Krivky závislosti 28 dňovej pevnosti v tlaku HPC od vodného súčiniteľa v/c pri stálych hodnotách kg = 4,9; kc = 50 MPa a kú/c = 0,10

Fig. 5 The current curve of 28 days compressive strength of the high performance concrete (HPC) to water cement ratio w/c by constant values kg=4,9; kc=50 MPa a kú/c=0,10




Proces navrhovania hmotnostného zloženia HPCProces navrhovania hmotnostného zloženia HPC musí prebiehať podľa schémy na obr. 4.

PríkladJe potrebné navrhnúť a vyrobiť betón o pevnosti v tlaku fc28 = 110 MPa pri dosiahnutí konzistencie čerstvého betónu 200 mm sadnutie kužeľa podľa Abramsa.

Na výrobu takto špecifikovaného betónu sa navrhuje použiť tieto zložky:• cement CEM I 42,5 o skutočnej pevnosti tlaku kc = 49,5 MPa

a hustoty ρc = 3,1 kg/dm3,• kamenivo suché pozostávajúce z:

- kremičitého riečneho piesku 0/2 o objemovej hmotnosti zŕn ρp = 2,65 kg/dm3 v množstve 35 %,

- drveného čadičového kameniva o objemovej hmotnosti zŕn ρčadič = 2,9 kg/dm3: frakcia 2/8 mm v množstve 30 %, frak-cia 8/16 mm v množstve 35 %,

(dávkovanie týchto troch frakcií kamenív je stanovené osobit-ne, využívajúc kritérium minimálnej medzerovitosti, uvedené napr. v [12]; pri takejto skladbe zrnitosti kameniva jeho medze-rovitosť v stave zhutnenom dosiahla 28 %),

• superplastifikátor na báze éteru polykarboxylátu o hustote 1,15 kg/dm3, zloženia: 40 % živice a 60 % vody,

• kremičitý úlet Silimic (huta Łaziska) v „prirodzenom” stave o hustote ρkú = 2,2 kg/dm3,

• voda z vodovodu o hustote ρw = 1,0 kg/dm3.Dávka kremičitého úletu (KÚ) sa navrhuje 10 % z hmotnos-

ti cementu (C), tj. najčastejšie používané množstvo; na zákla-de známeho súčiniteľa čadičového kameniva kg = 4,9 a zná-mej skutočnej pevnosti cementu kc = 49,5 MPa sa na zákla-de uvedenej rovnice de Larrard‘a vypočíta vodný súčiniteľ v/c. Možné je ho tiež získať na základe závislosti od skutočnej pev-nosti cementu podľa kriviek uvedených na obr. 4, ktoré ukazujú závislosti tejto rovnice s ohľadom na w/c pri dodržaní rovnaké-ho obsahu pomeru kremičitý úlet/cement kú/c = 0,10 a súčini-teľov charakterizujúcich vplyv kameniva a cementu na pevnosť betónu (kg = 4,9; kc = 50 MPa).

V uvádzanom príklade z vyžadovanej pevnosti v tlaku 110 MPa vyplýva v/c = 0,28 (obr. 5).

Ak dávka cementu v betóne bude 480 kg/m3 (v betónoch HPC sa obsah cementu pohybuje v rozmedzí od cca 400 do cca 500 kg/m3), je možné stanoviť zloženie cementové-ho tmelu:

2

3

5 4




• cement CEM I 42,5 = 480 [kg/m3],• voda 480 . 0,28 = 135 [dm3/m3],• kremičitý úlet 480 . 0,10 = 48 [kg/m3].

Za týchto podmienok absolútny objem cementového tmelu (Vct) je:

Vct = C/ρc + V/ρv + KÚ/ρkú = = 480/3,1 + 135/1,0 + 48/2,2 = 311,6 [dm3]

Porovnávajúc medzerovitosť kameniva (28 % objemu, teda 280 dm3/m3), z objemu cementového tmelu je vidieť, že urči-te budú preplnené medzery v kamenive a zrná kameniva budú dostatočne obalené cementovým tmelom. Objem cementové-ho tmelu je o cca 12 % väčší ako je objem medzier v kame-nive.

Aby bolo vyrobené 1 m3 zmesi čerstvého betónu, je potrebné do vypočítaného množstva cementového tmelu dodať zodpo-vedajúci objem kameniva (Vk), ktorý sa vypočíta z rovnice:

Vk = 1000 – Vct = 1000 – 311,6 = 688,4 [dm3].

Priemerná hodnota objemovej hmotnosti zŕn piesku ρp a hru-bého kameniva ρk vyššie uvedenej zrnitosti má hodnotu:

ρk = 0,35 ρp + 0,65 ρčadič = 0,35 . 2,65 + 0,65 . 2,9 == 2,813 [kg/dm3],

z čoho vyplýva hmotnosť použitého kameniva (Kg):

Kg = Vk ρk = 688,4 . 2,813 = 1936 [kg]

a objem jeho zložiek: • riečny kremičitý piesok P = 1936 . 0,35 = 678 [kg/m3]• drvené čadičové

kamenivo 2/8 mm HK2/8 = 1936 . 0,30 = 581 kg/m3]• drvené čadičové

kamenivo 8/16 mm HK8/16 = 1936 . 0,35 = 678 [kg/m3]Z uvedeného vyplýva počiatočné zloženie čerstvého betónu:

• cement CEM I 42,5 480 [kg/m3],• voda 135 [dm3/m3],• riečny kremičitý piesok 0/2 mm 678 [kg/m3],• drvené čadičové kamenivo 2/8 mm 581 [kg/m3],• drvené čadičové kamenivo 8/16 mm 678 [kg/m3],• kremičitý úlet Silimic 48 [kg/m3].

Ostáva ešte určiť dávku superplastifikátora, ktorá zabezpečí vyžadovanú konzistenciu navrhnutého zloženia čerstvého betó-nu charakterizovanú sadnutím kužeľa podľa Abramsa 200 mm. Za týmto účelom sa vykonajú skúšky na zámesi objemu min. 50 dm3 [13].

Predpokladajme, že skúšky preukázali, že potrebná dávka superplastifikátora je 1,5 % z hmotnosti cementu, tj. 480 . 0,015 = 7,2 [kg], čo pri hustote prísady 1,15 kg/m3 v pre-počte predstavuje objem 7,2/1,15 = 6,26 [dm3/m3]. Treba pri-pomenúť, že v takejto dávke prísady je prítomná voda o obje-me 7,2 . 0,6 = 4,3 [dm3], ktorá musí byť započítaná do dávky zámesovej vody.

Zloženie čerstvého betónu obsahujúce už aj superplastifikátor je teda nasledujúce:• cement CEM I 42,5 480 [kg/m3],• voda 135 – 4,3 = 130,7 [dm3/m3],• riečny kremičitý piesok 0/2 mm 678 [kg/m3],• drvené čadičové kamenivo 2/8 mm 581 [kg/m3],• drvené čadičové kamenivo 8/16 mm 678 [kg/m3],

Literatúra:[1] Aïtcin P-C.: Trwały wysokowartościowy beton – sztuka

i wiedza, materiały Konferencji Dni betonu – tradycja i nowoczesność, Stowarzyszenie Producentów Cementu i Wapna, Polski Cement, Szczyrk 2002, 7–36

[2] Olek J.: Betony wysokowartościowe – przegląd technolo-gicznych doświadczeń w USA, jak poz.1, 91-112

[3] Blais P. Y., Couture M.: Precast, prestressed pedestrian bridge – world’s first reactive powder concrete structure, PCI Journal, Sep./Oct. 1999,60-71

[4] Ajdukiewicz A.: Rozwój badań i zastosowań betonów wysokowartościowych, materiały Konferencji Beton na progu nowego millenium, Stowarzyszenie Producentów Cementu i Wapna, Polski Cement, Kraków 2000, 413-431

[5] Kucharska L.: Tradycyjne i współczesne domieszki do betonu zmniejszające ilość wody zarobowej, Cement-Wapno-Beton, 2/2000, 46–61

[6] Giergiczny Z., Małolepszy J., Szwabowski J., Śliwiński J.: Cementy z dodatkami mineralnymi w technologii betonów nowej generacji, Wyd. Instytut Śląski, Opole 2002

[7] Neville A. M.: Properties of concrete, IVth and final ed., Prentice Hall, 2000

[8] Aïtcin P-C.: Béton haute performance, Eyrolles, Paris, 2001[9] de Larrard F., Sedran T.: Mixture-proportioning of high per-

formance concrete, Cement and Concrete Research, 32 (2002), 1699–1704

[10] de Larrard F.: Concrete mixture proportioning. A scientific approach, F&FN SPON, London, New York, 1999

[11] de Larrard F., Gorse J. F., Puch C.: Comparative study of various silica fume as additives in high performance cementitious materials, Materials and Structures, vol. 25, 1992, 265–272

[12] Śliwiński J.: Beton zwykły – projektowanie i podstawowe właściwości, Polski Cement, Kraków 1999

[13] Śliwiński J., Czołgosz R.: Spostrzeżenia z praktycznego pro-jektowania składu betonów samozagęszczalnych, materiały IV Symp. Naukowo-Technicznego Reologia w technologii betonu, Politechnika Śląska, Górażdże Cement, Gliwice, 2002, 53–60

[14] Śliwiński J.: Komputer w projektowaniu składu betonów cementowych, jak poz.4, 159–171

[15] de Larrard F., Fau D.: Logiciel d’aide à la formulation des bétons – BETONLAB, Presses de l’ENPC, Paris 1996

[16] Premier pont en Ductal® en France, Magazyn Béton[s], Nov/Dec 2005, pp.53

[17] Nocuń-Wczelik W.: Pył krzemionkowy – właściwości i zastosowania w betonie, Polski Cement, Kraków, 2005

[18] Ďurica T.: Trvanlivosť betónu vo vzťahu k špecifikáciám požiadaviek na kvalitu podľa normy STN EN 206-1. Inžinierske stavby, roč. 51, č. 2/2003, Bratislava, 2003, s. 28–35.

[19] Hela R.; Bodnárová, L.: Vysokopevnostní betony (HSC) s využitím metakaolinu. In METAKAOLIN 2007. Brno. 2007. p. 23–31. ISBN 9788021433397.

[20] de Larrard F., Sedran T.: Une nouvelle approche de la for-mulation des bétons,

[21] http://www.lcpc.fr/fr/produits/betonlabpro/index.dml

• kremičitý úlet Silimic 48 [kg/m3],• superplastifikátor 6,26 [dm3/m3].

Následne sa na základe vyššie uvedenej receptúry na 1 m3

h.b. vyrobí skúšobná zámes a znovu sa skontroluje konzistencia zmesi a obsah vzduchu v čerstvom betóne. Zo zmesi sa vyrobí potrebný počet vzoriek na stanovenie pevnosti v tlaku skúma-ného betónu, ako aj na zistenie priebehu pevnosti v závislosti od času, príp. aj iné vyžadované vlastnosti navrhovaného vyso-kohodnotného betónu HPC.

Ak dosiahnuté výsledky zatvrdnutého betónu nie sú v zhode so špecifikovanými požiadavkami, treba vykonať nevyhnutné korek-túry zloženia čerstvého betónu a celú procedúru opakovať.

Počítačové programy navrhovania zloženia HPC Pri navrhovaní zloženia čerstvého betónu HPC sa čoraz častej-šie využívajú programy výpočtovej techniky [14]. Samozrejme, že programy musia byť schopné brať do úvahy vplyv takých zlo-žiek betónovej zmesi, ako sú plastifikačná prísada a jemnozrn-ná minerálna prímes, na vlastnosti zmesi čerstvého a zatvrdnu-tého vysokohodnotného betónu. Jedným z takýchto programov je napr. program Betonlab aj Betonlab Pro, ktorých autorom je de Larrard [15, 20].

Z ÁV E R

Používanie vysokohodnotných betónov HPC nadobúda v celo-svetovom rozsahu stále väčšieho významu a výroba HPC stále väčších objemov.

V podmienkach strednej Európy je používanie HPC ešte stále závislé najmä od odvahy investora a projektanta. Z hľadiska zabezpečenia výroby HPC sú k dispozícii kvalitné cementy, kamenivá, prímesi a superplastifikátory a rovnako niet pochýb o tom, že aj stavebné firmy sú schopné zhotoviť betónové konštrukcie na báze HPC. Predkladaná metóda navrhovania zloženia zmesí čerstvého betónu pre HPC môže tejto snahe napomôcť.

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Prof. dr hab. inż. Jacek Śliwiński

Dr inż. Tomasz Tracz

oba: Politechnika Krakowska

Wydział Inżynierii Lądowej

Poľsko

Prof. Ing. Tibor Ďurica, CSc.

Žilinská univerzita v Žiline

Stavebna fakulta


Slovensko

Z V Ý H O D N Ě N É P Ř E D P L AT N É P R O S T U D E N T Y A S TAV E B N Í I N Ž E N Ý RY D O 30 L E T

Zvýhodněná cena za roční předplatné (šest čísel) pro stu-denty a stavební inženýry do 30 let je 270 Kč včetně balného a distribuce (bez DPH). Podmínkou je přiložit k objednávce doklad o studiu, např. kopii studentské karty ISIC, nebo datum narození.

Mott MacDonald Ltd.je jedna z nejv tších sv tových multi-disciplinárních projektov inženýrských konzulta ních spole nostíMott MacDonald Praha, s.r.o. je eská pobo ka mezinárodní spole nosti Mott MacDonald Ltd. Naše organizace poskytuje služby v mnoha oblastech inženýrského poradenství a projektového managementu. Jedná se o poradenské služby, zpracování studií ekonomického hodnocení, zpracování a posuzování všech stup projektové dokumentace, ízení a supervize projekt .

Tyto innosti zajiš ujeme v t chto oblastech:

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

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

sílazkušenosti

Beton_2_05.indd 1 7.3.2005 10:33:55


M O D E R N C O N S T R U C T I O N O F C O N C R E T E R O A D S I N G E R M A N YM O D E R N Á V Ý S T A V B A B E T Ó N O V Ý C H V O Z O V I E K V N E M E C K U



T H O M A S W O L F , W A LT E R F L E I S C H E R

V článku je číselne, grafmi a tabuľkou dokumentovaný nárast intenzity diaľko-vej automobilovej dopravy v Nemecku. Je popísaný návrh konštrukcie a výstav-by betónových diaľnic, ktoré umožnia bezpečnú, spoľahlivú a rýchlu dopravu. Zvýšená pozornosť je venovaná novým úpravám a technologickým postupom, ktoré prispejú k pohodlnejšej jazde a zní-žia únavu vodičov (povrch vozovky, hluková záťaž).This article documents the growth of intensity of long-distance motor transport in Germany, using figures, graphs and a table. It describes the design of the road structure and the construction of concrete motorways which will make safe, reliable, and quick transport possible. The paper emphasizes new modifications and tech-nological procedures which will contribute to more comfortable driving and will redu-ce fatigue of drivers (the road surface, noise load).

Stavebný materiál – betón je nepostráda-teľný pre veľmi zaťažené dopravné plo-chy ako napr. diaľnice, prevádzkové plo-chy letísk, pevné dráhy železníc a pre veľmi zaťažené priemyselné plochy. Tieto plochy musia vyhovovať vysokým požiadavkám na úžitkové vlastnosti a na životnosť a majú sa dať hospodárne zhotoviť. Príslušné vyso-ké požiadavky sú kladené na základné sta-vebné materiály a na betón, ako aj na per-sonálne a technické zariadenie zhotoviteľa stavby. Betón sa spravidla mieša zariade-ním na stavenisku. Ukladanie sa uskutoč-ňuje mechanizovane technikou systému posuvného debnenia (finišerom s klznými bočnicami). Prevádzkové plochy z betónu sa na konci ich životnosti recyklujú na vyso-kohodnotné kamenivá, ktoré sa znovu použijú v nových prevádzkových plochách ako ekologicky nezávadná a hospodárna štrková nosná vrstva pod betónový povrch alebo ako kamenivo nosnej vrstvy s hyd-raulickým spojivom [1].

I N T E N Z I TA C E S T N E J P R E M ÁV K Y

V Nemecku sa za ostatných tridsať rokov takmer zdvojnásobila intenzita prevádzky na spolkových diaľkových cestách (diaľni-cach) (obr. 1).

Priemerná denná intenzita prevádzky na diaľnicach predstavovala v roku 2005 cca 48 300 motorových vozidiel za 24 h pri podiele premávky ťažkých nákladných vozidiel > 3,5 t a autobusov cca. 14,5 %. To zodpovedá približne 7 000 náklad-ným autám za deň. Na mnohých úsekoch je ale zaťaženie niekoľkonásobne vyššie (obr. 2). Najviac zaťažená nemecká diaľni-ca je A 100 kolem Berlína [2].

Medzi rokom 2004 a 2005 stúpla nákladná cestná doprava o 3,2 %. Pre rok 2006 bol na základe pozitívneho hospo-dárskeho rozvoja a silno rastúceho zahra-ničného obchodu prognózovaný príras-tok 4,8 % [3]. Taktiež rozšírenie EÚ resp. stále narastajúca doprava z a do východ-nej Európy vedú k stále vyššiemu zaťa-ženiu nemeckých ciest. Podiel zahranič-ných nákladných vozidiel predstavuje už teraz viac ako 22 %. Tak rastúcou náklad-

Obr. 1 Rozvoj intenzity premávky na spolkových diaľkových cestách a na ostatných cestách mimo obce (pred rokom 1995 len staré spolkové krajiny) [3]

Fig. 1 Development of intensity of traffic on German long-distance as well as other roads outside towns (prior to 1995 only old federal state) [3]

Obr. 2 Vzorový priečny rez nevystuženou betónovou diaľnicou s kotevnými priečnymi škárami a s kotvenými pozdĺžnymi škárami priamo na nosnej vrstve s hydraulickým spojivom [1 ], vrubovanej alebo rezanej v modulovej sieti škár

Fig. 2 Sample cross section of an unreinforced concrete motorway with anchorage transverse joints and anchorage longitudinal joints directly on the load-carrying layer with a hydraulic binding agent [1], ribbed or cut in a modular network of joints

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

Diaľnica Spolková krajina Úsek Priemerná denná intenzita prevádzky

A 100 Berlín Trojuholník Funkturm – Kurfürstendamm 191 400A 100 Berlín Kaiserdamm – trojuholník Funkturm 181 500A 100 Berlín Trojuholník Charlottenburg - Kaiserdamm 176 700A 100 Berlín Kurfürstendamm - Schmargendorf 167 700A 3 Severné Porýnie-Westfálsko Kolín Delibrück – Kreuz Kolín-Východ 165 000

A 100 Berlín Insbrucker Platz – Kreuz Schöneberg 160 500A 3 Severné Porýnie-Westfálsko Kolín Mühlheim – Kolín Drellbrück 158 000A 3 Severné Porýnie-Westfálsko Kreuz Leverkusen - Leverkusen 152 400A 5 Hesensko Frankfurter Kreuz - Zeppelinheim 150 700

A 100 Berlín Alboinstraße – Tempelhofer Damm 148 400

1

priemerná denná premávka v motor. vozidlách/24 h

spolkové diaľnice

spolkové cesty




nou prepravou, ako aj ďalej pribúdajúcou premávkou osobných motorových vozidiel sa situácia dopravných komplikácií na sieti nemeckých diaľnic v ďalších rokoch ešte ďalej vyostrí. O to dôležitejšie sú potom výkonné cesty vyžadujúce si iba nízke náklady na údržbu a poskytujúce vysokú životnosť. Tejto požiadavke vyhovujú vo vysokej miere moderné betónové cesty.

Dovolené nápravové tlaky pre nemec-ké nákladné automobily ležia v súčasnosti pri 11,5 t. Nákladné autá zo susedných štá-tov, ktoré taktiež používajú nemecké diaľni-ce, majú niekedy zaťaženie náprav až 13 t. Jedna náprava nákladného vozidla zaťažu-je cestu asi tak silno, ako 160 000 náprav osobných vozidiel. Z toho dôvodu sa väč-šina veľmi zaťažených diaľnic zhotovuje z betónu [1].

S P Ô S O BY V Ý S TAV BY A K O N Š T R U K C I A

V Nemecku sa dimenzujú betónové vozov-ky podľa smerníc pre štandardizáciu nosnej časti a povrchu prevádzkových plôch, vyda-nie 2001 – RStO 01 [4]. V podstate majú

pre zhotovenie betónových krytov vozoviek na diaľnicach praktický význam tri spôsoby výstavby. Betónový kryt sa môže navrstviť na nosnej vrstve s hydraulickým spojivom, na asfaltovej nosnej vrstve alebo na štrko-vej podkladovej vrstve.

Na ohraničenie napätí z gradientov tep-loty a vlhkosti na nekritickú mieru sa pri diaľnicach (kryt vozovky do 300 mm) osvedčili rozstupy priečnych škár 5 m. Rozstupy pozdĺžnych škár sú – prispô-sobené šírke vozovky – v tom istom roz-medzí, aby sa vytvorili približne štvorco-vé dosky. Navyše sa pri takých rozstu-poch priečne škáry otvárajú len nepatrne,

čo priaznivo ovplyvňuje prenos priečnych síl následkom prejdených kolies z jed-nej dosky na druhú vzájomným zaklies-nením zŕn kameniva v trhline (aggregate interlock, concrete joint). Malé svetlé šírky otvorov zvyšujú okrem toho životnosť tes-nenia škár. Rozmery dosiek nesmú pre-kročiť 25násobok (v tuneli 20násobok) hrúbky dosiek [5] a dĺžka strany nesmie byť väčšia ako 7,5 m, aby sa podružné (vynútené) pnutie príliš nezvýšilo.

Aby sa ďalej zvýšil prenos priečnej sily a pre zabránenie škodám z erózie v oblasti škár sa pri nevystužených betó-nových plochách zabudujú v strede hrúb-ky dosky do priečnych škár plastickou lát-kou opláštené hladké oceľové klzné trny (d = 25 mm, l = 500 mm) s rozstupom 250 mm (alebo 500 mm pri úspornom spojení klznými trnmi) (obr. 2). Opláš-tenie plastickou látkou zabraňuje koró-zii a znižuje súdržnosť s betónom, takže priečne škáry sa môžu bez obtiaží uvoľniť (odblokovať) a uzatvoriť klznými trnmi.

