februar 20 0 4GRADBENI VESTNIK GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE IN MATIČNE SEKCIJE GRADBENIH INŽENIRJEV PRI INŽENIRSKI ZBORNICI SLOVENIJE Poštnina plačana pri poštillOž Ljubljana Izdajatelj: Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije (ZDGITS), Karlovška 3,1000 Ljubljana, telefon/faks 01 422 4622 v sodelovanju z Matično sekcijo gradbenih inženirjev pri Inženirski zbornici Slovenije (MSG IZS), ob podpori Ministrstva RS za šolstvo, znanost in šport. Fakultete za gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljubljani in Zavoda za gradbeništvo Slovenije Izdajateljski svet: ZDGITS: mag. Andrej Kerin izr. prof. dr. Matjaž Mikoš Jakob Presečnik MSG IZS: Gorazd Humar mag. Črtomir Remec doc. dr. Branko Zadnik FGG Ljubljana: doc. dr. Marijan Žura FG Maribor: Milan Kuhta ZAG: prof. dr. Miha Tomaževič Glavni in odgovorni urednik: prof. dr. Janez Duhovnik Sodelavec pri MSG IZS: Jan Kristjan Juteršek Lektorica: Alenka Raič Blažič Lektorica angleških povzetkov: Darja Okorn Tajnica: Anka Holobar Oblikovalska zasnova: Mateja Goršič Tehnično urejanje, prelom in tisk: Kočevski tisk Naklada: 2750 izvodov Podatki o objavah v reviji so navedeni v bibliografskih bazah COBISS in ICONDA (The Int. Construction Database) ter na htto://www.zveza-daits.si. Letno izide 12 številk. Letna naročnina za individualne naročnike znaša 5500 SIT; za študente in upokojence 2200 SIT; za družbe, ustanove in samostojne podjetnike 40.687,50 SIT za en izvod revije; za naročnike iz tujine 100 USD. V ceni je vštet DDV. Poslovni račun ZDGITS pri NLB Ljubljana: 02017-0015398955 Gradbeni vestnik • GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE in MATIČNE SEKCIJE GRADBENIH INŽENIRJEV PRI INŽENIRSKI ZBORNICI SLOVENIJE UDK-UDC 0 5 :6 2 5 ; ISSN 0017-2774 Ljubljana, februar 2004, letnik 53, str. 17-44 Navodila avtorjem za pripravo člankov