Aby sa pozdĺžne škáry pozvoľne neot-

várali vzájomným oddeľovaním sa pásov dosiek, zabudujú sa v 5 m dlhej škáre v dolnom tretinovom bode tri kotvy (pri pozdĺžnych tesných škárach a pri druhu konštrukcie „betónová vozovka na štrko-vé podložie“ päť kotiev) z rebrovanej sta-vebnej ocele (d = 20 mm, l = 80 mm) (obr. 2). Z dôvodov ochrany pred korózi-ou sú takisto v strednej tretine (teda pod škárou) opláštené plastickou hmotou [1].

Z H OT O V E N I E B E T Ó N O V E J V O Z O V K Y

Miešacie zariadeniaVýstavba prevádzkových zariadení sa

musí uskutočniť v čo najkratšej dobe, aby sa prekážky v doprave obmedzili na mini-mum. Väčšina stavebných zákaziek je via-zaná na prísne termíny a pri ich prekro-čení vznikajú vysoké penalizačné posti-hy. Preto je potrebné vyrobiť a ukladať za jeden deň až 3 000 m3 betónu, aby sa dodržali dohodnuté doby výstavby a aby sa hospodárne využili drahé špe-ciálne zariadenia. Miestne výrobne trans-portbetónu nemávajú dostatočnú kapa-citu na dodávku tak veľkého množstva betónu, najmä počas dlhšieho obdobia niekoľkých týždňov. Z toho dôvodu sa spravidla zriaďujú špeciálne miešacie sta-nice priamo na stavbe, aby sa zabezpeči-lo zásobovanie stavby tak veľkým množ-stvom vysokokvalitného cestného betó-nu tuhej konzistencie. Používajú sa buď šaržové miešačky s kapacitou 100 až 300 m3/h čerstvého betónu alebo kon-tinuálne pracujúce miešačky s podob-nými výkonmi. Takéto miešacie zaria-denia môžu byť rýchlo a hospodárne postavené, demontované a transportova-

né [1]. Obr. 3 ukazuje moderné miešacie zariadenie Heilit+Woerner v normovanej veľkosti námorného kontajnera ISO.

Finišer s klznými bočnicamiV súčasnosti je ekonomické zhotovenie plôch z betónu možné len mechanizo va-nou technikou posuvného systému deb-nenia. Tak ako miešacie zariadenia sa dajú moderné finišery s bočnými klznými bočnicami ľahko a hospodárne inštalovať, demontovať a prepraviť trajlermi.

Pomocou moderných finišerov nie sú žiadnou výnimkou výkony uklada-nia 800 bm za jeden deň. Šírky ukla-

LegendaČíslo Preklad

1 Odstavný pruh2 Betónová vozovka s tromi

jazdnými pruhm i3 Kotvená pozdĺžna škára4 Priečna škára s klznými trrnmi5 Klzné trny, rozostúp 250 mm

alebo 500 mm6 Neprepojená nosná vrstva7 Nosná vrstva s hydraulickým

spojivom8 Tri kotvy na dosku9 Zárez v nosnej vrstve

s hydraulickým spojivom10 Výplňový materiál škár

2

S T A V E B N Í K O N S T R U K C EM A T E R I Á L Y A T E C H N O L O G I E


dania do 16,75 m a pre osobitné plo-chy do 18 m sú u firmy Heilit-Woer-ner obvyklé. Hrúbky ukladania sú pre diaľnice až do 300 mm. Zabudova-nie nevystužených prevádzkových plôch z betónu prebieha spravidla nasledovne. Betón sa dopravuje obvyklými cestnými nákladnými vozidlami (v súčasnosti väč-šinou štvornápravové vozidlá) alebo, keď sa nemusia použiť verejné cesty, dopra-vuje sa dumpermi (obr. 3) od miešačky na miesto ukladania a pred finišerom sa čerstvý betón vyklopí [1]. Transport čer-stvého betónu v hliníkových korbách je neprípustný, aby sa zabránilo poškode-niu betónového povrchu tvorbou vodíka v dôsledku vylučovania hliníka [5].

Betónový kryt môže byť po celej jeho hrúbke vytvorený z rovnakého betónu (jednovrstvový spôsob stavby). Obidva druhy betónov dvojvrstvového spôso-bu výstavby sa odlišujú hlavne druhom kameniva. Pre podkladový betón sa môže použiť výlučne štrk, keďže požia davky na kamenivo pre podkladový betón sú nižšie ako pre vrchný betón (napr. čo sa týka odolnosti proti mrazu a obrusovaniu, tvaru zrna a pod.).

Vo februári 2006 bol zavedený spô-sob stavania vymývaným betónom vo Všeobecnom obežníku Cestné stavi-teľstvo (ARS) č. 5/2006 Spolkového ministerstva pre dopravu, výstavbu a roz-voja miest (BMVBS) [6] ako nová norma pre hluk znižujúce betónové vozovky v Nemecku. Od tej doby bola pri nových zmluvách na výstavbu diaľnic stanove-ná takmer výlučne stavebná technoló-gia vymývaného betónu. Zatiaľ bude táto metóda stavania predstavovať aj v Nemecku štandardnú metódu stava-nia vozoviek z betónu. V ďalšom texte je popísaný len tento spôsob vytvárania povrchu betónovej vozovky.

Keďže pri použití metódy vymývané-ho betónu sú požiadavky na východis-kové materiály a na betón vyššie ako pri tradičnom vrchnom betóne, sa vozovky z vymývaného betónu z ekonomických hľadísk zhotovujú výlučne ako dvojvrst-vové, s výnimkou malých plôch kde to nie je možné z dôvodov použitia tech-nického zariadenia. Firma Heilit-Woer-ner používa pre dvojvrstvové ukladanie dva oddelené finišery s klznými bočnica-mi (obr. 4). Prvý finišer ukladá podklado-vý betón v požadovanej hrúbke a výško-vej polohe. Betón je zhutňovaný ponor-nými vibrátormi. Následne sa automatic-

ky zavibrujú klzné trny a kotvy do zhutne-ného podkladového betónu.

Vrchný betón je ukladaný na zhutnený podkladový betón podľa pomerov na sta-venisku buď čelným zavážacím zariadením ponad finišerom pre podkladový betón a/alebo bagrom z boku. Tento druhý finišer s klznými bočnicami ukladá vrchný betón v plánovanej hrúbke a výškovej polohe. Potom vyrovná čerstvý betónový povrch v priečnom i pozdĺžnom smere. Uklada-

nie vrchného betónu sa musí uskutočniť na zhutnenom podkladovom betóne „čer-stvý do čerstvého“, aby sa dosiahlo trvanli-vé spojenie medzi obidvomi betónmi [1].

Výstavba a betonársko-technologické zloženie vozoviek s povrchom z vymývaného betónuHrúbka vrchného betónu – v tomto prí-pade vymývaného betónu – predstavu-je v porovnaní s tradičnou konštrukciou

krytu vozovky len 50 mm. Väčšia hrúb-ka nie je technicky a ekonomicky účelná. Hrúbka podkladového betónu sa mení v závislosti od stavebného pásma podľa RStO 01 [4] medzi 170 a 250 mm.

Pre zloženie vymývaného betónu ako aj pre používané kamenivá platia, ana-logicky ku konštrukcii s tenkým vrchným betónom, zvýšené požiadavky v porov-naní k obvyklým cestným betónom. Tie sú definované v prílohe G, stĺpec „Vrchný

betón“ 0/8 Technických dodacích podmi-enok pre kamenivá pre cestné stavby (TL Gestein-StB 04) [7]. Kamenivá so zrnom väčším ako 4 mm do max. 8 mm musia pozostávať výlučne z drvených kamenív kategórie C100/0 a musia, čo sa týka tvaru zrna, vyhovovať kategórii SI15 (charakteris-tické číslo tvaru zŕn) alebo FI15 (charakte-ristické číslo plochosti zŕn).

Okrem toho musia tieto kamenivá vyka-zovať vysokú odolnosť proti obrusova-


3

4



niu. Odchylne od doterajšej štandardnej stavebnej metódy s vrchným betónom 0/22 alebo 0/32 sa pre povrchy z vymý-vaného betónu vyžadujú vyššie hodnoty PSV, a to najmenej PSV53.

Pri stavebnej technológii vymývané-ho betónu, ako aj pri technológii s ten-kým vrchným betónom, sú pre zabez-pečenie potrebných vlastností potreb-né vyššie obsahy cementu od cca. 420 do 430 kg/m3 (spravidla CEM I 32,5R

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

nom betóne spravidla nenachádza frak-cia zrnitosti 2/5 (nespojitá zrnitosť) [8]. Čiara zrnitosti vymývaného betónu pre-bieha preto približne pozdĺž normálnej čiary zrnitosti U8 podľa DIN 1045-2 [9.]

Ukladanie betónu, úprava kefami a ošetrovanie povrchov vymývaného betónuPodkladový a vrchný betón sa pri staveb-nej technológii „exposed-concrete“ ukla-

dajú, zhutnia a vyrovnajú ako zvyčajne, pričom musí byť obzvlášť vibračné zaria-denie na zhutňovanie vrchného betónu prispôsobené jeho malej hrúbke (napr. malá vibračná energia).

Hneď na to sa z pracovnej plošiny najčastejšie nastrieka kombinovaný spo-maľujúci a ošetrovací prostriedok (obr. 5), ktorý časovo predlžuje hydratáciu cemen-tu v najvyššej vrstve (milimetrová oblasť) a súčasne zabráni vysychaniu čerstvé-

ho betónu. Odporúčané množstvo je podľa jednotlivých výrobcov cca. 200 až 250 g/m2. Keďže hĺbka odstraňovania kefami závisí okrem iného aj od zloženia betónu, musí sa pre každé stavebné opa-trenie skúškami na stavenisku určiť ide-álne množstvo nanášaného spomaľova-cieho prostriedku. Ak nanesené množ-stvo je príliš malé alebo keď sa kombino-vaný spomaľujúci a ošetrovací prostrie-dok nenastrieka rovnomerne a nepokrý-va celú plochu, môžu nastať problémy pri odstraňovaní kefami a následne môže napr. dochádzať k „hladkým miestam“.

Hneď ako je betón celkovo dostatočne zatvrdnutý a zjazdný, sa nezatvrdnutá povrchová malta odstráni kefou a dočis-tí motorom poháňanou oceľovou kefou, takže vznikne vyrovnaná plocha z vymý-vaného betónu, na ktorej sa teraz obja-ví hrubé kamenivo, napríklad frakcia 5/8 (obr. 6) [10].

Keďže ochrana proti odpareniu, nane-sená v kombinácii so spomaľovačom sa s povrchovou maltou odstráni kefami, je nutné nadväzujúce ošetrenie. Z toho dôvodu sa hneď na to nastrieka z mobil-ného nosníkového zariadenia zaužívaný ošetrovací prostriedok (obr. 7). Pri vyso-


Obr. 3 Miešacia stanica Heilit-Woerner v normovanej veľkosti námorného kontajnera ISO

Fig. 3 Heilit-Woerner mixing plant in a standard size of a sea container ISO

Obr. 4 Dvojvrstvové ukladanie dvomi finišermi Heilit+Woerner s klznými bočnicami

Fig. 4 Double-layer laying with two Heilit+Woerner finishers with trailing side-forms

Obr. 5 Nastriekanie kombinovaného retardačného a ošetrovacieho prostriedku z pracovnej plošiny

Fig. 5 Spraying of combined retarding and curing agent from the working platform

Obr. 6 Odstraňovanie povrchovej malty kefami a motorom hnanou oceľovou metlou a upravený povrch vozovky s viditeľným kamenivom 5/8

Fig. 6 Removal of surface mortar with brushes and engine-driven steel broom, and the finished road surface with visible aggregate 5/8

5

6




kých teplotách a/alebo vysokých rýchlos-tiach vetra má sa navyše vykonať ošetro-vanie povrchu betónu.

ŠkáryBezprostredne po odstránení povrcho-vej malty kefami musia sa vyhotoviť rezy pre priečne škáry a takmer súčasne aj pre pozdĺžne škáry. Šírka rezu je okolo 3 mm, hĺbka rezu pre priečne škáry 25 až 30 % hrúbky betónu a 40 až 45 % pre pozdĺž-

ne škáry [5]. Nateraz sa používajú vodou chladené diamantové pílové listy. Moder-né rezačky škár odsávajú priamo pri reze vyskytujúci sa rezný kal [1].

Pred zaplnením škár musí sa rez roz-šíriť podľa druhu škár a plniva škár [11]. Ako plnivo sa v súčasnosti používa-jú horúce a studené zálievkové hmoty, ako aj elastické profily [1]. Keď sa priečne a pozdĺžne škáry uzatvárajú použitím pro-filov je problémová zóna v priesečníkoch.

Často dochádza napriek ochrane proti natia hnutiu (rozdutiu) k pretrhnutiu pro-filov a následkom toho k netesnostiam. Z toho dôvodu by sa mali prednostne používať pre priečne škáry profily a pre pozdĺžne škáry zálievkové hmoty.

Ú Ž I T K O V É V L A S T N O S T I B E T Ó N O V Ý C H K RY T O V V O Z O V I E K

Drsnosť povrchu a hluk pneumatík a vozovkyPodstatné výhody systému vymývaného betónu sú vo vysokej a trvanlivej drsnosti pri súčasne nízkej emisii zvuku. Vo viace-rých domácich i zahraničných skúmani-ach sa dalo pomocou metódy CPX preu-kázať, že vymývaný betón s maximálnym zrnom 8 mm je, čo sa týka emisie hluku, rovnako hodnotný ako drvový asfaltový mastix [8]. Namerané hodnoty z diaľni-ce Inntal A93 pri Kiefersfelden, vybudo-vané v roku 2004, potvrdili veľmi dobré

Obr. 7 Nadväzujúce ošetrenie kefami upraveného povrchu vozovky nastriekaním bežného ošetrovacieho prostriedku z mobilného nosníkového zariadenia

Fig. 7 Subsequent treatment of the brushed road surface by spraying common curing agent from a mobile trabeated facility

Obr. 8 Namerané hodnoty hluku, vyšetrené meracou metódou blízkeho poľa pri 80 km/h [dB(A)] [12]

Fig. 8 Measured values of noise, examined by the measurement method of the surrounding field at 80 km/h [dB(A)] [12]

Obr. 9 Namerané SCRIM-hodnoty k prevzatiu

Fig. 9 Measured SCRIM values prepared for assumption

7

8

9




hlukové a nekĺzavé vlastnosti povrchov z vymývaného betónu 0/8. Povrch bol skúmaný v apríli 2005 takzvanou mera-cou metódou blízkeho poľa (merací prí-ves hluku) na ich hluk znižujúci účinok (obr. 8).

Bolo evidentné, že frekvenčné zlože-nie vymývaného betónu (WB) a priľa-hlého drvového asfaltového mastixu 0/8 S (SMA) sa len nepatrne odlišujú. Znižovanie hluku vymývaného betónu sa nachádza takisto v rozmedzí SMA [12]. Z meraní bolo ďalej zjavné, že hluk znižu-júci účinok povrchov vymývaného betó-nu je pri pneumatikách nákladných vozi-diel ešte markantnejší ako pri pneumati-kách osobných vozidiel.

Aj čo sa týka drsnosti boli dosiahnuté vynikajúce výsledky značne nad úrovňou požiadaviek (modrá čiara) (obr. 9). Iba v stometrovej oblasti nespĺňal požiadav-ky. To však bolo zdôvodnené probléma-mi s prístrojom počas zhotovovania.

Pozdĺžna a priečna rovnosť, jasnosť, reakcia pri požiariModerné betónové vozovky vykazujú pri odbornom vyhotovení od začiatku dobrú rovnosť v pozdĺžnom aj priečnom smere. Tie zostávajú zachované počas doby životnosti betónového povrchu vozov-ky pri každej teplote a pri každom zaťa-žení. V tom spočíva veľká výhoda tohto spôsobu betónovania. Vodičmi motoro-vých vozidiel tak obávané vyjazdené koľa-je, podmienené dopravou a teplotou, sa nevyskytujú.

Okrem toho sú betónové vozovky v porovnaní s asfaltovými vozovkami znateľne svetlejšie, čo sa kladne preja-ví najmä pri daždi a v noci na jazdné vlastnosti, a tým samozrejme na bez-pečnosť premávky. Betónovými kryt-mi vozoviek v tuneloch možno ušetriť náklady na osvetlenie a naviac sa výraz-ne zníži potenciál nebezpečenstva v prí-pade požiaru (požiarne zaťaženie), keďže

betón je prakticky nehorľavý. Nie bez dôvodu sa v Rakúsku predpisujú pri cest-ných tuneloch s dĺžkou väčšou ako 1 km pri rizikovej triede III a IV betónové kryty vozoviek.

Z ÁV E R

Betón je ideálnym riešením pre veľmi zaťažené diaľnice, ale tiež pre prevádzko-vé plochy letísk, pre pevné dráhy železníc alebo priemyselné plochy – najmä pre jeho úžitkové vlastnosti – životnosť, hos-podárnosť a ochrana životného prostre-dia. Aktuálne smernice [4] predpokladajú pri betónových cestách tridsaťročnú život-nosť. Zo skúsenosti z praxe sa dá očaká-vať ešte dlhšia životnosť. Keďže betónové cesty v prvých 15 až 20 rokoch vyžadujú len zriedka opatrenia na údržbu a opra-vy, poskytujú vysokú mieru použiteľnos-ti a zapríčinia len nepatrné obmedzenie dopravy údržbárskymi prácami.

Pri odbornom projektovaní a primera-nom vyhotovení poskytuje prevádzková plocha z betónu trvalé úžitkové vlastnos-ti. To znamená únosnosť, odolnosť proti deformácii, rovnosť, svetlosť, vysokú drs-nosť a malý hluk pneumatík a vozovky. K tomu pristupuje recyklovateľnosť sta-rých betónových plôch, čo chráni život-né prostredie úsporou nepoužitých sta-vebných látok, skladovacích priestorov a transportov. Na základe týchto kladov je stavanie betónom predurčené pre funkčnú stavebnú zmluvu a PPP projek-ty – verejno-súkromné partnerstvo (Pub-lic Private Partnership), pri ktorých je pod-nikateľ dvadsať alebo tridsať rokov zod-povedný za udržovanie a musí zabezpe-čiť takzvané funkcionálne požiadavky [1]. Nie bez dôvodu boli v Nemecku až dote-raz uzatvorené zmluvy na stavbu diaľnic zväčša vyhotovené pre realizáciu z betó-nu. Aj pre budúce modely PPP, pokiaľ projekčné okolnosti nevyžadujú výstavbu s asfaltom, treba vychádzať z toho, že sta-vanie s betónom dostane prednosť.

Dipl.-Ing. Thomas Wolf


Dr.-Ing. Walter Fleischer


oba: Heilit+Woerner Bau GmbH

Mies-van-der-Rohe-Straße 6, 80807 München

tel.: +49 89 360 555-5730

fax: +49 89 360 555-5790

www.heiwoe.de

Literatúra:[1] Fleischer W., Wagner R.: Beton für hoch-

belastete moderne Verkehrsflächen (Teile 1 und 2). Beton 53 (2003) H. 11, S. 536–538, H. 12, S. 592–597

[2] Spitzenbelastungen auf Autobahnen, Asphalt 42 (2007) H. 4, S. 4

[3] Straßenbaubericht 2006, Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung, Berlin, im Dezember 2006

[4] Richtlinien für die Standardisierung des Oberbaus von Verkehrsflächen, Ausgabe 2001, RStO 2001. Forschungsgesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen e. V., Köln, FGSV Verlag, 2001

[5] Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für den Bau von Fahr bahn decken aus Beton, ZTV Beton-StB 2001, Ausgabe 2001. Forschungs gesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen, Arbeitsgruppe Betonstraßen, Köln 2001

[6] Allgemeines Rundschreiben Straßenbau Nr. 5/2006: Richtlinien für den Lärmschutz an Straßen – RLS 90. Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung, Bonn, 17. 2. 2006

[7] Technische Lieferbedingungen für Gesteinskörnungen im Straßenbau, TL Gestein-StB 04, Ausgabe 2004

Forschungs gesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen, Arbeits gruppe Mineralstoffe im Straßenbau, Köln 2005

[8] Sulten P., Wolf T.: Waschbeton – Eine alternative Betonoberfläche. Straße+Autobahn 57 (2006) H. 4, S. 210–218

[9] Tragwerke aus Beton, Stahlbeton und Spannbeton, Teil 2: Beton – Fest-legung, Eigen schaften, Herstellung und Konformität, Anwendungsregeln zu DIN EN 206-1. Normen ausschuß Bauwesen (NABau) im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Juli 2001

[10] Fleischer W., Wolf T.: Die Griffigkeit von Fahrbahndecken aus Beton (Teil 2). Beton 54 (2004) H. 12, S. 610–614

[11] Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für Fugenfüllungen in Verkehrsflächen, Ausgabe 2001, ZTV Fug-StB 2001. Bundesministerium für Verkehr, Bau- und Wohnungswesen, Abteilung Straßenbau. Köln: FGSV Verlag, 2001

[12] Schmerbeck R.: Anwendung von Funktionsbauverträgen in Bayern. Tagungsband der FGSV-Betonstraßentagung 2005, Essen, S. 54-59. Forschungs gesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen, Schriftenreihe der Arbeitsgruppe „Betonstraßen“, H. 27, Köln 2006


C E M E N T A Z D R A V O T N Í B E Z P E Č N O S T



J A N G E M R I C H

Dnes otevřeme čtvrtý díl našeho seriálu o cementu, pro něko-ho s velmi neobvyklým námětem, nicméně zdraví, jako nena-hraditelný atribut lidského života, je třeba chránit vždy, tedy i při výrobě a zpracovávání cementu. No, a první rozdělení už máme na světě. Pojďte se tedy podívat na zdravotní bezpečnost z pohledu procesu výroby cementu.

Ještě než vstoupíme náležitě vybaveni pracovním oděvem, obuví, ochrannou helmou a někdy dokonce i ochrannými brý-lemi do výrobního závodu, musíme se zastavit ve vápencovém lomu. A protože se v takovém lomu pracuje i s trhavinou, platí zde nejvyšší bezpečnostní standardy pro tuto práci i pro pohyb zaměstnanců. Kromě samotné bezpečnosti práce navíc nastu-pují předpisy pro práci v potenciálně prašném prostředí, které je při samotné těžbě i návazném zpracování kamene, je-li potře-ba, skrápěno. Nicméně poslední měření v našich lomech uká-zala, že prašnost z rozdružování je o několik řádů nižší než např. v drtírnách a třídírnách kamenolomů. Pro práci v lomech navíc platí i Směrnice Evropské komise a Rady Evropy o vibracích z roku 1992, doplněná roku 2001, která určuje základní zdra-votní a bezpečnostní vibrační limity, kterým může být pracov-ník v lomech vystaven a které se přísně dodržují a kontrolují. Při výrobě v samotné cementárně platí nejpřísnější možná opatření pro zaměstnance přímo ve výrobě, byť je dnes proces plně auto-matizovaný. Při výrobě se však uvnitř uzavřených procesů dopra-vuje vysoce jemně umletý materiál tlakovým vzduchem nebo dopravníky, dochází k výpalu hmoty palivy při teplotách 2100 °C na hořáku, je tedy namístě vysoká bezpečnost. Z mnoha aspek-tů zdravotní bezpečnosti citujme např. ochranu proti nadměrné-mu hluku či krystalickému křemíku v polétavém prachu. Ochra-na proti nadměrnému hluku je definována jako časové ome-zení při určité hlukové expozici, po kterém musí být pracovník nahrazen ve výrobním procesu jiným zaměstnancem. Krystalic-kému křemíku byla v posledních letech věnována značná pozor-

nost v celé Evropě pro podezření z druhotných karcinogenních účinků. Český i evropský cementářský průmysl se plně zapojil do systému NEPSI a do konce roku 2007 se ve všech cementár-nách zavedlo opatření k vyloučení tohoto, byť potenciálního vlivu. Za zmínku stojí ale např. i skutečnost, že velké stavební firmy v Evropě se do této ochrany svých pracovníků nezapojily.

Pojďme nyní k cementářskému zákazníkovi. Všechna základní bezpečnostní opatření zákazník najde na obalu, tedy laicky řeče-no na pytli, kde jsou popsány vlastnosti cementu. Pokud by zví-davý uživatel pátral dále, může si vyžádat tzv. bezpečnostní list, kde je o cementu z hlediska jeho bezpečného zdravotního pou-žívání takřka všechno. Výroba cementu a jeho zpracování byly totiž již v minulosti zapojeny do systému vlastností chemických látek a přípravků, byť samotný cement má daleko k jakékoliv chemikálii. Tento systém je nyní nahrazován evropským naříze-ním REACH (Registration, Evaluation and Authorisation/restricti-on for new and existing CHemical substances) a ještě v budouc-nu systémem GHS (Globally Harmonised System of Classifica-tion and Labelling of Chemicals), takže všichni uživatelé budou vždy mít dostatek informací o zdravotní bezpečnosti cementu. Jedním z prvních opatření, které bylo celoevropsky realizováno kolem roku 2005, bylo snížení obsahu šestimocného vodoroz-pustného chrómu v cementu na předpisem stanovenou úroveň k zamezení vzniku kožních dermatitid u citlivých osob. V tomto případě cementářský obor úzce spolupracuje např. se Státním zdravotním ústavem. Novými předpisy bude v budoucnu např. zpřísněno i balení cementu pro drobné uživatele.

Z výše uvedeného je zřejmé, že výrobci cementu věnují vysokou pozornost zdravotně bezpečné výrobě svého produktu i dostateč-né informovanosti svých odběratelů. Nicméně je si třeba uvědo-mit, že tato opatření v žádném případě nejsou zadarmo.

Ing. Jan Gemrich

Svaz výrobců cementu ČR

www.svcement.cz

B E T O N O V É K R E A C E

S O U Č A S N É B U D O V Y A I N T E R I É R Y

Beton již překonal svůj kdysi poskvr-něný obraz – díky novým technologic-kým postupům se těžkopádná hmota změnila v působivý materiál. Vzhledem k svému obzvláště tvárnému charakteru nemá betonová flexibilita žádného sou-peře. V tekutém stavu může beton vyplnit téměř jakoukoliv formu, a tak je jeho pou-žití prakticky bez hranic. Není pochyb, že v dnešní době je tento materiál považo-ván za high-tech.

Architekti zvučných jmen stejně jako ti začínající objevili tento trend již před delší dobou a Concrete Creations – Contemporary Buildings and Interiors představuje výběr z šedesáti nejpozoruhodněj-ších projektů dokončených v poslední době. S velice kvalitními fotografiemi, detailními plány a informativním popisem před-

stavuje kniha na 256 stranách neobyčej-né varianty staveb z celého světa, které demonstrují možnosti betonu.

Kniha Betonové kreace je součástí řady Architecture & Materials, která se věnu-je netradičnímu použití různých materiálů v architektuře a vyšly v ní už úspěšné titu-ly Magic Metal a In Full Colour. Po Concre-te Creations bude pokračovat publikacemi Pure Plastic a Touch Wood.

Concrete Creations

Contemporary Buildings and Interiors

256 stran, 410 ilustrací, 235 x 235 mm, pevná

vazba

cena: € 39,90/ £ 27,50/$ 49,95

ISBN 13: 978-3-938780-32-9 anglicky

2007, Verlagshaus Braun, www.verlagshaus-braun.de

. . . K O M P L E T N Í T E C H N I K A P R O B E T O N Á Ř S T V Í

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

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

Informace na: www.cifa.cz

CIFA_inzBET080513.ai 13.5.2008 13:16:51


R E S I S T A N C E O F L I G H T - W E I G H T C O N C R E T E I N C O R R O S I V E E N V I R O N M E N T S

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



M I C H A L A H U B E R T O VÁ , R U D O L F H E L A , R O M A N S TAV I N O H A

Trvanlivost betonových konstrukcí je nej-častěji ohrožena působením klimatických střídání teplot i pod bodem mrazu spo-lečně s navlháním či smáčením a vysy-cháním. Dalším důležitým aspektem je působení chemicky agresivních pro-středí, jejichž producentem jsou různá průmyslová odvětví a doprava. Vliv che-micky agresivních prostředí na normální beton je popisován v mnohé tuzemské i zahraniční literatuře, u lehkého betonu tomu tak není. Příspěvek se proto zabývá experimentálním projektem zaměřeným na vliv vybraných typů chemicky agre-sivních prostředí na lehký hutný beton s využitím lehkého kameniva na bázi expandovaného jílu. Most hazards to durability of concre-te structures are caused by climatic variations in temperature decreasing below zero in combination with moistu-re adsorption or wetting and drying. Corrosive environments produced usually by different industrial facilities, transportation etc. represent another important factor. Influence of corrosive environment on common concrete is described in home and foreign literature, however there is no such description of impact of corrosive environments on light-weight concrete. Therefore this paper describes an experiment focused on influence of selected types of corrosi-ve environments on lightweight compact concrete with light-weight expanded clay aggregate.

Beton, jehož matrice je tvořena hydratač-ními produkty cementu, patří mezi látky silně zásadité, čímž je schopen velmi účinně pasivovat ocelovou výztuž vůči korozi. Míra bazicity zdravého, nekorodo-vaného betonu vyjádřená hodnotou pH může být vyšší než 12. V důsledku vysoké alkality beton velmi snadno reaguje s lát-kami s nízkou hodnotou pH, kdy v pod-statě dochází k neutralizačním reakcím, jejichž důsledkem je zpravidla degrada-ce betonu doprovázená poklesem jeho

užitných hodnot. U reálných konstrukcí je rychlost degradace vyvolávaná působe-ním agresivních chemických látek navíc umocňovaná působením dalších vlivů, např. pronikáním vlhkosti a působením mrazu.

Prostředí působí na stavební konstrukce řadou vnějších vlivů. Dle charakteru tyto vlivy rozdělujeme na:• vlivy fyzikálně-mechanické (vliv zatížení,

působení vlhkosti a mrazu, gradient tep-lot atd.),

• vlivy fyzikálně-chemické (agresivní látky ve formě kapalin, plynů i pevných látek, biogenní vlivy atd.). Agresivní prostředí, jejichž působením

mohou být železobetonové konstruk-ce vystaveny, lze dle skupenství rozdělit na prostředí plynná, kapalná a pevná.

Obecně lze konstatovat, že působením agresivních látek jsou postupně vymý-vány pojivové složky, případně dochá-zí v mikrostruktuře betonu ke vzniku značně objemných krystalických novo-tvarů, které svými expanzními tlaky naru-šují strukturu betonu a jsou tak příči-nou jeho degradace. Z hlediska životnos-ti železobetonových konstrukcí je ovšem velmi podstatná skutečnost, že v důsled-ku těchto negativních procesů postupně klesá hodnota pH. V silně alkalických pro-středích vytváří železnato-železité hyd-roxidy na povrchu výztuže kompaktní povlak, který chrání výztuž vůči masiv-ní korozi. Při degradaci betonu dochází k poklesu hodnoty pH, výztuž přestává být chráněna a jsou vytvářeny podmín-ky pro její rychlou korozi. Rychlost koro-ze výztuže je mimo hodnoty pH betonu ovlivňována řadou dalších faktorů, jako např. kolísáním vlhkosti betonu, přítom-

ností rozpustných solí ve struktuře beto-nu apod.

Při experimentálních pracích byly lehké betony sledovány v těchto typech agre-sivních prostředí (tab. 1): • prostředí plynné – oxid uhličitý, oxid siři-

čitý,• prostředí kapalné – roztok chloridů,

ropné produkty, motorová nafta.

Plynné agresivní prostředíNaprostá většina železobetonových kon-strukcí je při svém využívání vystavena působení atmosféry, ve které bývá obsa-ženo mnoho plynů, které svým půso-bením mohou být příčinou degradace železobetonových konstrukcí. Mezi tyto plyny patří např. oxid siřičitý, příp. sírový, oxid uhličitý, amoniak, sirovodík, sloučeni-ny chlóru, fluoru apod. Koncentrace jed-notlivých uvedených plynů v atmosfé-ře, a tedy míry její agresivity vůči betonu zpravidla velmi úzce souvisí s průmyslo-vou výrobou, dopravou, ale také terciál-ní sférou (tzn. obchod, ubytování, zdra-votnictví, domácnosti atd.). Na interne-tovém portálu www.eea.europa.eu lze nalézt aktuální stav obsahu CO2 v ovzdu-ší celé Evropy.

Oxid uhličitý způsobuje při styku se zásaditým cementovým tmelem neutra-lizační reakci, která se označuje jako karbonatace (hlavním produktem jsou různé karbonáty). Míra karbonatace se projevuje snižující se hodnotou pH beto-nu z původní hodnoty 12,4 na hodno-tu přibližně 9 až 9,6. Současně vznika-jí v betonu nerozpustné novotvary uhli-čitanu vápenatého CaCO3, který se usa-zuje v pórech a kapilárách a postupně je zaplňuje, čímž klesá možnost přísunu nového CO2. Následně se zvyšuje obje-mová hmotnost betonu v povrchové vrs-tvě a mění se i mikrostruktura cemen-

Tab. 1 Specifikace prostředíTab. 1 Specification of environment

Charakteristika prostředíLátka Koncentrace Relativní vlhkostPlynné prostředí – CO2 98 % 75 %Plynné prostředí – SO2 98 % 75 %Kapalné prostředí – NaCl 1 000 mg Cl- na litr roztoku ---Kapalné prostředí – motorová nafta 100 % ---Referenční uložení --- 100 %




tového tmelu. Přítomnost určité vlhkosti v betonu je podmínkou, aby karbonatace mohla probíhat [2].

Proces degradace betonu vlivem SO2 je obdobný jako degradace betonu vlivem CO2. Působením SO2 dochází až k úpl-nému rozkladu struktury betonu. Vlhkost silně podmiňuje množství a tvary krystalů konečného produktu sádrovce, což výraz-ně působí i na hodnotu pH. V důsledku sulfatace klesá pH až na hodnotu 5,4. Při vyšší vlhkosti převládá vznik sádrovce, při nižší vznik hemihydrátu siřičitanu vápena-tého. Vyšší koncentrace SO2 naopak pod-miňuje vznik sulfátů vápenatých, kde je hodnota vlhkosti rozhodující pro tvorbu dihydrátu či hemihydrátu.

Oxid siřičitý má vliv i na fyzikálně-me-chanické vlastnosti betonu. V počátku koroze, kdy jsou zaplňovány póry novo-tvary sulfatace, lze zaznamenat nárůst pevnosti betonu. Následně dochází k poklesu pevností v tlaku i tahu vli-vem vnitřního pnutí, které je vyvoláno objemovými změnami korozních zplodin v betonové hmotě. Souhrnně lze konsta-tovat, že při nižší koncentraci SO2 je vliv vlhkosti prostředí dominantní, kdežto při vyšší koncentraci SO2 není hodnota vlh-kosti tolik rozhodující [2].

Kapalné agresivní prostředíKoroze cementových kompozitů může velmi intenzivním způsobem probíhat také v kapalném prostředí. Mezi nejčas-tější kapaliny, se kterými přichází do styku zejména betony vodních děl, podzem-ních partií staveb, pilot a dalších konstrukcí jsou vody, které mohou obsahovat celou řadu rozpuštěných látek (např. soli kyse-lin, ale též plyny apod.). Zejména v che-mickém průmyslu, ve strojírenství, země-dělství ale i dalších odvětvích mohou být stavební konstrukce vystaveny působení celé řady chemikálií. V neposlední řadě mohou být konstrukční prvky vystaveny účinkům minerálních tuků a olejů.

Principy z hlediska mechanizmu degra-dace cementové matrice lze rozdělit na tři základní druhy:

Vody způsobující korozi I. typu, tzv. vody měkké, zpočátku rychle vyluhu-jí v betonu obsažený Ca(OH)2, později pomaleji dochází k rozkladu zhydratova-ných křemičitanů a hlinitanů. Tato skuteč-nost vede k poklesu pH, což nepříznivě působí na korozi výztuže, ale i na stabi-litu některých zhydratovaných slínkových minerálů. Průběh koroze je ovlivněn tím,

zda jde o vodu stojatou či proudící, zda působí pod tlakem a zda jde o vodu tep-lou či studenou.

Kapaliny způsobující korozi II. typu s cementovým tmelem vytvářejí snad-no rozpustné sloučeniny, které nema-jí vazné schopnosti, a snižují tak vlast-nosti cementové matrice, eventuálně jsou z betonu vyluhovány. Jedná se zejména o vody obsahující sírany, chlori-dy, hořečnaté eventuálně amonné ionty apod. V přírodních vodách se jedná např. o sírany, na které je vázán kation váp-níku, hořčíku, draslíku apod. Ve vodách průmyslových jsou to převážně sírany, a to např. síran amonný, měďnatý, hlinitý a železitý.

Vody způsobující korozi III. typu jsou vody s různými sloučeninami, které rea-gují s cementovým tmelem za vzniku objemných krystalických fází. V počáteč-ních stádiích vznikají tyto korozní novo-tvary v dutinách a pórech, čímž je zvyšo-vána hutnost a nepropustnost betonu. Je tedy zřejmé, že v raných stádiích může docházet dokonce k nárůstu pevnostních charakteristik betonu. Další zvětšování objemu krystalických novotvarů vyvolává ve struktuře betonu vznik napětí, jehož důsledkem je vznik trhlinek a v koneč-ných stádiích naprostá ztráta soudržnos-ti betonu. Koroze III. typu je velmi často způsobována vodami obsahujícími síra-ny. Pro pokročilá stádia síranové koroze je charakteristické, že cementová matri-ce betonu je narušována jehličkovitými krystalky ettringitu. V konečných fázích je matrice betonu krystalky ettringitu prak-ticky zcela prostoupena. Beton ztrácí sou-držnost a jeho pevnostní parametry jsou témě nulové.

Dalším aspektem, který je z hledis-ka životnosti železobetonových konstruk-cí podstatný, je fakt, že některé typy ve vodě rozpuštěných solí pronikají struk-turou betonu až k výztuži, a způsobují tak výraznou akceleraci její koroze.

E X P E R I M E N TÁ L N Í Č Á S T

Byla vyrobena sada zkušebních těles z receptur, které se svým složením liší pouze v typu použité příměsi. V každé receptuře bylo dávkováno stejné množ-ství portlandského cementu (370 kg/m3) a příměsí (40 % z hmotnosti cementu) i stejné množství přísad (superplastifikátor na bázi polykarboxylátů). Skladba kame-niva byla také vždy stejná, byla použi-ta kombinace lehkého kameniva na bázi

expandovaného jílu a přírodního těžené-ho kameniva. Množství účinné vody se pohybovalo pro udržení konstantní kon-zistence v rozmezí od 160 do 170 kg/m3 v závislosti na použité příměsi.

Byla namíchána základní referenční receptura (Rec. I-A) s příměsí černouhel-ného elektrárenského popílku v množ-ství 40 % z hmotnosti cementu. Tato receptura byla modifikována metaka-olinem v množství 5 % z hmotnos-ti cementu (Rec. I-B), práškovou mik-rosilikou v množství 5 % z hmotnosti cementu (Rec. I-C). Poslední receptura (Rec. I-D) nahrazovala popílek mikromle-tým vápencem v množství 40 % z hmot-nosti cementu. Schéma a značení recep-tur je uvedeno na obr. 1.

Na těchto recepturách byla experimen-tálně zkoušena trvanlivost betonu. Zku-šební tělesa z uvedených receptur byla podrobena působení vybraných typů agresivních prostředí, a to plynnému CO2, plynnému SO2, roztoku NaCl a naftě.

Ve stáří 28 dnů byly na vybraných vzor-cích jednotlivých receptur odzkoušeny základní fyzikálně-mechanické vlastnosti. Ostatní vzorky byly uloženy do chemicky agresivních prostředí, kde byly expono-vány po dobu dvanácti měsíců. Po uply-nutí této doby byly na vzorcích provede-ny fyzikálně-mechanické zkoušky (pev-nost v tlaku, pevnost v tahu za ohybu, objemová hmotnost, dynamický a sta-tický modul pružnosti, mrazuvzdornost, odolnost povrchu betonu proti působe-ní vody a chemických rozmrazovacích látek, objemové změny) a fyzikálně-che-mické zkoušky (chemická analýza, rent-genová difrakční analýza a difrakčně ter-mická analýza). Koncepce fyzikálně-che-mických analýz byla volena tak, aby bylo možno exaktně posoudit míru degradace betonu. Podrobný postup stanovení míry korozního narušení analyzovaných vzor-ků byl proveden dle metodiky Matou-šek, Drochytka [2], která podává pře-hled o mikrostruktuře daného materiá-lu. Na základě výsledků byly porovnávány změny vlastností lehkého betonu vlivem agresivních prostředí a vliv použití jem-ných příměsí na trvanlivost betonu.

Plynná agresivní prostředí byla vytvo-řena v korozních hermeticky uzavřených komorách, ve kterých byla udržována konstantní koncentrace a relativní vlhkost vzduchu. Korozní atmosféra byla obmě-ňována s periodou dvou dní. Kapalná agresivní prostředí byla vytvořena pomo-




cí roztoku NaCl, ve kterém byly zkoušené vzorky ponořeny. Kon-stantní hodnota koncentrace agresivní látky v roztoku při uložení vzorků byla udržována pravidelným obměňováním s periodou sedm dní. Pro nejpřesnější simulaci reálných podmínek, kte-rým mohou být betony vystaveny, byla zkoušena koroze beto-nu v důsledku cyklického působení roztoku chloridů, resp. nafty. V rámci jednoho cyklu byla zkušební tělesa po dobu 24 h ulo-žena ve zkušebním roztoku a poté byla po dobu 24 h umístě-na ve standardních laboratorních podmínkách. Kapalná prostře-dí měla teplotu 20 ± 2 °C. Charakteristiky jednotlivých prostře-dí jsou uvedeny v tab. 1.

V Y H O D N O C E N Í R E C E P T U R

Vliv agresivních plynných prostředí na základní fyzikálně- -mechanické vlastnosti betonu

Vliv agresivních kapalných prostředí na základní fyzikálně--mechanické vlastnosti betonu

Vliv agresivního prostředí na fyzikálně-chemické vlastnosti betonuPro účely fyzikálně-chemických analýz byly vzorky připravo-vány tak, aby možno posoudit kvalitu betonu resp. míru jeho degradace v závislosti na vzdálenosti od povrchu hodnocené konstrukce (tzn. stanovit hloubku narušení betonu). Z každé-ho zkušebního tělesa vystaveného agresivnímu prostředí byly připraveny dva vzorky, a to z povrchu a z hloubky cca 20 mm od povrchu. Na vzorcích byl proveden chemický rozbor, rent-genová difrakční analýza, diferenční termická analýza a stano-vení pH ve výluhu.

Vzhledem k celkovému rozsahu práce a značnému množ-ství vzorků nejsou v tomto příspěvku uvedeny jednotlivé dílčí výsledky, ale pouze zásadní výsledky vyhodnocení těchto ana-lýz, tab. 5 až 8.

Obr. 1 Schéma a značení použitých recepturFig. 1 Diagram and designation of used mix-designs

Obr. 2 Porovnání změn pevnosti v tlaku u sledovaných receptur po uložení v CO2

Fig. 2 Comparison of changes of compressive strength of observed mix-designs placed in CO2

Obr. 3 Porovnání změn pevnosti v tlaku u sledovaných receptur po uložení v SO2

Fig. 3 Comparison of changes of compressive strength of observed mix-designs placed in SO2

Obr. 4 Porovnání změn pevnosti v tlaku u sledovaných receptur po uložení v roztoku NaCl

Fig. 4 Comparison of changes of compressive strength of observed mix-designs placed in NaCl

Obr. 5 Porovnání změn pevnosti v tlaku u sledovaných receptur po uložení v naftě

Fig. 5 Comparison of changes of compressive strength of observed mix-designs placed in diesel

Obr. 6 Porovnání změn pevnosti v tlaku po uložení v roztoku NaCl cyklicky

Fig. 6 Comparison of changes of compressive strength of observed mix-designs after cyclical exposition to NaCl solution

Tab. 2 Změny fyzikálně–mechanických vlastností u vzorků uložených v plynných prostředích

Tab. 2 Changes of physico-chemical properties of samples placed in gaseous environments

Vzor

ky Pevnost v tlaku 180 dní [MPa]

Odchylka pevnosti v tlaku oproti ref. uložení

[%]

Odchylka obj. hmot. oproti hodnotám před uložením

[%]CO2 SO2 CO2 SO2 CO2 SO2

I – A 49,8 51,6 2,47 6,07 1,37 1,21I – B 49,8 49,8 6,98 6,87 1,25 1,37I – C 49,0 49,6 0,62 1,95 0,67 1,40I – D 47,2 48,8 0,21 3,61 1,22 0,91

Tab. 3 Změny fyzikálně–mechanických vlastností u vzorků uložených v kapalných prostředích – stále

Tab. 3 Changes of physico-mechanical properties of samples placed in liquid environments - constantly

Vzor



[%]


[%]chloridy nafta chloridy nafta chloridy nafta

I – A 49,7 48,2 2,16 -0,93 0,85 0,68I – B 50,0 45,3 7,3 -2,69 0,62 1,3I – C 49,5 48,1 1,64 -1,23 1,26 0,96I – D 47,5 47,2 0,85 0,32 1,19 1,01

Tab. 4 Změny fyzikálně–mechanických vlastností u vzorků uložených v kapalných prostředích – cyklicky

Tab. 4 Changes of physico-mechanical properties of samples placed in liquid environments - cyclically

Vzor



[%]


[%]chloridy nafta chloridy nafta chloridy nafta

I – A 48,7 48,8 0,21 0,31 0,8 0,86I – B 46,8 46,4 0,43 -0,32 0,75 1,63I – C 48,9 40,2 0,41 -1,03 0,92 0,5I – D 48,7 47,0 3,4 -0,21 0,56 0,95II – Fe 39,3 41,2 -4,5 0,24 1,08 1,34

1




Tab. 5 Zařazení vzorků z CO2 do etapy karbonataceTab. 5 Classing of samples exposed to CO2 according to the stage of

carbonation

Označení vzorkuStupeň

karbonatace oK [%]

Stupeň modifikační přeměny oMP

[-]

pH [-]

Etapa karbonatace

I – A (P) 52,1 0,85 11,51 I.I – B (P) 34,1 0,95 11,84 I.I – C (P) 64,2 0,45 10,51 II.I – D (P) 65,3 0,41 10,78 II.

Tab. 6 Zařazení vzorků z prostředí SO2 do etapy sulfataceTab. 6 Classing of samples exposed to SO2 according to the stage

o sulphation

Ozn. vzorku Stupeň sulfatace oS [%]

pH [-] Etapa sulfatace

I – A (P) 7,778 11,51 I.I – B (P) 8,660 11,84 I.I – C (P) 13,695 10,51 I.I – D (P) 12,935 10,78 I.

I – B (H) 12,802 11,13 I.

Pozn.: (P) – odběr vzorku z povrchu zkušebního tělesa; (H) – odběr vzorku z hloubky 20 až 30 mm pod povrchem zkušebního tělesa

Tab. 7 Chemický rozbor vzorků uložených v chloridechTab. 7 Chemical analysis of samples exposed to chlorides

Označení vzorkuChloridy [%]

Stále CyklickyI – A (P) < 0,01 < 0,01I – B (P) < 0,01 < 0,01I – C (P) 0,04 0,04I – D (P) 0,07 0,05I – B (H) < 0,01 < 0,01

Tab. 8 Diferenční termická analýza vzorků z naftyTab. 8 Differential thermal analysis of samples form diesel

Označení vzorkuZtráta žíháním [%]

Stále CyklickyI – A (P) 12,4 12,1I – B (P) 11,9 11,0I – C (P) 19,8 16,7I – D (P) 18,5 16,5I – A (H) 13,0 12,0I – B (H) 10,4 10,5I – C (H) 9,9 9,7I – D (H) 11,0 12,0

2

4

5

6

3




Z ÁV Ě R

Na základě výsledků provedených fyzi-kálně-chemických analýz lze uvést násle-dující:

Vzorky uložené v prostředí CO2, kon-krétně jejich povrchové vrstvy (tj. beton do hloubky cca 20 mm od povrchu), se kromě receptur I–A (s popílkem) a I–B (s metakaolínem) nacházejí již ve druhé etapě karbonatace. Postupující projev míry karbonatace také potvrzuje výskyt produk-tů karbonatace (kalcit, aragonit, vaterit) v mikrostruktuře betonové matrice těch-to receptur.

Ve druhé etapě karbonatace dochá-zí k přeměnám ostatních hydratačních produktů cementu. Vznikající modifikace CaCO3 společně s amorfním gelem kyse-liny křemičité zůstávají jako velmi jemno-zrnné krystalické novotvary CaCO3. Hru-bozrnné krystalické novotvary se vyskytu-jí jen ojediněle. Vlastnosti betonu se příliš nemění, což vysvětluje jen drobné výkyvy ve změně pevností a objemových hmot-ností daných receptur.

Receptury I–A (s popílkem) a I–B (s metakaolínem) jsou po 360denním působení v 98% CO2 při 75% relativ-ní vlhkosti vzduchu v první etapě karbo-natace, tedy vzhledem k míře karbona-tace ve stejném stavu jako vzorky ulože-né ve venkovním prostředí. V první etapě karbonatace je v mikrostruktuře matrice betonu oxidem uhličitým atakován hyd-roxid vápenatý (a to jak krystalický – port-landit, tak z mezizrnečného roztoku). Pro-duktem těchto reakcí je uhličitan vápenatý krystalizující ve formě kalcitu.

Ve druhé etapě karbonatace dochá-zí k reakcím mezi oxidem uhličitým a kal-ciumhydrosilikáty, přičemž v mikrostruk-tuře betonu vzniká jemnozrnný uhličitan vápenatý především ve formě aragoni-tu a vateritu.

Po 360denním uložení v prostředí v 98% SO2 za 75% relativní vlhkostí byly všechny receptury zařazeny do I. etapy sulfatace. Po komparaci obsahu SO3 ve vzorcích ulo-žených v agresivním plynu a vzorcích ulo-žených ve venkovním prostředí je však nutné konstatovat výrazný nárůst obsa-hu SO3. Zvýšená degradace povrchových vrstev byla prokázána i faktem výrazné-ho zbarvení vzorků. Výraznější degradace cementové matrice však nebyla potvrzena identifikací produktů sulfatace (sádrovec, monosulfát, trisulfát) výsledky rentgeno-vé difrakční analýzy. V první etapě dochází k přeměně Ca(OH)2 (popř. jeho roztoku)

v mezizrnečném prostoru na hemihydrát siřičitanu vápenatého, který přitom částeč-ně zaplňuje póry. Pevnosti betonu se zlep-šují, ale snižuje se hodnota pH.

Porovnání výsledků mineralogického složení receptur uložených v chloridech a výsledků mineralogického složení vzorků uložených ve venkovním prostředí ukazuje, že působení chloridů u receptur modifiko-vaných popílkem nevyvolalo v jejich mik-rostruktuře po 360 dnech vznik nových fází, které by svědčily o degradaci matri-ce betonu působením chloridů. Zejmé-na je nutno zdůraznit, že u žádné z tes-tovaných receptur nebyla po 360denní expozici v prostředí chloridů zazname-nána přítomnost Friedlovy soli, příp. dal-ších minerálů, které by mohly způsobo-vat vznik expanzních tlaků v mikrostruk-tuře materiálu, a tím způsobit degrada-ci matrice vedoucí až k snížení pevností zkoušených receptur betonů. U modifiko-vané receptury I-B došlo ke zvýšení pev-ností, což svědčí o pozitivním účinku pří-měsi metakaolinu.

I za předpokladu vyšší degradace u cyk-lického působení chloridů na zkušeb-ní vzorky nebyly zaznamenány výrazněj-ší změny oproti stálému uložení vzorku v chloridech.

Vzorky uložené v prostředí nafty nepro-kazují po 360 dnech uložení žádné výraz-né změny v mikrostruktuře cementové matrice. Za nejprůkaznější zkoušku míry kontaminace ropnými produkty (naftou) je z provedených analýz jednoznačně ztrá-ta žíháním. Výsledky této analýzy ukazu-jí mírnou kontaminaci povrchových vrstev zkoušených receptur. Naopak po kompa-raci vzorků odebraných z 20 mm od povr-chu zkušebních těles a vzorků odebraných z těles uložených ve venkovním prostře-dí lze konstatovat, že kontaminace zkou-šených betonů je pouze povrchová. Kon-taminace povrchů u vzorků namáhaných cyklickým uložením v naftě je nižší než u vzorků uložených kontinuálně v pro-středí nafty. Rozdíly v pevnostech opro-ti referenčním hodnotám jsou v rozme-zí 3 %, tedy zanedbatelné. Po porovnání kontaminace jednotlivých receptur může-me konstatovat, že receptury I-A (s popíl-kem) a I-B (s metakaolínem) jednoznač-ně převyšuji ostatní receptury v odolnos-ti proti průniku kontaminace ropnými pro-dukty (naftou).

Receptury byly v pevnostních třídách od LC 30/33 do LC 35/38 a objemových třídách D 1,6 až D 2,0.

Na základě výsledků dosažených v rámci řešení lze konstatovat, že použití černou-helného popílku a metakaolinu má jedno-značně pozitivní vliv na odolnost a trvanli-vost lehkých betonů v chemicky agresiv-ních prostředích, zejména v CO2 a SO2.

Tento příspěvek byl zpracován za podpory

projektu MPO FI-IM5/016 „Vývoj lehkých

vysokohodnotných betonů pro monolitické

konstrukce a prefabrikované dílce“ a za přispění

projektu GA ČR 103/07/076 „Vývoj lehkých

betonů pro široké konstrukční využití“.


Ing. Michala Hubertová, Ph.D.

Lias Vintířov, lehký stavební materiál, k. s.

357 44 Vintířov

tel.: 602 650 174

e-mail: [email protected], www.liapor.cz

Fakulta stavební VUT v Brně


Doc. Ing. Rudolf Hela, CSc.


Veveří 331/95, 602 00 Brno

tel: 541 147 508, fax: 541 147 502

e-mail: [email protected], www.fce.vutbr.cz/thd

Ing. Roman Stavinoha


Veveří 331/95, 602 00 Brno


Literatura:[1] Hubertová M., Hela R.: The Effect

of Metakaolin and Silica fume on the Properties of Lightweight Self-Consolidating Concrete. In 9th CANMET/ACI International Conference Recent Advances in Concrete Technology. Warsaw Polsko. 2007. ISBN: 0-87031-235-9

[2] Matoušek M., Drochytka R.: Atmosférická koroze betonu, IKAS Praha 1998

[3] Haque M. N., Al-Khaiat H, Kayali O.: Strenght and durability of lightweight concrete. In Cement and Concrete Composites 26 (2004) 307-314

[4] www.eea.europa.eu [5] Bydžovský J., Dufka A.: Význam

fyzikálně chemických diagnostic-kých postupů při hodnocení stavu železobetonových konstrukcí, konfe-rence WTA CZ Ostrava, 2007, ISSN 978-80-02-0197


T H E C O L L A P S E O F T H E K O R O R – B A B E L T H U A P B R I D G E I N P A L A U – D I S C U S S I O N O F P O S S I B L E C A U S E S

D I S K U S E M O Ž N Ý C H P Ř Í Č I N K O L A P S U M O S T U K O R O R –B A B E L T H U A P V R E P U B L I C E P A L A U


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

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

Most Koror-Babelthuap byl v době uve-dení do provozu v roce 1977 letmo betonovaným mostem s největším roz-pětím hlavního pole na světě. Vzhledem k trvale rostoucím průhybům hlavního pole byla v roce 1996 provedena rekon-strukce. Měsíc po ukončení oprav však došlo ke zřícení mostu. Cílem příspěv-ku je seznámit s původním projektem mostu a postupem rekonstrukce a nastí-nit možné příčiny kolapsu.The Koror-Babelthuap bridge was after putting in operation in 1977 the longest (due to the length of mid span) con-crete bridge erected by free cantilevers method. Regarding to excessive defle-ction of the middle of the main span, reconstruction was done. One month after repair finishing, structure collapsed. The intention of this paper is to describe the original structure design, reconstructi-on process and outline possible collapse reasons.

Most (obr. 1) byl vyprojektován pro spo-jení dvou hlavních ostrovů republiky Palau – Koror a Babelthuap (obr. 2). Jednalo se o velmi významné a strategické propo-jení nejen z hlediska dopravy (na ostro-vě Koror je mezinárodní letiště, zatímco na ostrově Babelthuap je hlavní město a žije zde více jak 70 % populace), ale

i převáděných inženýrských sítí (vodovod, elektrické vedení).

Oba ostrovy odděluje více jak 30 m hluboký kanál s velmi silnými proudy, které znemožňovaly použití mezilehlých podpor.

Konstrukce proto byla dle původní-ho projektu navržena jako letmo beto-novaný most s rozpětím hlavního pole cca 240 m (obr. 3). Jednalo se o dvoji-ci symetrických konzol proměnného prů-řezu (obr. 4) spojených ve středu klou-bem opatřeným ložisky pro zajištění vol-ného vzájemného posunutí a natočení konců konzol. Z hlediska dimenzí je zará-žející zejména extrémně malá tloušťka

stěny – 356 mm. Zvláště v oblasti vnitř-ních podpor při výšce téměř 14 m, kde navíc dochází k soustředění velkého smy-kového namáhání, je tato hodnota spíše blízká tloušťkám stěn ocelových komo-rových průřezů. Ze získaných podkladů je patrné i nedostatečné provázání smy-kové výztuže mezi tenkou stěnou a des-kou průřezu.

Obr. 1 Most Koror-BabelthuapFig. 1 Koror-Babelthuap bridge

Obr. 2 Republika Palau, ostrov Koror a Babelthuap

Fig. 2 Republic Palau, Koror and Babelthuap island

2a 2b

1




Výstavba mostu probíhala letmo od vnitř-ních podpor (navržených pro přenos vodorovných reakcí – horizontálních sil – do podloží pomocí šikmých pilot) nesy-metricky směrem do středu centrálního pole a ke krajní podpoře. Pro vybalancová-ní ohybového momentu nad vnitřním pilí-řem od vlastní tíhy konzoly hlavního pole byla oblast nad krajní podporou vyplněna balastem ze štěrkového materiálu. Před-pětí bylo navrženo použitím tyčí Dywidag ∅ 32 mm. Uspořádání jednotlivých přepí-nacích jednotek typicky odpovídalo postu-pu výstavby – přímé tyče vedené při hor-

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

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

V roce 1995, osmnáct let po uvedení do provozu, bylo rozhodnuto vzhledem k trvale narůstajícím průhybům středu hlavního pole (deformace činila již více než 1,2 m) provést rekonstrukci mostu. Projekt této rekonstrukce lze shrnout do čtyř základních kroků:• odstranění kloubu ve středu rozpětí

hlavního pole a následné zmonolitnění – změna statického působení konstruk-ce na spojitý nosník,

• instalace osmi dodatečných kabelů vol-ného předpětí vedených mimo prů-řez prostřednictvím deviátorů; kabely byly vedeny jako tzv. kabely spojitosti přes celou délku hlavního pole, kotve-né za pilíři v krajních polích,

• rozepření konců konzol,• oprava povrchu konstrukce.

K O L A P S K O N S T R U K C E

Popis zhroucení konstrukceKe zřícení mostu (obr. 5) došlo 26. září 1996 necelý měsíc po dokončení opra-vy konstrukce. Následky tohoto neštěs-tí byly tragické – dva mrtví, několik zra-něných a naprosté odříznutí lidí žijících

na ostrově Babelthuap od dodávek pitné vody a elektrické energie z ostrova Koror. Postup kolapsu konstrukce (obr. 6) lze na základě provedených zkoumání [1] popsat následovně:• rozštěpení horní desky v blízkosti vnitř-

ního pilíře na východní straně mostu (ostrov Babelthuap); eliminace předpě-tí – část mostu mezi vnitřní podpo-rou a kloubem ve středu hlavního pole tak působila pouze jako železobetonová konstrukce,

• z důvodů velkého nadpodporového momentu nad vnitřním východním pilí-řem, jehož účinky pak nebyly reduková-ny předpětím, došlo k tahovému poru-šení horních částí stěn a smykovému porušení celého průřezu,

• konstrukce se začala chovat jako gigan-tická konzola délky cca 240 m, zatíže-ní z celého hlavního pole bylo přenáše-no do průřezu nad západním vnitřním pilířem (Koror), došlo k natočení celé konstrukce okolo teoretické osy uložení, včetně nadzvednutí krajního pole,

• nadpodporový průřez pochopitelně nebyl schopen přenést tak velké namá-hání a došlo k tahovému a tlakovému porušení a následnému zřícení celé kon-strukce.

Pravděpodobné příčiny kolapsu konstrukceZ výše uvedeného vyplývá, že základním impulsem vedoucím ke zhroucení mostu

Obr. 3 Podélný řez mostem (převýšený)Fig. 3 Longitudinal section (scale)

Obr. 4 Příčný řez nad podporou a v poliFig 4 Typical cross sections

Obr. 5 Zřícení mostu Fig. 5 Structure collapse

Obr. 6 Schéma porušení konstrukce mostuFig. 6 The scheme of structure failure

Obr. 7 Výpočetní model mostu¨Fig. 7 Computational model of the bridge

5a

3

4b

4a

5b




byly provedené úpravy během kompletní rekonstrukce. Důležité je si ale uvědomit, že nebýt problémů (narůstající průhyby, vznik trhlin) majících původ v původním projektu, konstrukci by neby-lo vůbec třeba opravovat.

O možných příčinách je nutné spekulovat s uvážením kom-plexního chování konstrukce; jde např. o faktory:• nedostatečné dimenze průřezu, zejména tloušťka stěn je

velmi malá, nedostatečný prostor k provázání výztuže mezi stěnou a deskou,

• dodatečné kabely volného předpětí, vedené jako tzv. kabe-ly spojitosti přes celou délku hlavního pole, kotvené za pilí-ři v krajních polích, kdy axiální síla takovéhoto předpětí se do hlavního pole – v důsledku zamezení vodorovných posu-nů v mezilehlých podporách – vůbec nemůže dostat,

• otázka vhodnosti umístění kotvení předpínacích tyčí v krajním poli pro eliminaci průhybu středu hlavního pole (obr. 7) – toto bude posouzeno speciální analýzou za použití metody podle [4],

• možné porušení soudržnosti mezi betonem a předpínací výztuží při úpravě povrchu nosné konstrukce,

• zvýšení smykových napětí ve stěnách od vertikální složky před-pínací síly dodatečného předpětí v místě deviátorů.

Z ÁV Ě R

Varující je fakt, že ani po dvanácti letech od zřícení mostu neby-ly uspokojivě objasněny příčiny kolapsu. Ve srovnání s letec-tvím, kdy je každá sebemenší nehoda povinně detailně vyšetře-na a následně jsou provedena opatření pro maximální možnou eliminaci dalších podobných neštěstí, je tento stav zarážející. Při-tom by bylo velmi přínosné přesné objasnění kolapsu mostu Koror-Babelthuap, výsledky pak mohou sloužit jako ponauče-ní pro projekty konstrukcí podobných dimenzí a též poskytnout další poznatky pro rozvoj oboru mostního stavitelství.

Výsledky byly získány v rámci řešení grantových projektů 103/08/P613,

103/06/0674 a 103/08/1677 podporovaných Grantovou agenturou ČR

a projektu MŠMT 1M6840770001 v rámci činnosti výzkumného centra CIDEAS.

Ing. Lukáš Vráblík, Ph.D.


Ing. Jan Loško


Prof. Ing. Vladimír Křístek, DrSc.


všichni:

ČVUT Fakulta stavební

Katedra betonových a zděných konstrukcí

Thákurova 7, 166 29 Praha 6

tel.: 224 354 365

Literatura:[1] Burgoyne Ch., Scantlebury R.: Why did Palau Bridge collapse?; 03/2006[2] Koror – Babaldaob Bridge Repairs, Basis of design; ABAM a member of the Berger

Group, 09/1993[3] Present condition survey of the Koror – Babelthuap Bridge; Japan international coope-

ration agency, 02/1990[4] Křístek V., Vráblík L.: Optimisation of tendon layout to avoid excessive deflections

of long-span prestressed concrete bridges; Concrete Engineering International UK, Volume 11, Number 1, Spring 2007

76

RSTAB RFEM

ww

w.d

lub

al.

cz

Ing. Software Dlubal s.r.o.

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

E-mail: [email protected]

Ing. Software

Dlubal

Řada přídavných modulů

Snadné intuitivní ovládání

6 500 zákazníků ve světě

Zákaznické služby v Praze

Rozsáhlá knihovna profilů

Nová verze v českém jazyce

Dem

ove

rze

zda

rma

ke s

taže

ní

Anglická 28,120 00 Praha 2

Program pro výpočetrovinných i prostorovýchprutových konstrukcí

Program pro výpočetkonstrukcí metodoukonečných prvků

Stat

ika,

kte

rá V

ás b

ud

e b

avit

...

Inzerce 96.5x132 zrcadlo (Beton 1 1 15.7.2008 7:47:00


M O D E R N Í M E T O D I K A P R O S T A N O V E N Í B E Z P E Č N O S T I A S P O L E H L I V O S T I B E T O N O V Ý C H K O N S T R U K C Í A N I N N O V A T I V E M E T H O D F O R S A F E T Y A N D R E L I A B I L I T Y A S S E S S M E N T O F C O N C R E T E S T R U C T U R E S



R A D O M Í R P U K L

Představený moderní koncept propojuje nelineární analýzu MKP se statistickým přístupem a vytváří tak účinný inženýrský nástroj pro stanovení bezpečnosti a spo-lehlivosti betonových konstrukcí. Uvedený příklad pravděpodobnostní simula-ce selhání a vyhodnocení spolehlivosti skutečné mostní konstrukce dokumen-tuje praktickou použitelnost vyvinutého komplexního programového systému. Navržený přístup doplňuje a rozšiřuje běžné normové postupy a může vést k podstatným úsporám nákladů, neboť bere v úvahu konkrétní podmínky stavby a požadavky na její spolehlivost mohou být přesněji specifikovány a vyhodnoceny.The presented concept for safety and reliability assessment of concrete structu-res integrates nonlinear finite element analysis with stochastic and reliability techniques into an advanced enginee-ring tool. The feasibility of the developed complex software system is documented on numerical example of statistical failure simulation and reliability evaluation of existing concrete bridge structure. The presented approach is going beyond the boundaries of design codes and can lead to considerable cost saving as the reliability requirements can be targeted more precisely.

Rostoucí požadavky na provozní zatíže-ní mostů spolu s omezenými prostředky na jejich opravy či zesilování se stávají celo-světovým problémem. Správné stanove-ní bezpečnosti a spolehlivosti stárnoucích mostních konstrukcí se stává stále důle-žitější otázkou v systémech pro údržbu dopravní infrastruktury. Obvyklé postupy pro vyhodnocení spolehlivosti stávajících konstrukcí jsou založeny na normových ustanoveních a různých zvláštních před-pisech. Zkušenost ukazuje, že stanovení spolehlivosti konstrukce přesnějšími meto-dami může vést k podstatným úsporám a přináší nový náhled na údržbu mostů a s tím spojené rozhodování a administra-tivu [1]. Dílčí metody pro využití pravděpo-dobnostních metod v této souvislosti jsou

široce rozpracovány a byly ověřeny v praxi [2]. Běžně používané metody pro vyhod-nocení spolehlivosti konstrukce jsou však obvykle založeny na silně zjednoduše-ném modelu samotné konstrukce, často ve formě vzorce pro stanovení únosnos-ti vybraného konstrukčního prvku. Přitom pro deterministickou analýzu betonových konstrukcí jsou v současné době k dispo-zici programy pro podrobné řešení jejich odezvy a odolnosti založené na nelineární počítačové simulaci. Proto se nabízí myš-lenka zkombinovat nelineární numerickou analýzu stavebních konstrukcí s účinnými stochastickými metodami a nabídnout tak moderní nástroj pro realistické posouze-ní betonové konstrukce z hlediska její bez-pečnosti a spolehlivosti.

A N A LÝ Z A K O N S T R U K C E A S TA N O V E N Í S P O L E H L I V O S T I Spolehlivost konstrukcí může být vypočte-na ze stochasticky zjištěné odolnosti kon-strukce a předpokládaného statistického rozdělení zatížení. Stochastickou odezvu lze získat opakovanou analýzou konstruk-ce se stochastickými vstupními parametry, které vyjadřují náhodnost a nejistotu vstup-ních údajů. Navržená metodika využívá pro realistické modelování odezvy a odolnos-

ti konstrukce nelineární počítačovou simu-laci. Vzhledem k tomu, že nelineární ana-lýza stavební konstrukce je velmi nároč-ná na výpočetní kapacitu i čas, je nezbyt-né použít pro statistické zpracování vhod-nou techniku, které postačí zvládnutelný počet simulací. Výsledkem řešení je pak odhad bezpečnosti a spolehlivosti sledo-vané konstrukce.

Navržená metodika byla zpracována do programového systému SARA, jehož název vznikl z prvních písmen anglické charakteristiky systému – Structural Analy-sis and Reliability Assessment.

Systém se skládá ze čtyř hlavních částí:• interaktivní grafické prostředí SARA Stu-

dio, zajišťující správu dat a řízení součás-tí systému,

• nelineární simulace metodou konečných prvků ATENA,

• statistický a spolehlivostní program FReET,

• integrovaná databáze stochastických parametrů mechanických vlastností sta-vebních materiálů.Tento programový systém byl několikrát

úspěšně použit pro pravděpodobnostní nelineární analýzu betonových konstruk-cí [3] a jeden z příkladů aplikace pro sta-tistickou simulaci selhání a vyhodnoce-

1




ní spolehlivosti skutečné mostní konstruk-ce (obr. 1) je podrobněji uveden v závěru tohoto článku.

N E L I N E Á R N Í A N A LÝ Z A MKPNelineární numerickou analýzu modelo-vané konstrukce zajišťuje program ATENA, vyvinutý firmou Červenka Consulting pro deterministickou simulaci chování beto-nových a železobetonových konstrukcí [4]. Tento program umožňuje modelovat cho-vání a odezvu konstrukce až do jejího porušení – je tedy v systému SARA využit jako „pokročilá forma“ funkce poruchy konstrukce.

Nejvýznamnější roli při nelineárních výpo-čtech hraje konstitutivní vztah v materiálo-

vém bodě – materiálový model (obr. 2), který rozhoduje o tom, nakolik počítačo-vý model vystihne skutečné chování kon-strukce.

Vzhledem k tomu, že beton je složitý heterogenní materiál se silně nelineární odezvou dokonce již při provozním zatí-žení, jsou pro realistický výpočet odezvy betonových konstrukcí použity nelineár-ní materiálové modely uvažující všechny důležité aspekty chování betonu v tahu i v tlaku.

Model poškozování betonu v tahu je založen na nelineární lomové mechani-ce v kombinaci s metodou šířky pásu trh-lin a konceptem rozetřených trhlin (obr. 3). Hlavními materiálovými parametry jsou zde pevnost betonu v tahu, lomová ener-gie a tvar funkce změkčení (křivky charak-terizující velikost otevření trhliny v závislos-ti na zbytkovém tahovém napětí).

Skutečná diskrétní trhlina je v modelu nahrazena pásem lokalizovaných poměr-ných přetvoření (obr. 4). Poměrné přetvo-ření odpovídající šířce trhliny je vztaženo k velikosti konečného prvku. Funkce změk-čení v materiálovém zákonu pro model rozetřených trhlin musí být proto stanove-na individuálně pro každý konečný prvek tak, aby byl zachován předepsaný vztah pro šířku otevření trhliny. Pouze takový model založený na energetické formulaci

zabezpečí objektivitu řešení a nezávislost na síti konečných prvků, což bylo potvrze-no např. ve studii [5].

Při prostorové tlakové napjatosti vykazuje beton zvýšení tlakové pevnosti v důsledku příčného sevření. Tento efekt je vystižen modelem založeným na speciální teorii plasticity s neasociovaným zákonem plas-tického tečení, který je použit v kombino-vaném křehko-plastickém modelu beto-nu (obr. 5).

Řada dalších materiálových modelů je k dispozici pro modelování diskrétní výztu-že (včetně soudržnosti a předpětí), ploš-né výztuže (např. třmínků), drátkobeto-nu, zemin, konstrukční oceli apod. Tím je umožněna realistická simulace odezvy a porušování železobetonových a spřa-žených konstrukcí za uvážení všech jejich specifických vlastností.

Efektivní řešení inženýrských problémů založené na těchto materiálových mode-lech je doplněno grafickým prostředím, které podporuje uživatele nejen při vytvá-ření modelu konstrukce a vyhodnocová-ní výsledků výpočtu, ale rovněž v průbě-hu nelineárního řešení. Dělení konstruk-ce na konečné prvky pro numerickou ana-lýzu probíhá plně automaticky s možný-mi upřesněními ze strany uživatele. Výztuž může být definována ve formě jednotli-vých prutů či předpínacích kabelů s libo-

Obr. 1 Dálniční most v Colle d’Isarco, Brenner, Itálie

Fig. 1 Highway bridge in Colle d’Isarco, Brennero, Italy

Obr. 2 Schéma nelineární metody konečných prvků

Fig. 2 Scheme of the nonlinear finite element method

Obr. 3 Model rozetřených trhlin pro beton v tahu založený na lomové energii

Fig. 3 Smeared crack model for tensile behavior of concrete based on fracture energy

Obr. 4 Lokalizovaná trhlina – šířka pásu trhlin při výpočtu stěnového nosníku

Fig. 4 Crack band in a shear wall analysis

Obr. 5 Plocha porušení betonu při trojrozměrné napjatosti

Fig. 5 Concrete failure surface in 3D-stress state

2

4

3

5




volnou geometrií nezávislou na struktu-ře sítě konečných prvků, nebo procentem vyztužení a směrem výztuže ve vybrané oblasti. Konstrukce může být zatížena silo-vými účinky, poklesy podpor, objemovým zatížením, teplotou, smršťováním, předpě-tím atd. Tyto zatěžovací stavy jsou libovol-ně kombinovány do přírůstkových zatěžo-vacích stavů, které jsou iterativně řešeny pomocí pokročilých nelineárních metod (např. metodou délky oblouku).

Během výpočtu umožňuje interaktivní grafické prostředí kontrolovat a řídit proces zatěžování konstrukce, sledovat a vyhod-nocovat její odezvu a porušování. Grafic-ké zpracování výsledků po ukončení výpo-čtu umožňuje zobrazit a vyčíslit veškeré potřebné informace o konstrukci v které-koli fázi jejího zatěžování. Lze např. zná-zornit pole napětí či poměrná přetvoře-ní na konstrukci, vyčíslit jejich hodnoty v libovolném místě konstrukce, lze však také graficky znázornit vývoj a obraz trh-lin a zjistit údaje o jejich šířce, znázor-nit průběhy napětí v jednotlivých pru-tech výztuže, vektorové či tenzorové zná-zornění vybraných veličin (hlavních napě-tí a poměrných přetvoření) atd. Zatěžo-vací diagram umožňuje vyhodnotit ode-zvu konstrukce na předepsanou historii zatížení, průběh jejího poškozování, vývoj deformací a mezní únosnost (odolnost), způsob porušení konstrukce i její chování po selhání (křehké nebo duktilní).

P R AV D Ě P O D O B N O S T N Í S I M U L AC E

Pravděpodobnostní program FReET byl vyvinut týmem spolehlivostních inženýrů z Ústavu stavební mechaniky Fakulty sta-vební VUT v Brně a nabízí účinné nástro-je k určení statistických charakteristik ode-zvy konstrukce [6]. Tento program byl vytvořen speciálně s ohledem na výpo-

četně náročné problémy, které neumož-ňují výpočet tisíců či miliónů náhodných realizací funkce poruchy. Proto je zalo-žen na stratifikované simulaci typu Monte Carlo – metodě LHS (Latin Hypercube Sampling). Realizace náhodných vstup-ních veličin se vybírají z předdefinova-ných intervalů rozdělení pravděpodobnosti a vhodně se kombinují pro dosažení opti-mální efektivity výběrů. Počet realizací se přitom nezvyšuje s rostoucím množstvím náhodných veličin. Metoda LHS je velmi efektivní a dosahuje dostatečné přesnos-ti výsledků již při malém počtu náhod-ných realizací (desítky). Proto je její pou-žití velmi vhodné v kombinaci s náročný-mi nelineárními výpočty. Mezi náhodný-mi veličinami lze uvážit statistickou závis-lost. Pro výpočet korelační matice je pou-žita metoda simulovaného žíhání [7], která statisticko-iteračním způsobem optimalizu-je generování realizací LHS a zajišťuje zave-dení požadované korelace mezi vstupní-mi proměnnými. Důležitou součástí sto-chastického výpočtu je citlivostní analýza – možnost stanovení důležitosti vstupních proměnných, tedy jak významně každá z nich ovlivňuje výsledek řešení, například odolnost sledované konstrukce. V dalším postupu řešení je pak možné zaměřit se na důležité vstupní parametry a na upřes-nění jejich charakteristik.

Po provedení série výpočtů následu-je statistické zpracování výsledků. Výstu-pem jsou statistické charakteristiky ode-zvy (resp. vybrané veličiny) – střední hod-nota, rozptyl, kvantily apod., dále histo-gram a empirická distribuční funkce. Inter-aktivní grafické prostředí nabízí uživate-li přehledné zadávání i vyhodnocování všech potřebných statistických údajů. Pro výpočet spolehlivosti konstrukce ve formě pravděpodobnosti poruchy či indexu spo-

lehlivosti se používají vhodné numeric-ké metody.

I L U S T R AT I V N Í P Ř Í K L A D

Proces znáhodnění, výpočtu a vyhodno-cení v systému SARA je dokumentován na příkladu stochastické simulace poruše-ní a vyhodnocení spolehlivosti skutečné konstrukce: mostního nosníku s převislý-mi konci o celkové délce 167,5 m z bren-nerské dálnice v Itálii (obr. 1 a 6). Předpja-tý komorový dálniční most s proměnou výškou nosníku byl postaven v roce 1969. Na mostě byl osazen monitorovací systém pro sledování provozních vlivů na chová-ní a stav konstrukce. Vyhodnocení naměře-ných dat v kombinaci se stochastickou neli-neární analýzou by mělo v budoucnu slou-žit pro efektivní údržbu mostu [8].

Střední pole sledovaného nosníku má rozpětí 91 m, konzoly mají délku 59 a 17,5 m. Pásnice mají šířku 10,6 m (horní pásnice) a 6 m (dolní pásnice) a tloušť-ku 0,2 m, celková délka analyzované kon-strukce je 167,5 m. Výška komory se mění od 2,85 po 10,8 m (nad hlavní podpo-rou). Most byl betonován na místě z beto-nu značky B500 a vyztužen betonářskou ocelí BST 500. Předpínací systém je tvo-řen 211 kabely z oceli St 1350/1500.

D E T E R M I N I S T I C K Ý M O D E L

Nejprve byl vytvořen deterministický počí-tačový model konstrukce, který byl ověřen a analyzován metodou konečných prvků. Podle dostupné projektové dokumenta-ce byla definována geometrie konstruk-ce (obr. 7). Materiálové parametry byly zadány na základě projektovaných mate-riálových vlastností. Dále byly předepsá-ny okrajové podmínky a historie zatížení – po předpětí kabelů a aplikaci vlastní váhy byl most zatěžován rovnoměrně rozděle-

Obr. 6 Schéma řešené mostní konstrukce v Colle d’IsarcoFig. 6 Colle d’Isarco, bridge scheme

Obr. 7 Geometrie mostu a zatěžovací schéma pro model MKPFig. 7 Bridge geometry and loading scheme for FE modelling

6 7




ným zatížením mostovky až do poruše-ní konstrukce.

Nejdůležitější hodnoty vybrané pro vyhodnocení odezvy konstrukce se defi-nují jako monitorované údaje – mohou to být zatěžovací síly, reakce, deformace, napětí či poměrná přetvoření ve vybra-ném místě modelu. V tomto případě bylo sledováno mezní zatížení mostu, způsob porušení konstrukce, průhyb uprostřed rozpětí středního pole a na krajích obou konzol. Odezva konstrukce na předepsa-né zatížení se nejprve vyhodnotila deter-ministickým výpočtem, v němž byly zadá-ny střední hodnoty vstupních veličin.

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

né. Uživatel definuje další statistické para-metry (variační součinitel, typ náhodné-ho rozdělení) vybraných proměnných. Při-tom je možno využít nabídky statistických parametrů běžných stavebních materiálů z integrované databáze.

Pro stochastickou simulaci bylo uvažo-váno osm náhodných veličin – materiálo-vých parametrů betonu a předpětí kabe-lů. Byla uvážena statistická závislost někte-rých náhodných veličin pomocí korelač-ní matice. Statistické parametry uvede-né v tabulce 1 byly zjištěny zčásti z inte-grované databáze, zčásti podle doporu-čení JCSS [9].

Sady vstupních parametrů pro jednotli-vé vzorky jsou generovány metodou LHS podle definovaných statistických rozdělení a optimalizovány metodou simulovaného žíhání. Požadovaná korelace mezi vstupní-mi proměnnými se zavede pomocí pře-depsané korelační matice. Metodou simu-lovaného žíhání se požadovaná korelace

vnese do vygenerovaných sad vstupních dat. Naopak při požadavku nekorelova-ných vstupů se odstraní případná parazitní korelace vzniklá náhodnými permutacemi proměnných. V řešeném případě byla pře-depsaná korelace mezi vstupními materi-álovými vlastnostmi podle pravého horní-ho trojúhelníku matice v tabulce 2. Výsled-ná korelační matice vygenerovaná meto-dou simulovaného žíhání pro třicet vzor-ků je uvedena v levém dolním trojúhelní-ku korelační matice v tabulce 2.

Počet vzorků je třeba stanovit s ohle-dem na složitost a náročnost řešené úlohy a na požadovanou kvalitu očeká-vaných výsledků. Již několik málo vzor-

Proměnná* Jednotky Střední hodnota

Variační součinitel Typ rozdělení

Ec GPa 37 0,15 lognormálníft MPa 3,26 0,18 weibullovofc MPa 42,5 0,10 lognormálníGf N/m 120 0,20 weibullovo

ρ MN/m3 0,023 0,10 normální (gaussovo)

Es GPa 210 0,03 lognormálnífys MPa 500 0,05 lognormálnífyp MPa 1350 0,20 lognormální

* Označení náhodných proměnných: Beton: Ec = Youngův modul pružnosti, ft = pevnost v tahu, fc = pevnost v tlaku, Gf = specifická lomová energie, ρ = specifická tíha.Výztuž: Es = Youngův modul pružnosti (stejný pro betonářskou i předpínací výztuž), fys = mez kluzu betonářské výztuže, fyp = mez kluzu předpínacích kabelů.

Tab. 1 Statistický popis náhodných vstupních proměnnýchTab. 1 Statistical description of random input variables

Proměnná* Ec ft fc Gf

Ec 1 0,7 0,9 0,5ft 0,698 1 0,8 0,9fc 0,896 0,798 1 0,6Gf 0,500 0,892 0,601 1

* Označení náhodných proměnných viz poznámky k tab. 1

Tab. 2 Korelace mezi náhodnými proměnnýmiTab. 2 Correlation of random variables

Počet vzorků Střední hodnota kN/m

Rozptyl (kN/m)2

Směrodatná odchylkakN/m

Variační součinitel

–

8 234,3 388 19,69 0,084

30 235,0 324 18,00 0,077

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

Obr. 8 Histogram průhybů uprostřed rozpětíFig. 8 Histogram of displacement at mid-

span

Obr. 9 Index spolehlivosti konstrukceFig. 9 Reliability index assessment

9

Safe

ty in

dex

β




ků může poskytnout rozumný odhad statistických parametrů odezvy konstruk-ce (první a druhé statistické momenty) a přijatelnou hodnotu indexu spolehlivos-ti. V uvedeném příkladě byly pro srovná-ní provedeny stochastické výpočty s osmi a třiceti vzorky.

Vygenerované vzorky se následně postupně předávají k řešení výpočetnímu programu, průběh řešení řídí a zpracová-vá SARA Studio. Opakovaně přitom pro-bíhá nelineární analýza MKP po jednot-livé vzorky. Průběh každé analýzy může být sledován a kontrolován během výpo-čtu přímo grafickým prostředím progra-mu ATENA, celkový přehled stochastické-ho řešení ukazuje SARA Studio jako histo-gram vybraných výsledků nebo jako sva-zek křivek odezvy jednotlivých vzorků. Vybrané monitorované výsledky (mezní zatížení – únosnost – odolnost, průhyb, šířka trhliny atp.) jsou shromážďovány a po provedení všech výpočtů jsou předá-ny dále ke statistickému vyhodnocení.

Hlavními výsledky stochastické analý-zy jsou histogramy monitorovných veli-čin a odhady statistických parametrů jejich rozdělení pravděpodobnosti – střední hod-nota (průměr), směrodatná odchylka, šik-most, nejvhodnější typ náhodného rozdě-lení, a rovněž výsledky citlivostní analýzy. Příkladem je histogram průhybů uprostřed pole hlavního nosníku na obr. 8. Statistické parametry mezního zatížení (tj. odolnosti konstrukce) pro analýzu s osmi a se třiceti vzorky jsou porovnány v tabulce 3.

S TA N O V E N Í B E Z P E Č N O S T I K O N S T R U K C E

Index spolehlivosti se vypočte ze střední hodnoty a směrodatné odchylky náhodné-ho rozdělení odolnosti konstrukce a půso-bícího užitného zatížení. Pro vyhodno-cení spolehlivosti mostu Colle d’Isarco se vycházelo ze střední hodnoty odol-nosti 235 kN/m a směrodatné odchylky

18 kN/m (tab. 3), případ se třiceti vzor-ky. Index spolehlivosti lze pak vyjádřit jako funkci střední hodnoty působícího zatí-žení s variačním součinitelem jako para-metrem. Výsledky jsou graficky znázorně-ny na obr. 9. Vodorovná linie představu-je hodnotu indexu spolehlivosti 4,7 odpo-vídající pravděpodobnosti poruchy kon-strukce 10-6. Svislá čárkovaná linie uka-zuje návrhovou hodnotu užitného zatíže-ní podle původního projektu. Jednotlivé křivky charakterizují spolehlivost konstruk-ce v závislosti na střední hodnotě užitné-ho zatížení a jeho variačním součinite-li. Z obrázku je patrné, že při dobré zna-losti variačního součinitele zatížení (a jeho dostatečně malé hodnotě) je možné kon-strukci provozovat bez zvláštních opatření i při vyšší střední hodnotě užitného zatíže-ní bez ohrožení její bezpečnosti.

Provedená studie spolehlivosti v kombi-naci s probíhajícím měřením dopravního proudu a odezvy konstrukce tak umož-nila optimálně naplánovat termíny a roz-sah potřebné údržby a úprav konstrukce mostu pro současné i plánované provoz-ní požadavky.

Z ÁV Ě R

Představený programový systém pro sta-novení bezpečnosti a spolehlivosti beto-nových konstrukcí je připraven pro pou-žití v inženýrské praxi. Kombinuje neline-ární simulaci metodou konečných prvků s pokročilými stochastickými a pravdě-podobnostními technikami do účinného nástroje, který podpoří rozhodovací pro-cesy při údržbě a opravách mostních kon-strukcí, a povede k vyšší efektivitě a úspoře nákladů při správě dopravní infrastruktury.

Ing. Radomír Pukl, CSc.

Červenka Consulting, s. r. o.

Předvoje 22, 162 00 Praha 6

tel.: 220 610 018, fax: 220 612 227


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

Literatura: [1] Enevoldsen I.: Experience with proba-

bilistic-based assessment of bridges, Structural Engineering International 11(4), 251–260, 2001

[2] fib Bulletin 22 Monitoring and safety evaluation of existing concrete structu-res, fib, Lausanne, Switzerland. ISBN 2-88394-062-2, 2003

[3] Pukl R., Novák D., Bergmeister K.: Reliability assessment of concrete structures, Computational modelling of concrete structures (Euro-C 2003), Balkema, Lisse, 793-803, 2003

[4] Červenka V.: Simulating a Response, Concrete Engineering International 4 (4), 45–49, 2000

[5] Červenka V., Pukl R.: Mesh Sensitivity Effects in Smeared Finite Element Analysis of Concrete Structures, Second International Conference on Fracture Mechanics of Concrete Structures (FRAMCOS 2), Aedificatio, ETH Zürich, Switzerland, 1387-1396, 1995

[6] Novák D., Rusina R., Vořechovský M.: Small-sample statistical analysis – software FREET, 9th International conference on applications of statistics and probability in civil engineering (ICASP9), Berkeley, California, USA, 2003

[7] Vořechovský M., Novák D.: Statistical correlation in stratified sampling, 9th International conference on appli-cations of statistics and probability in civil engineering (ICASP9), Berkeley, California, USA, 2003

[8] Strauss A., Bergmeister K., Santa U.: Reliability analysis of concrete structu-res, Computational modelling of concrete structures (Euro-C 2003), Balkema, Lisse, 817–825, 2003

[9] JCSS Probabilistic Model Code, Joint Committee on Structural Safety, 2001




FOR ARCH 2008

hala 1 stánek B3


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

M O D E L O V Á N Í O D E Z V Y B E T O N U R A N É H O S T Á Ř Í P Ř I Z A T Ě Ž O V Á N Í



P E T R A K A L A F U T O VÁ , P E T R Š T E M B E R K

V článku je popsán materiálový model pro vyšetřování okamžité a časově závis-lé deformace betonu raného stáří. Důraz byl kladen na vytvoření modelu s malým počtem vstupních parametrů, které mohou být snadno kalibrovány běžně dostupnými výsledky zkoušek. Uvedený model je aplikovatelný od počáteční do konečné doby tuhnutí.The paper describes a material model for analysis of instantaneous and time-dependent deformation of early age concrete. The emphasis is put on deri-vation of a model with a low number of parameters, which can be easily cali-brated with commonly available experi-mental results. The proposed model can be applied from the initial to the final setting time.

Rychlost výstavby je jedním ze základních parametrů úspěšnosti staveb. Na roz-díl od ocelových nebo prefabrikovaných betonových konstrukcí, kdy jsou konstruk-ce skládány z prvků s již návrhovými vlast-nostmi, beton je ve většině případů uklá-dán jako tekutá hmota, která postup-ně tvrdne a stává se tak pevným mate-riálem návrhových vlastností. Tento roz-

díl v technologickém procesu výstavby není pro monolitické betonové konstruk-ce příznivý, jelikož je zapotřebí určitý čas, během kterého beton dosáhne požado-vaného vývoje mikrostruktury, než může být vystaven zatížení. Délka technolo-gické přestávky se liší podle typu směsi, okolních podmínek, způsobu ošetřování a velikosti zatížení, které má být na kon-strukci aplikováno, nicméně je vždy dosta-tečně dlouhá na to, aby bylo zabráně-no jakékoli nepředpokládané technolo-gické chybě, která by ovlivnila konečnou funkčnost konstrukce. Aby bylo možné co možná nejvíce zkrátit délku pauzy během výstavby, je třeba vyšetřovat vývoj a cho-vání betonu raného stáří, který je vysta-ven účinkům krátkodobého a dlouhodo-bého zatížení, přičemž snaha o zkraco-vání technologických přestávek je opod-statněna při dodržení časového harmo-nogramu stavby nebo při opravách frek-ventovaných komunikací s betonovým povrchem.

D Ů V O D P R O V Y T V O Ř E N Í M O D E L U B E T O N U R A N É H O S TÁ Ř Í

Dalším příkladem může být výstavba mostů, kdy stavební technologie vyžadu-je zatěžování stále ještě tvrdnoucích beto-nových konstrukčních prvků, pokud je třeba urychlit výstavbu. I když tato situace

ve skutečnosti nenastala, firma JHP, s. r. o., zastoupená Ing. Otakarem Lojkáskem ini-ciovala před dvěma lety ve spolupráci s Katedrou betonových a zděných kon-strukcí Fakulty stavební, ČVUT v Praze, výzkum deformačního chování betonu zatěžovaného v raném stáří právě pro vyšetření skutečných možností urych-lování budoucí výstavby. Jako mode-lový příklad byl vybrán Hraniční most na dálnici D8 (viz obr. 1), který spoju-je Prahu a Drážďany. Maximální výška tohoto mostu nad terénem dosahuje zhruba 56 m, čímž se stává v součas-né době druhým nejvyšším dálničním mostem v České republice. Nosnou kon-strukci mostu tvoří spřažený ocelobeto-nový spojitý nosník komorového průře-zu o šesti polích. Tento spřažený nosník je samostatný pro každý dopravní směr. Vzhledem k výšce mostu a jeho polo-ze v I. a II. pásmu ochrany vody nebylo možné dovolit pohyb těžkých vozů ve stá-vajícím terénu, a tím se vyloučila mož-nost provádět betonáž přímo ze země. Beton tedy bylo nutné k místu beto-náže dopravovat přes vybetonovanou část železobetonové mostovky. Důleži-tým faktorem, který ovlivňuje časový har-monogram výstavby, a který je v přípa-dě tohoto modelového mostu význam-ný, je jeho poloha v horské oblasti. Vzhle-dem k počasí, často nepříznivému pro betonáž, je stavební sezóna v této části Krušných hor velmi krátká. Kromě počasí existují další významné faktory vyžadující urychlování výstavby, jako např. pozdržo-vání udělení stavebního povolení a s tím související pokuty za nedodržení termí-nů, pronájem strojů apod. Nicméně vždy je nutné ověřit, zda předčasné zatěžová-ní neovlivní konečnou funkčnost stavby, popřípadě kvantifikovat možné následky.

P O Ž A D AV K Y N A M O D E L B E T O N U R A N É H O S TÁ Ř Í

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

Obr. 1 Výstavba Hraničního mostu na dálnici D8

Fig. 1 The Border bridge on D8 highway during construction

1




ratace nebo ekvivalentním časem. Anebo lze stupeň hydratace získat analýzou kine-tiky hydratační reakce na reprezentativ-ním objemu [4]. Poněvadž materiálo-vé modely jsou obvykle odvozeny teo-reticky, je třeba je kalibrovat a ověřovat pomocí experimentálních dat, což je sku-tečnost, která by se měla brát v úvahu již při odvozování modelu. To znamená vyu-žívat v materiálovém modelu co možná nejmenší počet parametrů. Je třeba si uvědomit, že běžný projektant nemá možnost a ani čas shánět výsledky spe-ciálních zkoušek, které jsou nutnou pod-mínkou pro použití takto sofistikovaných materiálových modelů přesně pro jeho danou aplikaci.

Z toho vyplývají požadavky, které byly uvažovány při definování materiálového modelu popisovaného v tomto článku, tedy snadná použitelnost (výpočet v MS Excel) a snadná kalibrovatelnost pomo-cí běžně dostupných dat, jako je nárůst pevnosti v čase.

P O P I S M O D E L U

Deformační chování tuhnoucího a tvrd-noucího betonu obecně připomíná cho-vání betonu již ztvrdlého s rozdílem výraz-né plastické deformovatelnosti. Jak beton stárne, snižuje se poměr mezi nevrat-nou a vratnou deformací. Z tohoto důvo-du může být celková deformace rozděle-na na čtyři části

ε ( ) = ε ( ) + ε ( ) ++ ε ( ) + ε ( ) , (1)

kde εe je pružná nebo okamžitá defor-mace, εv je vratná viskózní deforma-ce, εf je nevratná viskózní deformace a ε0 je deformace nezávislá na napě-tí způsobená hydratací cementu, jako je smršťování, deformace vlivem trhlin a teplotní deformace. Rozdíl mezi defor-mačním chováním tvrdnoucího a již ztvrd-lého betonu je ve významných rozdílech mezi hodnotami jednotlivých deformací. V období od zamíchání cementu s vodou až do počáteční doby tuhnutí převažu-je nevratná viskózní deformace popsaná členem εf. S postupující hydratací začíná převažovat pružný člen εe a člen vratné deformace εv, a naopak na významu ztrá-cí člen nevratné deformace εf. Význam členu spjatého s hydratačním procesem a vlivy nezávislými na zatížení, ε0, se mění během procesu tuhnutí, což je připisová-no nárůstu tahové pevnosti betonu.

Z hlediska numerického modelování je hlavní rozdíl mezi tvrdnoucím betonem a betonem už ztvrdlým zvláště patr-ný při dlouhodobém zatěžování, před-stavován výraznou změnou materiálo-vých parametrů způsobenou právě hyd-ratací cementu, která již neumožňuje přijetí zjednodušujícího předpokladu, že materiálové parametry jsou konstantní po celou dobu zatěžování, např. způso-bujícího dotvarování. Je třeba také zdů-raznit, že v případě ztvrdlých betonů, které jsou zatěžované ve vyšším stáří, může být trvání dlouhodobého zatěžo-vání, a většinou je, měřeno jako čas uply-nulý od okamžiku zatížení až do okamži-ku, který nás zajímá, což je v souladu s předpokladem konstantních materiá-lových parametrů. V případě tvrdnoucích betonů je trvání dlouhodobého zatěžo-vání v podstatě předepsáno na základě času, nicméně pro modelování je vhod-nější vyjádřit trvání zatížení pomocí stup-ně hydratace, což umožňuje obecnější použití modelu, jako např. uvažovat vliv zvýšené teploty účinky hydratace, kdy zvýšená teplota dále urychluje hydra-tační proces a vede k relativnímu zkrá-cení zatěžovací doby. Potom jednoosou deformaci způsobenou jednoosým zatí-žením lze vyjádřit vztahem

ε ( = ʹ( )∫ σ ʹ( )) , (2)

kde J je funkce dotvarování, h je stupeň hydratace v okamžiku t, a h′ je stupeň hydratace v okamžiku počátku zatížení t′, ε je poměrná deformace a σ je napě-tí. Funkce dotvarování J je funkcí vnitř-ní proměnné, stupně hydratace, na úrov-ni definice modelu, nicméně navenek je funkce dotvarování J funkcí času. Je to logické, jelikož mezi vnitřní proměnnou a časem existuje pro dané podmínky pro-sté zobrazení, ovlivněné právě např. tep-lotou. Deformace ε v rovnici (2) předsta-vuje součet prvních tří členů v rovnici (1) s vyloučením členu ε0.

Rovnici (1) lze dále vyjádřit derivacemi podle času vyjadřujícími rychlost defor-mace

&ε ( ) = &ε ( ) + &ε t( ) ++ &ε ( ) + &ε ( ) , (3)

kde je význam všech vstupních parame-trů stejný jako v rovnici (1) a tečka zna-mená derivaci podle času. Přesná defini-ce každého členu je uvedena dále.

Poněvadž tato práce byla zaměřena na období od okamžiku smíchání vody s cementem do konečné doby tuhnu-tí, nebyly objemové změny vzniklé hyd-ratací, jako je vlastní smršťování, vznika-jící trhliny, stejně jako teplotní deformace jednoznačně měřitelné, a tedy nemohly být vyhodnoceny. Tudíž zde není uvede-na formulace členu deformace ε0. Obje-mové změny jsou zahrnuty v členu popi-sujícím viskoelastické chovaní, a proto je též tato deformace označována za časo-vě závislou, a ne dotvarování.

O K A M Ž I TÁ O D E Z VA

Hodnotu okamžité rychlosti deformace lze vyjádřit vztahem

&ε t =&ε &σ , (4)

kde F0 označuje bezrozměrnou funk-ci vlivu rychlosti zatěžování a E(t) je modul pružnosti, který se vyvíjí s časem. Poněvadž byl krychlený vzorek zatěžo-ván pouze jednou zatěžovací rychlos-tí, kdy zatěžování bylo řízeno deforma-cí, nelze vyjádřit vliv rychlosti zatěžování, a tudíž je funkce F0 považována za jed-notkovou.

Z provedených zkoušek, jejichž výsled-ky jsou uvedeny na obr. 2, lze získat funkční předpis nárůstu modulu pružnos-ti, který lze vyjádřit pomocí exponenciální funkce shodné s popisem nárůstu pev-nosti v tlaku [MPa] ve tvaru

= ⋅ ( ) (5)

kde t je stáří betonu vyjádřené v hodinách. Uvažujeme-li tedy přímou úměru mezi vývojem pevnosti betonu v tlaku a vývo-jem modulu pružnosti, lze získat funkci popisující nárůst modulu pružnosti [MPa] pouhým přenásobením funkce vyjadřující nárůst pevnosti v tlaku ve tvaru

= ⋅ ( ) (6)

Toto je zjednodušující předpoklad vycházející z rozptylu naměřených dat, který umožnuje snadné získání okamži-té hodnoty modulu pružnosti ze získa-né hodnoty pevnosti betonu v tlaku. Nic-méně při srovnání průměrných hodnot nárůstu pevnosti betonu v tlaku a nárůs-tu modulu pružnosti mezi počáteční a konečnou dobou tuhnutí je nárůst pev-nosti v tlaku rychlejší než nárůst tuhos-ti betonu.




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

&ε ( ) =σ ( )⎡⎣ ⎤⎦

α ⋅ ( )& ʹ( )∫ σ ʹ( ) (7)

kde α je parametr, fc je funkce popisující nárůst pevnosti betonu v tlaku, F1 je funk-ce vyjadřující vliv úrovně zatížení a Jv(t, t’) je funkce dotvarování. Z výsledků zkou-šek, kdy krychelné vzorky byly zatěžovány konstantní silou mezi počáteční a koneč-nou dobou tuhnutí, bylo zjištěno, že vztah mezi vývojem časově závislé deforma-ce a vývojem pevnosti v tlaku je nepří-mo úměrný, a lze tedy uvažovat parame-tr α jako bezrozměrnou konstantu o hod-

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

− ʹ( ) =− ʹ( )

+ − ʹ( ) (8)

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

experimentů, jejichž výsledky jsou uvede-ny na obr. 3.

Po dosazení všech parametrů do vzta-hu (7) je konečná formulace časově závislé deformace následující

ε ( ) = ⋅⋅ ⋅ ʹ( )

⋅− ʹ( )

+ − ʹ( )∫ σ ʹ( ) (9)

Z rovnice (9) je patrné, že jedinými neznámými jsou stáří betonu zadané v sekundách, kdy byl beton zatížen kon-stantní silou, a délka zatěžování v sekun-dách. Jednoduchou úpravou lze vztah (9) pozměnit pro zadávání času v hodinách. Porovnání vypočtených a naměřených hodnot časově závislé deformace při úrovni zatížení 30 % tlakové pevnosti v okamžiku zatížení je ukázáno na obr. 3. Lze tedy konstatnovat, že zjednodušující předpoklady, které umožní použití velmi jednoduchého vztahu (9), jsou pro stáří betonů 3 až 8 h akceptovatelné. Samo-zřejmě se na obr. 3 nejedná o ověře-ní přesnosti, ale o ověření použitelnosti základního vztahu (9), jestli je kalibrova-telný, a to s kladným výsledkem.

Snadná implementace do stávajících programůVztahy (4) a (9) jsou kromě snadného okamžitého použití pro výpočet pomo-cí MS Excel nebo kalkulátoru též snadno implementovatelné do stávajících soft-warů. Vztahy (4) a (9) byly již vloženy do otevřeného konečněprvkového pro-gramu SIFEL, který je vytvářen na Kated-ře mechaniky Fakulty stavební, ČVUT v Praze, a který byl úspěšně použit napří-klad při vyšetřování deformací mostu během výstavby [5].

Z ÁV Ě R

Na základě výsledků získaných při krátko-dobém a dlouhodobém zatěžování kry-chelných betonových vzorků stáří 3 až 8 h

Obr. 2 Pracovní diagramy a jim odpovídající moduly pružnosti

Fig. 2 Stress-strain diagrams and corresponding moduli of elasticity

Obr. 3 Porovnání vypočtené a naměřené časově závislé deformace

Fig. 3 Comparison between computed and measured time-dependent response

2

3




byly definovány jednoduché vztahy pro výpočet okamžité a časově závislé defor-mace betonu raného stáří. Uvedené vzta-hy jsou jednoduše kalibrovatelné pomo-cí běžně dostupných výsledků zkoušek, jakými je nárůst pevnosti betonu v tlaku, které běžně poskytují betonárny a labora-toře. Proto jsou tyto vztahy snadno použi-telné pro běžné projektanty.

Vztahy jsou určeny pro vyšetřování deformace betonu při jednoosém zatě-žování, jako je stlačení betonové desky pod pneumatikou stojícího automobi-lu nebo stlačení předpínaného betonu v podkotevní oblasti, nicméně tyto vzta-hy jsou použitelné i pro vícerozměrné analýzy v kombinaci s průměrnou hod-notou Poissonova součinitele 0,35 pro

úroveň zatížení 50 %, [6]. Uvedené vzta-hy byly již implementovány do otevřené-ho konečněprvkového programu SIFEL a jsou použitelné pro numerické analý-zy betonových konstrukčních prvků zatí-žených ve stáří 3 až 8 h.

Příspěvek byl vypracován za finanční podpory

GAČR, projekt 103/07/1462, které tímto

děkujeme.


Ing. Petra Kalafutová

tel.: 224 354 624


Doc. Ing. Petr Štemberk, Ph.D.

tel.: 224 354 364


oba:

ČVUT Fakulta stavební

Katedra betonových a zděných konstrukcí

Thákurova 7, 166 29 Praha 6

SANACE A HYDROIZOLACE

DOPRAVNÍCH STAVEB

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

BASF Stavební hmoty Česká republika s.r.o.

nabízí odborníkům v oblasti dopravních staveb

komplexní technologie a technickou podporu

jak v projekci, tak na stavbě.

Produkty společnosti BASF plní beze zbytku

náročné požadavky investorů v oblasti dopravních

staveb v celé šíři stavební chemie a doplňkových

produktů v návaznosti na předpisy MDaS, ČD

a nové evropské normy:

- sanace betonových konstrukcí

- ochranné nátěry, hydrofobizace, antigrafitti

- inhibitory koroze

- zálivkové montážní a fixační hmoty

- zesilování konstrukcí uhlíkovými tkaninami

a lamelami

- spodní stavba a injektáže

- izolace mostních objektů

Literatura:[1] Frantová M.: Modification of Chen

model of plasticity for early ages applications, Mechanika, 58(2)/2006, str. 11–16

[2] Sercombe J., Hellmich C., Ulm F. J., Mang H.: Modeling of early-age ereep of shotcrete, I: Model and model parameters, Journal of engineering mechanics, ASCE, 126(3)/2000, str. 284–291

[3] Štemberk P., Tsubaki T.: Uniaxial deformational behavior and its mode-ling of solidifying concrete under short-time and sustained loading,

Journal of applied mechanics, JSCE, 6/2003, str. 437–444

[4] Šmilauer V., Bittnar Z.: Elastické vlastnosti betonu z víceúrovňové homogenizace, Beton TKS, 4/2006, str. 42–46

[5] Brož J., Kruis J.: Modelling of gradual construction of road bridge and its creep, Sborník konf. Engineering Mechanics 2007, Praha, Ústav termo-mechaniky, AVČR, 2007, str. 23–24.

[6] Štemberk P., Kohoutková A.: Image-analysis-based measuring of lateral deformation of hardening concrete, Materials Science, 11(3)/2005, str. 292–296


S U R V E Y I N G O F T H E D E F O R M E D S H A P E O F B R I D G E O V E R T H E R I V E R L A B E I N M Ě L N Í K

Z A M Ě Ř E N Í T V A R U N O S N É K O N S T R U K C E M O S T U P Ř E S L A B E V M Ě L N Í K U



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

Předpjaté betonové mosty velkých rozpětí typicky vykazují dlouhodobý nárůst průhy-bů. Příkladem takovéto konstrukce je most přes řeku Labe v Mělníku, u kterého ani po patnácti letech od uvedení do provozu nemá nárůst průhybů ustalující trend. Bylo provedeno přesné zaměření tvaru defor-mované konstrukce s cílem identifikovat možná místa jejích poruch.Long-span concrete prestressed bridges are sensitive for long-term deflections growing. Bridge over the river Labe near Mělník is a typical example of this struc-tural type. 15 years after bridge opening, midspan deflection still increases. Detail surveying of the superstructure was made to identify possible structure failure.

P O P I S K O N S T R U K C E M O S T U A J E J Í H O S TAV U

Letmo betonovaný most přes řeku Labe v Mělníku (obr. 1) je hlavní součástí přemostění převádějící komunikaci I/16. Navržen byl jako spojitý nosník o rozpě-tí polí 72,05 + 146,2 + 72,05 m. S dél-kou hlavního pole 146,2 m je stále naším největším provozovaným letmo betonova-ným mostem.

Stejně jako pro ostatní betonové mosty velkých rozpětí, je i pro tento most typický trvalý nárůst deformací v čase. Konstruk-ce je proto od svého uvedení do pro-vozu v září roku 1994 trvale sledována. Z vyhodnocení výsledků monitoringu [1] jasně vyplývá, že ani po téměř patnácti letech od uvedení do provozu nedochází k ustalování nárůstu deformací.

Dlouhodobé deformace jsou měřeny ve fixních bodech na konstrukci nad pod-porami pro analýzu jejich dlouhodobého sedání a v mezilehlých bodech krajních a středního pole pro sledování dlouhodo-bých deformací předpjaté betonové kon-strukce způsobené jak reologickými pro-jevy betonu – dotvarováním a smršťo-váním, tak jinými možnými účinky (např. úbytky předpětí apod.).

Výsledkem měření je časový vývoj sku-tečného tvaru konstrukce – zahrnující

jak počáteční tvar, tak i průhybovou čáru – v analyzovaných bodech.

Pro zjištění přesného tvaru průhybo-vé čáry bylo navrženo detailní zaměře-ní deformovaného tvaru nosné konstruk-ce ve velkém počtu bodů. Možné zjiště-né „anomálie“ v průběhu průhybové čáry mohou ukazovat na poruchy konstrukce způsobující enormní dlouhodobý nárůst jejích průhybů.

T E C H N O LO G I E , P O S T U P M Ě Ř E N Í A Z P R AC O VÁ N Í

Přístrojové vybavení a technologie měřeníPro měření byl použit přístroj Trimble S6 Robotic (δφ = 0,3 mgon, δD = 1 mm + 1 ppm D) s příslušným všesměrným odrazným hranolem. Jedná se o totál-ní stanici s automatickým sledováním cíle a prokládáním, jež rovněž umožňuje i automatické cílení na všesměrný odrazný hranol. Dále bylo použito pásmo (50 m), vrtací souprava, kladivo, natloukací hmož-dinky 6 × 30 mm (600 kusů), podložky (1 000 kusů), barva ve spreji.

Mostní konstrukce byla měřena prostoro-vou polární metodou. Technologie měření byla určena v závislosti na časové změně tvaru mostní konstrukce a na požadavcích přesnosti. Technologii přesné nivelace, která by určila výšku bodů s vyšší přesnos-tí, nebylo možné použít z důvodu mnoho-násobně delší doby zaměření, což by způ-sobilo výrazně větší pohyb konstrukce vli-vem změny teploty, a tím i výrazně větší nepřesnosti měření (měření by neby-lo kontinuální a oprava pomocí časového vzorku neproveditelná).

Stabilizace bodůStabilizace bodů byla provedena pomo-cí natloukacích hmoždinek délky 30 mm. Vzhledem k množství bodů, a s tím sou-visející pracností, a vůbec k ekonomické náročnosti celého projektu nebylo možné osazovat body nivelačními značkami ani nastřelovacími hřeby. Osazení nastřelo-vacích hřebů do asfaltového lože silnice bylo testováno a ukázalo se velice pro-blematické, neboť se jedná o velmi tvrdý

povrch a při použití nastřelovací pistole není možné zaručit ani přibližně stejné zapuštění hřebů do mostovky.

Prvních 246 bodů bylo stabilizováno asi 0,5 m od svodidla směrem do komuni-kace do asfaltového povrchu, zatímco druhá polovina bodů byla stabilizována 0,5 m od svodidla směrem od komunika-ce do betonového podloží. Hlavy hmož-dinek bylo nutno zvýšit pomocí podložek (asfalt – dvě podložky, beton – jedna pod-ložka). Vztažný bod pro porovnání rozdílů etapového měření byl taktéž stabilizován hmoždinkou a situován přibližně 10 m za konec opěry do asfaltového chodníku (kontrolní bod pro připojení byl stabilizo-ván nivelační značkou na konci mostu).

Celková doba provádění stabilizace všech cca pěti set bodů s využitím profesionální vrtací soupravy trvala dvěma pracovníkům osm hodin a to včetně rozměření. Náklady oproti standardním stabilizacím byly výraz-ně menší. Vzhledem k plánovanému noč-nímu měření byla provedena signalizace žlutou barvou nanesenou přímo na hla-vičky hmoždinek a jejich okolí.

Konfigurace měřeníKonfigurace měření je na obr. 3. Stanovis-ko bylo umístěno uprostřed zaměřované-ho úseku mostu, protože pak mohlo být všech 492 bodů zaměřeno z jednoho stanoviska. Případné použití dvou a více stanovisek by snížilo celkovou přesnost vlivem chyb z připojení. Během měření se tvar mostní konstrukce měnil. Při návr-hu konfigurace měření bylo předpoklá-dáno, že dojde k dostatečnému potlače-ní tohoto systematického vlivu metodou „časového vzorku“. Stanovisko by mohlo být umístěno na stabilnějším místě, ale pak by nebylo možné změřit vše z jediné-ho stanoviska, tvar konstrukce by se také systematicky měnil a bylo by tedy nutné zavádět opravu.

Použitý všesměrný hranol byl stabilně upevněn na výtyčku po celou dobu měře-ní přibližně ve výšce 1,5 m. Celé měře-ní bylo připojeno k vztažnému bodu pro-střednictvím krajních bodů obou profilů (profil na asfaltu bod č. 1, profil na betonu bod č. 492), které byly zaměřeny nezávis-




le čtyřikrát na konci měření. Stabilní body, ze kterých byly oba profily výškově určeny, jsou znázorněny na obr. 3.

Postup měřeníNejprve byly zaměřeny oba profily ze sta-noviska uprostřed mostu v pořadí bodů 1 až 492 (doba měření – 3,5 h, teplo-ta na začátku 12,5 °C, teplota na konci 8 °C). Poté byl určen časový vzorek, jenž obsahoval každý pátý bod profilů (doba měření – 45 min, teplota 8 °C, časo-vá změna teploty se uvažuje jako mini-mální). Na závěr bylo provedeno zamě-ření koncových bodů profilů pro připoje-ní a samotné připojení ke stabilnímu bodu na konci mostu z druhého stanoviska pří-stroje (doba měření – 20 min, teplota 8 °C). Při měření byly registrovány měřené vodorovné směry, zenitové úhly a šikmé délky, pro kontrolu při měření také tři pro-storové souřadnice v místní (zvolené) sou-stavě souřadnic.

Zdůvodnění postupu měření a zpracování datUrčení výšek tak velkého počtu bodů (pět set) není v současné době techno-logicky možné provést se směrodatnou odchylkou cca 1 až 2 mm v tak krátkém

čase, aby v době mezi měřením prvního a posledního bodu nedošlo ke změně tvaru konstrukce vlivem změny teplo-ty. Pro minimalizaci těchto nežádoucích změn bylo měření provedeno v nočních hodinách (22:30 h až 4:00 h), přesto (jak bude dále ukázáno) došlo ke změně ve vertikálním směru o hodnoty přibliž-ně 3 mm. Proto byla po provedení měře-ní přibližně 1/5 bodů (každý pátý) zamě-řena znovu kontrolně ve výrazně krat-ším čase (cca 45 min). Zde lze změny mezi určením výšky prvního a poslední-ho bodu považovat za významně menší a takto určený vzorek bodů lze využít pro určení křivky oprav, pomocí které lze uvést měřené body do správné polohy a potlačit systematické chyby.

Rozbor přesnosti měření výšekVzhledem ke způsobu signalizace bodů pro měření (výtyčka s hranolem drže-ná figurantem) lze odhadnout směrodat-nou odchylku určení výšky bodu (v míst-ní soustavě). Směrodatná odchylka zenito-vého úhlu měřeného ve dvou polohách je uváděna výrobcem 0,3 mgon. Dle zákona hromadění směrodatných odchylek (viz [7]) je směrodatná odchylka 2x měřené-ho zenitového úhlu v jedné poloze opět

0,3 mgon. Při maximální vzdálenosti bodu od stanoviska 150 m je tedy směrodatná odchylka určené výšky rovna 0,7 mm. Dále je vhodné uvážit vliv nepřesného nasaze-ní hrotu výtyčky na bod, který činí s dosta-tečnou rezervou 1 mm. Vliv nepřesného urovnání krabicové libely na cílovém zaří-zení (nesvislost výtyčky) na určenou výšku je při citlivosti libely 4′ až 6′ a výšce hra-nolu 1,5 m zanedbatelný. Směrodatnou odchylku výšky je tedy možné odhadnout hodnotou 1,2 mm.

Směrodatná odchylka vypočtená z opa-kovaného měření při měření výškové-ho připojení byla 0,5 mm při maximální vzdálenosti 50 m, což vyhovuje provede-nému rozboru přesnosti.

Určení rovnoběžných os profilů a staničení bodů na profilechPři stabilizaci takového množství bodů nebylo možné přesně rozměřit polohu, aby oba profily byly navzájem dostatečně rovnoběžné a všechny body ležely přes-ně na těchto přímkách. Obecně je tedy možno uvažovat dvě řady bodů, které jsou rozmístěny kolem dvou téměř rovnoběž-ných přímek. Aby bylo možné určit prů-hybovou čáru mostovky, bylo tedy nejpr-ve nutné polohy bodů výpočtem upra-

Obr. 1 Schéma mostuFig. 1 Bridge arrangement

Obr. 2 Trimble S6 Robotic, výtyčka se všesměrným hranolem

Fig. 2 Trimble S6 Robotic - picket with omnidirectional cuboid

Obr. 3 Konfigurace měřeníFig. 3 Measurement arrangement

1 2

3




vit tak, že byly dvěma skupinami bodů (odpovídajícími profilům) proloženy meto-dou nejmenších čtverců (MNČ) s dodr-žením podmínky ortogonálního proklá-dání dvě přímky s podmínkou vzájem-né rovnoběžnosti a následně bylo urče-no staničení, které bylo měřeno od počát-ků kolmic vedených od přímky k bodům profilů. Počáteční staničení bylo zároveň určeno společné pro oba profily (promít-nutím počátečního bodu prvního profilu na druhý). Pro ilustraci přesnosti stabiliza-ce bodů lze uvést, že průměrná vzdálenost bodu od vyrovnané přímky byla 13 mm (maximální 144 mm), rozdíl staničení počátečních bodů profilu byl 22 mm.

Určení opravy ze změny teplotyZ grafu na obr. 5 zobrazujícím porovná-ní určených výšek (v místním systému) při měření všech 492 bodů a při měření bodů časového řezu je patrná změna tvaru mostního tělesa v závislosti na čase (střed měřeného pole klesá společně s přístro-jem, zatímco konce pole za pilíři mají ten-denci stoupat). Obecně při porovnání výšek všech bodů s výškami bodů časo-vého řezu je výsledkem polygon. Pro další výpočet potlačení teplotní změny bylo tedy nutné proložit polygon křivkou, jež je snadno matematicky definovatelná (poly-nom n-tého řádu), a poté je možné spočí-tat opravu ze změny tvaru (vlivem změny teploty) pro jednotlivá staničení a získat tak konečné výšky pro určení křivky, jež bude charakterizovat mostní konstrukci. Na obr. 5 a 6 jsou znázorněny rozdíly určených výšek dH v závislosti na staničení s. Hladká křivka znázorňuje proloženou funkci (poly-nom šestého stupně).

Obr. 4 Schéma vyrovnání profilůFig. 4 Profiles alingment

Obr. 5 Graf rozdílů měření a kontrolního měření – profil č. 1

Fig. 5 Difference between measurements - profile 1

Obr. 6 Graf rozdílů měření a kontrolního měření – profil č. 2

Fig. 6 Difference between measurements - profile 2

Obr. 7 Proložení výsledků měření polynomem

Fig. 7 Smooth of measurements results by multinominal

4

6

7

5

dH [m

m]

dH [m

m]

s [m]

s [m]

výsledky měření

proložení polynomem 10-tého stupně]

0

0

0

1

1

0

0

-1

-1

-2

-2

-3

-3

-4

-4

-5

-5

106,2

106,0

104,2

104,4

104,6

104,8

105,0

105,2

105,4

105,6

105,8

50

50

50

100

100

100

150

150

150

200

200

200

250

250

250

300

300

300


Určení křivky průběhu mostovkyVýpočet je podobný jako při zpracování časových vzorků, ovšem s tím rozdílem, že přibližný typ křivky je znám, jedná se o polynom desátého stupně ve tvaru (1).

+

= + + +

+ + , (1)

kde si a Hi jsou staničení a výška i-tého bodu.

Proložení lze provést jednoduše meto-dou nejmenších čtverců, matice plánu experimentu J a vektor pravých stran l jsou definovány:

= = , (2)

kde j je 1, 2, 3, … 11 a i je 1, 2, … n, kde n je počet měřených bodů.

Vektor neznámých a:

=

⎛

⎝

⎜⎜⎜⎜⎜⎜

⎞

⎠

⎟⎟⎟⎟⎟⎟

. (3)

Pro výpočet neznámých koeficientů a0 až a10 se použije vzorec (4)

= ( )− . (4)

Vektor oprav v přiřazovaných k výškám H se vypočítá ze vzorce (5)

= + . (5)

Z ÁV Ě R

Bylo provedeno detailní zaměření povr-chu nosné konstrukce s použitím velkého počtu bodů (obr. 3). Výsledkem je „hlad-ká a spojitá“ čára aproximující aktuální tvar nosné konstrukce (obr. 7), jejíž detail-ní matematická analýza, doplněná napří-klad o vizuální kontrolu stavu nosné kon-strukce, může odhalit případné poruchy nosné konstrukce vedoucí k nadměrným v čase se zvětšujícím průhybům. Při při-jmutí předpokladu lineárního dotvarová-ní (úroveň tlakových napětí má být např. podle ČSN ENV 1992-1-1 menší než 0,45fck) a neměnného napětí musí být totiž zjištěný tvar průhybové čáry „podob-ný“ tvaru deformace získaného výpočtem s uvážením postupu výstavby, změn static-kého systému a vývoje deformací vlivem dotvarování betonu.

Případné zjištěné rozdíly tak mohou indikovat na konstrukci místa například se zmenšenou tuhostí způsobenou trhli-

nami v konstrukci. Je nutné připomenout, že pokud reálný tvar deformace neodpo-vídá předpokladům výpočtu, pak ani roz-ložení vnitřních sil definované výpočtem není správné.

Výsledky byly získány v rámci řešení grantového

projektu 103/08/P613 a částečně též projektu

103/06/0674 podporovaných Grantovou

agenturou ČR.

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

Ing. Martin Štroner, Ph.D.e-mail: [email protected]

Ing. Rudolf Urbane-mail: [email protected]

všichni tři:ČVUT Fakulta stavební

Thákurova 7, 166 29 Praha 6tel.: 224 354 365

Projekt: spřažený betonový mostŘešení: RIB PONTI®

Software PONTI® na statické výpočty a navr-hování mostních konstrukcí má opět nový pří-růstek: mosty z železobetonových nebo před-pjatých prefabrikátů spřažených s monoli-tickou mostovkou lze komplexně řešit pomo-cí funkčního balíku PONTI® betonverbund. Od zadání spřažených průřezů, v čase se mění-cího statického systému až po výpočet vnitř-ních účinků, jejich návrhových kombinacía datově navazujících návrhů a posouzení.Balík PONTI® tak poskytuje kompletní a výkon-nou podporu statického řešení všech běžných typů mostů:

• spřažené prefabrikované mosty• spřažené ocelobetonové mosty• předpjaté monolitické a segmentové mosty

Informujte se o naší zaváděcí nabídce PONTI®betonverbund do 30.06.2008.

Více podrobností se dozvíte na: www.rib.cz

RIB stavební software s.r.o.Zelený pruh 1560/99CZ-140 00 Praha 4telefon: +420 241 442 078telefax: +420 241 442 085 e-mail: [email protected]

Literatura:[1] Vodsloň J.: Časový vývoj trvalých

průhybů velkých mostů z předpjatého betonu; Zprávy o výsledcích dlouho-dobých sledování vybraných mostů pozemních komunikací za roky 1995 až 2007

[2] Cieslar P., Zaoral P.: Projekt RDS mostu na silnici I/16 přes Labe u Mělníka; SSŽ, s. p., Projektová sprá-va, 09/1990

[3] Vráblík L., Křístek V.: Optimalizace vedení kabelů pro účinné omezení průhybů velkých mostů z předpjatého betonu; Symposium Mosty 2005, Brno

[4] Vráblík L., Křístek V., Voplakal M.: Výpočet účinků diferenčního smršťo-vání pomocí náhradního teplotního zatížení; Betonářské dny 2005

[5] Křístek V., Vráblík L.: Optimisation of tendon layout to avoid exces-sive deflections of long-span pre-stressed concrete bridges ; Concrete Engineering International UK, Volume 11, Number 1, Spring 2007

[6] Vráblík L., Křístek V.: Zpřesněná metoda statického řešení mostních konstrukcí založená na 3D modelech; Symposium Mosty 2007, Brno

[7] Böhm J., Radouch V., Hampacher M.: Teorie chyb a vyrovnávací počet; Geodetický a kartografický podnik Praha, 2. vydání, Praha, 1990. ISBN 80-7011-056-2

S P E K T R U M

O B L O U K O V Ý M O S T R E D M O N D , O R E G O N , U S AA R C H B R I D G E R E D M O N D , O R E G O N , U S A


S P E C T R U M

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

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

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

a reinforced concrete deck of a double tee cross section. The deck of the side spans that have same dimensions are from prestressed concrete. The arch ribs and the deck are designed without any transverse diaphragms. The paper discusses the architectural and structural solution, static and dynamic analysis and a process of construction.

Město Redmond je situováno na náhor-ní plošině středního Oregonu. Most cel-kové délky 237,744 m převádí ve výšce 20 m nad terénem městskou komunika-ci přes suchý kaňon, který rozděluje město (obr. 1). Pro svoji přírodní krásu je tato oblast využívána pro letní a zimní rekreaci.

Projekt byl veden snahou navrhnout úspornou a transparentní konstrukci, která doplní krásnou krajinu. Z řady variant pře-mostění byla vybrána oblouková kon-strukce (obr. 2). Její realizace však byla podmíněna požadavkem postavit most za cenu tradičních trámových konstruk-cí. Proto byla navržena co možná nejjed-nodušší konstrukce, kterou bylo nutno ověřit podrobnou statickou a dynamic-kou analýzou.

Obr. 1 Most RedmondFig. 1 Bridge Redmond

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

1

2

S P E K T R U M


S P E C T R U M

Obr. 3 Konstrukční řešení: a) podélný a příčný řez středním polem, b) podélný řez mostem

Fig. 3 Structural solution: a) partial elevation and section at the central span, elevation

Obr. 4 Příčný řez mostemFig. 4 Cross sectionObr. 5 Podhled mostu – oblouková

žebra a mostovka

Fig. 5 View from below – arch ribs and a deck

Obr. 6 Spojení obloukových žeber s trámy mostovky

Fig. 6 Connection of the arch ribs with deck’s girders

Obr. 7 Podepření oblouku nad vnitřními základy

Fig. 7 Arch’s support above intermediate footings

6

7

5

3 4

S P E K T R U M


S P E C T R U M

A R C H I T E K T O N I C K É A K O N S T R U K Č N Í Ř E Š E N Í

Pro přemostění kaňonu bylo vypracová-no několik alternativ trámových a oblou-kových kostrukcí. Po zvážení všech hledi-sek bylo prokázáno, že oblouková kon-strukce o třech polích představuje opti-mální řešení z hlediska estetického půso-bení a ceny. Protože při návrhu bylo nutno také počítat s možným rozšířením mostu, byla odmítnuta konstrukce tvoře-ná jediným páteřním obloukem podpo-rující nosník s velmi vyloženými konzola-mi. Proto byla navržena oblouková kon-strukce tvořená dvěma žebry podporující-mi dvoutrámovou mostovku. S ohledem na jednoduchost provádění byla rozpra-cována konstrukce, ve které jak oblou-ková žebra, tak i trámy mostovky nejsou spojeny příčníky a veškeré spolupůsobe-ní a stabilita konstrukce je garantována mostovkovou deskou.

Most má pět polí s rozpětími 22,86 +

3 x 64,008 + 22,86 m (obr. 3). Tři střed-ní pole jsou tvořena spojitými oblouko-vými žebry podporujícími dvoutrámo-vou mostovku šířky 15,241 m (obr. 4 a 5). Trámy mostovky i oblouková žebra mají obdélníkový průřez stejné šířky. Ve středech obloukových polí oblouková žebra spojitě přechází v trámy mostovky (obr. 6). Mostovka je nad základy oblou-ků rozdělena dilatačními spárami. V kraj-ních polích je vetknuta do opěr.

Podobně jako u většiny mostů stavě-ných v Severní Americe, je konstrukce mostu navržena bez izolace a bez asfal-tové vozovky. Jezdí se přímo po horním povrchu mostovkové desky zdrsněné příčnými rýhami. Zábradlí je tvořeno oce-lovými sloupky s vodorovnou výplní tvo-řenou uzavřenými profily. Nad vnitřními základy oblouků a na koncích mostů jsou chodníky rozšířeny a tak vytváří vyhlídko-vé plošiny.

Mostovka je v každém obloukovém

poli podepřena čtyřmi dvojicemi sto-jek. Ve středních obloukových polích je mostovka železobetonová, v krajních polích je z předpjatého betonu. Spojité oblouky jsou s vnitřními základy spoje-ny vrubovými klouby, do krajních zákla-dů jsou vetknuty. Základovou půdu tvoří únosný skalní podklad.

Oblouky jsou podepřeny nízkými pat-kami. Opticky tak oblouky přímo vychází z terénu (obr. 7). Nad základy je mostov-ka podepřena dvojicemi štíhlých stojek vetknutých jak do obloukových žeber, tak i do mostovky. Vnitřní stojky, které jsou také rámově spojeny s oblouky a mostovkou, mají průřez, který tvarově odpovídá průřezu dvojice podporových stojek. Jsou odlehčeny rýhou, která tva-rově navazuje na mezeru mezi dvojicemi krajních stojek (obr. 8).

Oblouková žebra mají proměnnou výšku, která se zmenšuje od patek ke středu mostu. Jak bylo uvedeno,

8

10 11

9

S P E K T R U M


S P E C T R U M

oblouková žebra a trámy mostovky mají stejnou šířku, stojky podpěr jsou užší. Přímé navázání obloukových žeber na trám vytváří čistý konstrukční sys-tém zdůrazňující základní statickou funk-ci mostu – oblouk, trám.

Vynechání příčných žeber nejen optic-ky odlehčuje most, ale současně zvy-šuje odolnost konstrukce na účinky zemětřesení. Oblouková konstrukce tak vytváří poddajný systém, který navazu-je na železobetonové rámové konstruk-ce navrhované v seismických oblastech. Rámové spojení stojek s obloukovými žebry a mostovkou vytváří mnohonásob-ně staticky neurčitou konstrukci, u které v případě silného zemětřesení vzniknou v místě vetknutí stojek do trámů a oblou-ků plastické klouby. Takto se zvýší pod-dajnost konstrukce a následně se redu-kují účinky zemětřesení.

I když účinky zemětřesení nepředsta-vovaly rozhodující kritérium pro návrh mostu, způsob vyztužení a řešení detai-lů bylo provedeno podle zásad vyztužo-

vání konstrukcí stavěných v seismických oblastech Kalifornie a Oregonu. Sna-hou bylo vytvořit duktilní systém vyzna-čující se velkou plastickou přetvárností. Betonářská výztuž, která nebyla spojko-vána přesahem ale mechanickými spoj-kami (obr. 9 a 10), je řádně ovinuta spi-rálou (obr. 11). V místě vetknutí stojky do obloukového žebra nebo mostovky je spirála nahrazena svařovanými prsten-ci. Ovinutí podélné výztuže pokračuje jak do oblouku, tak i do trámů.

S TAT I C K Á A DY N A M I C K Á A N A LÝ Z A

Konstrukce mostu byla analyzována pro-gramovým systémem ANSYS meto-dou konečných prvků jako prostorová konstrukce sestavená z prvků SOLID45 (obr. 12). Tyto prvky jsou definovány osmi uzly, každý s třemi stupni volnosti. Analýzou byla získána napjatost ve všech prvcích jak v podélném, tak i příčném směru mostu. Stejný model byl vyu-žit i pro dynamickou analýzu konstrukce a pro posouzení účinků zemětřesení.

Poněvadž oblouková žebra nejsou vzá-jemně spojena a integrita konstrukce je garantována jen mostovkovou deskou, byla provedena také stabilitní analýza konstrukce. Analýza byla provedena pro možnou imperfekci se sinusovým prů-během s maximální hodnotou 20 mm ve čtvrtině (a) a v polovině rozpětí mostu (b) pro normové zatížení situované na jedné polovině (a) a ve středu mostu (b). Při analýze bylo zatížení postupně zvyšováno, dokud nebylo možno nalézt rovnováhu na deformované konstrukci. Analýza prokázala vysoký stupeň bez-pečnosti konstrukce. Rovnováha nebyla nalezena až pro 111 (a) a 121 (b) náso-bek zatížení. Obrázky 13a a 13b ukazu-jí deformace konstrukce těsně před ztrá-tou stability.

První vlastní frekvence f(H) = 0,679 Hz odpovídá příčnému ohybu, první ohybo-vá frekvence f(v), jejíž tvar koresponduje tvaru vybočení podle obr. 13a, má hod-notu 1,73 Hz, první kroutivá frekvence f(K) má hodnotu 4,54 Hz.

Obr. 8 Vnitřní podpěryFig. 8 Intermediate support

Obr. 9 Výztuž spojení obloukůFig. 9 Reinforcement of the connection of the arch ribs

Obr. 10 Výztuž obloukových žeberFig. 10 Reinforcement of the arch ribs

Obr. 11 Výztuž stojek Fig. 11 Reinforcement of the piers

Obr. 12 Výpočtový modelFig. 12 Calculation model

Obr. 13 Deformace konstrukce před ztrátou stability: a) zatížení na polovině pole, b) zatížení ve středu pole

Fig. 13 Deformation of the structure before buckling: a) load on one half of the span, b) load in the middle of the span

12 13a

13b

S P E K T R U M


S P E C T R U M

Posouzení konstrukce na účinky země-třesení bylo provedeno podle ASSHTO pro normové „Spektrum odezvy“ pro 0,1 g a pro hloubku alluvia od 0 do 3 m. Analýza byla provedena pro oba vodo-rovné směry (X, Z) a pro svislý směr (Y). Konstrukce mostu byla posouzena pro tři kombinace účinků, daných součtem 100% účinků v jednom směru, ke kte-rému byly přičteny 30% účinky z dalších dvou směrů.

Protože konstrukce je vytvářena postup-ně, byla také provedena podrobná časo-vě závislá analýza postupu výstav-by. Konstrukce byla modelována rovin-ným rámem modelujícím oblouk, stoj-ky a postupně vytvářenou mostovku, která byla nahrazena rovnoběžnými pruty modelujícími trámy, mostovkovou desku a chodníkové konzoly.

P O S T U P S TAV BY

Postup stavby byl navržen tak, aby bylo možno navrhnout úspornou skruž a aby se již vybetonovaná část konstrukce podí-lela na přenosu zatížení od následně betonované části.

Po vybetonování základů byla posta-vena skruž tvořená ocelovými stojkami podpírajícími ocelové nosníky nesoucí příčné trámy. Ocelové stojky byly pode-přeny pískovými hrnci umožňující jedno-duché a ekonomické odskružení. Stojky byly zavětrovány lany.

Dále byla osazena betonářská výztuž obloukových žeber (obr. 9 a 10). Oblou-ky byly vybetonovány spolu s částí trámů situovaných ve středu polí. Zde byly vynechány střední spáry pro vložení lisů umožňujících rektifikaci sil v oblouku (obr. 14a).

Následně byla osazena betonářská

výztuž stojek (obr. 11) a stojky byly do překládaného bednění postupně vybetonovány (obr. 14b a 16).

Potom byly do lehké skruže tvořené podélnými ocelovými nosníky podepřený-mi již dokončenými stojkami a obloukem vybetonovány trámy (obr. 14c a 17).

Následovalo rozepření oblouku hydrau-lickými lisy vloženými do středních spar. Síla z lisů byla přenášena do obloukových žeber prostřednictvím teleskopických ocelových rámů se šrouby, které přená-šely sílu po rozepření. Po aktivaci základo-vé spáry byla betonářská výztuž mecha-nicky spojena a střední spáry byly vybe-tonovány (obr. 14d). Dále byla oblouko-vá žebra montážně zavětrována a skruž oblouků a trámů byla demontována.

Mostovka byla betonována do skru-že zavěšené na již vybetonovanou část konstrukce (obr. 14e a 18). Nejdříve

Obr. 14 Postup stavby typického pole: a) oblouková žebra, b) stojky, c) trámy mostovky, d) rozepření lisy, e) mostovková deska a chodníky

Fig. 14 Construction sequences of the typical span: a) arch ribs, b) piers, c) deck’s girders, d) jacking, c) deck slab and sidewalks

Obr. 15 Postup stavby mostovky: a) mostovková deska, b) chodníkyFig. 15 Construction sequences of the deck: a) deck slab,

b) sidewalks

Obr. 16 Stavba obloukových žeber a stojekFig. 16 Construction of the arch ribs and piers

Obr. 17 Stavba trámů mostovkyFig. 17 Construction of the deck’s girders

Obr. 18 Skruž mostovky zavěšená na trámech, montážní zavětrování oblouků

Fig. 18 Construction of the deck slab

1514

S P E K T R U M


S P E C T R U M

byla vybetonována deska mostovky (obr. 15a), potom vnější chodníkové kon-zoly (obr. 15b).

Stavba mostu byla zahájena v břez-nu 2005. V tomto roce bylo provede-no založení a byly vybetonovány oblou-ky, v roce 2006 byly vybetonovány stojky a mostovka. Most byl předán do provozu v březnu 2007.

Z ÁV Ě R

Cena mostu byla $ 5 810 740, která při kurzu 1 $ ≅ 16 Kč odpovídá 92,972 mil. Kč; cena na čtverečný metr je 25 658 Kč.

Most byl kladně přijat veřejností i tech-niky. V roce 2007 získal projekt mostu „Award of Excellence“ od American Con-crete Institute, letošního roku „Award of Excellence“ od PCA (Portland Cement Association) a Design Award od CRSI (Concrete Reinforcing Steel Institute). Na základě úspěchu popsaného mostu získal stejný projekční tým zakázku na pro-jekt dalšího velkého obloukového mostu přes řeku Willamette v Eugene, Oregon.

Investor City of Redmond, OR

Projekt OBEC Consulting Engineers, Eugene, OR

Koncepce, statická a dynamická analýza

Jiří Stráský, Consulting Engineer, CA

Prostorová analýza Ing. Petr Hradil, Ph.D.

Časově závislá analýza Ing. Radim Nečas, Ph.D

Realizace Cascade Bridge LLC.

Prof. Ing. Jiří Stráský, DSc., P.E.

Stráský, Hustý a partneři, s. r. o.

Bohunická 50, 619 00 Brno

tel.: 547 101 811, fax: 547 101 881

e-mail: [email protected], www.shp.eu

ÚBZK FAST VUT v Brně

Veveří 95, 662 37 Brno

tel.: 541 147 845, fax: 549 250 218

e-mail: [email protected], www. fce.vutbr.cz

Ing. Radim Nečas

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


Ing. Petr Hradil, Ph.D.

tel.: 541 147 366, fax: 541 240 994


oba: ÚBZK FAST VUT v Brně

Veveří 95, 662 37 Brno

www. fce.vutbr.cz

16

18

17

A K T U A L I T Y


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

O LY M P I C A R C H I T E C T U R E , B E I J I N G 2008

Na druhou polovinu července připravilo vydavatelství Birkhäuser ve spolupráci s China Architecture and Building Press (CABP) rozsáhlou publikaci o všech stavbách a objektech vybudova-ných v Pekingu pro Letní olympijské hry 2008. Publikaci zpra-coval Pekingský institut architektonického designu a je jediným oficiálním dokumentem tohoto druhu autorizovaným Čínskou vládou. S více než 500 zatím nepublikovanými plány a foto-grafiemi umožňuje tato pozoruhodná kniha nejen nahlédnout do sportovních komlexů, ale seznamuje čtenáře s těmito nároč-nými stavbami též prostřednictvím podrobných popisů jednotli-vých projektů, použitých technologií a množstvím detailů. Archi-tekt Guoxin Ma, člen Čínské inženýrské akademie, navíc objas-ňuje základní koncept a programové standardy celého gigantic-kého projektu: čteme o vyjádření původní čínské kultury v sym-bolice jednotlivých nových staveb a projektů a jejich prolnu-tí se symbolikou olympijskou. Čtenáři si mohou udělat předsta-

vu o výzvách a naopak technologických a časových limitech, se kterými se architekti museli vypořádat, s širokým okruhem neob-vyklých a často nečekaných souvislostí, na než museli reagovat svými projekty „architektury budoucnosti“.

Kniha není pouze standardní referenční dokumentární prací pro architekty a specialisty, kromě seznámení s množstvím detailů a unikátních technických dat dává celkový přehled pod-ložený kvalitním obrazovým materiálem dokládajícím neobyčej-nou zručnost, zdatnost a dovednosti zúčastněných architektů, kteří byli přijati na tento „architektonický Olymp“.

316 stran, cca 400 barevných fotografií a 100 plánů a nákresů

22 x 30,5 cm, knižní vazba

EUR 42,69 / GBP 29,9

ISBN 978-3-7643-8834-8, anglicky, © Birkhäuser, www.birkhauser.ch

Vydáno 21. července 2008

by c

oute

rsy

of B

irkhä

user

by c

oute

rsy

of B

irkhä

user

by c

oute

rsy

of B

irkhä

user

R E C E N Z E


O D O L N O S T P O V R C H Ů T R H L I N Y V B E T O N U V Ů Č I S M Y K O V É M U N A M Á H Á N Í

Na cyklicky zatěžovaném betonovém prvku s trhlinou bylo experimen-tálně vyšetřováno smykové poškozování povrchů trhliny (chování trh-liny v železobetonové desce mostovky) a vliv doby působení zatížení na rozsah poškození povrchů trhliny. Při přehledně uspořádané zkouš-ce byl sledován vliv amplitudy zatížení, způsobu zatěžování a přítom-nosti vody mezi povrchy trhliny.

Dle výsledků zkoušek je pro smykové porušení charakteristic-ký postupný nárůst vzájemného posunu povrchů trhliny proti sobě a vzdálenosti mezi nimi. Nejvýznamnější část celkového posunu pro-běhne během několika prvních cyklů. Bylo potvrzeno, že smykové porušování je citlivé na amplitudu opakovaného zatížení a způsob zatěžování. Poškození z opakovaného zatěžování bylo výraznější než při jednorázovém zatížení i vyššími hodnotami než mezními. Z hledis-ka praxe je velmi nebezpečné zjištění, že narušování povrchů trhliny probíhá významně rychleji, je-li v trhlině přítomná tekoucí voda.

Gebreyouhannes E., Kishi T., Maekava K.: Shear fatigue response of cracked concrete interface, Journal of Advanced Technology, Vol. 6, No. 2 pp. 365–376, June 2008

CH O V Á N Í S L O U P Ů Z R P C B E T O N U B E Z S M Y K O V É V Ý Z T U Ž E

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

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

R E Š E R Š E Z A H R . Č A S O P I S Ů

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


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

BETON’08konferenceTermín a místo konání: 23. a 24 září 2008, Praha, Masarykova kolejKontakt: e-mail: [email protected] (odborný program), [email protected] (sekretariát konference), http://concrete.fsv.cvut.cz/beton08

BETONOVÉ VOZOVKY 20083. mezinárodní konference• Teoretická navrhování liniových staveb• Diagnostika, opravy• Životní prostředí• StandardizaceTermín a místo konání: 29. a 30 října 2008, KroměřížKontakt: SVC ČR, Ing. Milena Paříková, e-mail: [email protected]

BETONÁŘSKÉ DNY 200815. mezinárodní konference• Beton v životním prostředí člověka (pohledový beton, beton

v architektuře, beton a udržitelný rozvoj)• Výzkum, technologie výstavby a materiálu• Koncepce, modelování a navrhování betonových konstrukcí• Významné realizace (budovy, mosty, tunely a další zajímavé stavby

z betonu v ČR i zahraničí)Termín a místo konání: 27. a 28 listopadu 2008, Hradec KrálovéKontakt: Sekretariát ČBS, e-mail: [email protected], www.cbsbeton.eu

MOSTY 200914. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 23. a 24. dubna 2009, Brno Kontakt: e-mail: [email protected], www.sekurkon.cz

SANACE 200919. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 13. až 15. května 2009, Brno, Rotunda pavilonu A, Brněnské výstavištěKontakt: e-mail: [email protected], www.sanace-ssbk.cz, tel.: 541 421 188, mobil: 602 737 657, fax: 541 421 180

NICOM3 – NANOTECHNOLOGY IN CONSTRUCTION3. mezinárodní sympozium nanotechnologie ve stavebnictví• understanding and modification of material nano-structure

(cement, bituminous polymers, steel, composites)• modeling and simulation of nanostructures• instrumentation, techniques and metrology at nano-scale• intelligent nano-materials• R&D frameworksTermín a místo konání: 31. května až 2. června 2009, PrahaKontakt: e-mail: [email protected], www.conference.cz/nicom3/

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

CIVIL ENGINEERING7. fib mezinárodní PhD. sympoziumTermín a místo konání: 10. až 13. září 2008, Stuttgart, NěmeckoKontakt: e-mail: sekretariat@ iwb.fib08.uni-stuttgart.de, www.iwb.fib08.uni-stuttgart.de

CREATING AND RENEWING URBAN STRUCTURES, TALL BUILDINGS, BRIDGES AND INFRASTRUCTUREIABSE kongresTermín a místo konání: 14. až 19. září 2008, Chicago, USAKontakt: IABSE Chicago 2008, Organising Committee

CREEP, SHRINKAGE AND DURABILITY OF CONCRETE AND CONCRETE STRUCTURES – CONCREEP 88. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 30. září až 2. října 2008, Ise-Shima, JaponskoKontakt: http://concrete-lab.civil.nagoya-u.ac.jp/concreep8/

CONCRETE ENGINEERING IN URBAN DEVELOPMENT4. středoevropský betonářský kongresTermín a místo konání: 2. až 3. října 2008, Opatia, ChorvatskoKontakt: e-mail: [email protected], www.grad.hr/4ccc

UTILIZATION OF HIGH-STRENGTH AND HIGH-PERFORMANCE CONCRETE8. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 27. až 29. října 2008, Toshi Center Hotel, Tokio, JaponskoKontakt: e-mail: [email protected], www.jci-web.jp/8HSC-HPC/, více www.betontks.cz

BETONÁRSKÉ DNI 2008Termín a místo konání: 6. a 7. listopadu 2008, Bratislava, SlovenskoKontakt: /www.svf.stuba.sk/generate_page.php?page_id=3102

FUTURE TECHNOLOGY FOR CONCRETE SEGMENTAL BRIDGES1. ASBI mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 17. až 19. listopadu 2008, San Francisco, USAKontakt: www.asbi-assoc.org

CONFERENCE ON COMPOSITES: CHARACTERIZATION, FABRICATION, AND APPLICATION (CCFA-1)1. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 15. až 18. prosince 2008, Kish, IránKontakt: e-mail: [email protected]

ITA-AITES WORLD TUNNEL CONGRESSKongres a veletrhTermín a místo konání: 23. až 28. května 2009, Budapešť, MaďarskoKontakt: e-mail: [email protected], www.bcwtc.hu

CONCRETE – 21ST CENTURY SUPERHEROfib sympoziumTermín a místo konání: 22. až 24. června 2009, Londýn, Velká BritánieKontakt: fib group UK, c/o The Concrete Society, e-mail: [email protected], www.fiblondon09.com

CONCRETE SOLUTIONS3. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 29. června až 2. července 2009, Padova/ Benátky, ItálieKontakt: e-mail: [email protected], www.concrete-solutions.info

IABSE SYMPOZIUMTermín a místo konání: 13. až 18. září 2009, Bangkok, ThajskoKontakt: www.iabse.org/conferences/bangkok2009/index.php

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

THE PCI ANNUAL CONVENTION AND INTERNATIONAL BRIDGE CONFERENCE3. mezinárodní fib kongres a sympoziumTermín a místo konání: 29. května až 2. června 2010Kontakt: www.fib2010washington.com

15 LET ČESKÉ BETONÁŘSKÉ SPOLEČNOSTI

Česká betonářská společnost ČSSIwww.cbsbeton.eu

aČBS Servis, s. r. o.www.cbsservis.eu

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

Konference s mezinárodní účastí

15. BETONÁŘSKÉ DNY 2008spojené s výstavou

BETON 2008

VÝZVA K ZASLÁNÍ ANOTACE ODBORNÉHO PŘÍSPĚVKU

PŘEDBĚŽNÁ POZVÁNKA

5. konference

ZDĚNÉ A SMÍŠENÉ KONSTRUKCE 2008

Česká betonářská společnost ČSSI

www.cbsbeton.eu

a ČBS Servis, s. r. o.

www.cbsservis.eu

KONEČNÁ POZVÁNKA

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

19931993

20082008

15 15 letlet

15. BETONÁŘSKÉ DNY

Jubilejní 15. Betonářské dny (BD 2008) nabídnou v roce 2008 dvě výjimečná programová obohacení: bude na nich připomenuto 15 let trvání a činnosti České betonářské společnosti ČSSI a dále je v jejich průběhu plánováno vyhlášení vítězů ECSN soutěže o vynikající evropskou betonovou konstrukci. Tato významná událost přivede letos do Hradce Králové autory vyznamenaných staveb a některé tyto stavby budou v programu BD 2008 také prezentovány. Samotné 15. Betonářské dny nabídnou opět vysokou úroveň odborného programu přednášek, sekce posterů i oblíbeného Betonářského kina. V programu bude opět několik přednášek význačných zahraničních odborníků, které budou věnovány zahraničním stavbám z betonu a aktuálním trendům současného betonového staveb-nictví. Před závěrem roku nabídnou BD 2008 i bohatý společenský program, tradiční dva společenské večery, tematickou odbornou výstavu, dostatek prostoru a příjemné zázemí. Česká betonářská společnost ČSSI jako po-řadatel a ČBS Servis, s. r. o., jako organizátor konference se budou snažit, aby se očekávaných 750 účastníků 15. Betonářských dnů cítilo v Hradci Králové opět dobře.

TEMATICKÉ OKRUHY

A Beton v životním prostředí člověka(pohledový beton, beton v architektuře, beton a udržitelný vývoj)

B Výzkum, technologie výstavby a materiálu

C Koncepce, modelování a navrhování betonových konstrukcí

D Významné realizace (budovy, mosty, tunely a další zajímavé stavby z betonu v ČR i zahraničí)

VĚDECKÝ VÝBOR

Ing. Milan KALNÝ, předsedaDoc. Ing. Jiří DOHNÁLEK, CSc., Doc. Ing. Rudolf HELA, CSc., Ing. Michal MIKŠOVSKÝ, Prof. RNDr. Ing. Petr ŠTĚPÁNEK, CSc., Ing. Vlastimil ŠRŮMA, CSc., MBA, Ing. Jaroslav VÁCHA, Prof. Ing. Jan L. VÍTEK, CSc.

VÝSTAVA BETON 2008

Výstava výrobků, technologií a fi rem zabývajících se betonem a betonovými konstrukcemi proběhne souběžně s konáním konference v prostorných foyerech jednacích sálů Kongresového centra Aldis.

KONTAKTNÍ SPOJENÍ A DALŠÍ INFORMACE

ČBS Servis, s. r. o.

� Sekretariát BD 2007 Samcova 1, 110 00 Praha 1 ☎ +420 222 316 173, +420 222 316 195 +420 222 311 261

[email protected]

URL www.cbsbeton.eu

ZAMĚŘENÍ KONFERENCE

Konference Zděné a smíšené konstrukce, která se koná ve dvouletých periodách letos již popáté, je největší konfe-renční akcí věnovanou tomuto perspektivnímu a zajímavému druhu konstrukcí a staveb v České republice. Podobně jako v minulých ročnících i letos soustředí to nejdůležitější, co se v oblasti kusových staviv, zděných a smíšených/hybridních

konstrukcí za poslední 2 roky objevilo. Program jednodenní konference byl vědeckým výborem sestaven jako kombinace vyzvaných přednášek a přednášek vybraných na základě do-šlých anotací přihlášených odborných příspěvků. Dostatečný prostor bude v programu věnován otázkám účastníků k před-náškám a diskuzím.Česká betonářská společnost ČSSI i organizátor konference

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

TEMATICKÉ SEKCE

A Materiály, výrobky a realizace

B Navrhování, rekonstrukce a zesilování

TERMÍN A MÍSTO KONÁNÍ KONFERENCE

Úterý 30. září 2008, Sál Morava Pavilonu A3 Výstaviště v Brně.

VĚDECKÝ VÝBOR

Doc. Ing. Jaromír KLOUDA, CSc., předseda

Doc. Ing. Karel LORENZ, CSc., místopředseda

Prof. Ing. Petr HÁJEK, CSc.Ing. Michala HUBERTOVÁ, Ph.D.Ing. Vlastimil ŠRŮMA, CSc., MBAProf. RNDr. Ing. Petr ŠTĚPÁNEK, CSc.

POŘADATEL

Česká betonářská společnost ČSSI (ČBS)

ORGANIZÁTOR

ČBS Servis, s. r. o., Samcova 1, 110 00 Praha 1 T: 222 316 195, 222 316 173, F: 222 311 261, [email protected], www.cbsbeton.eu

5. konference ZDĚNÉ A SMÍŠENÉ KONSTRUKCE 2008

SVAZ V ÝROBC Ů C E M E NTU ČR

SVAZ V ÝROBC Ů B ETON U ČR

ČESK Á B ETONÁŘSK Á SP OLEČ NOST ČSSI

SDR UŽE N Í PRO SANAC E B ETONOV ÝC H KONSTR U KC Í

Documents

MOSTY - Úvod | Časopis BETON · t Éma concrete bridges - history and future b etonovÉ mosty - minulost a budoucnost b eton • technologie • konstrukce • sanace 4/2008 3 topic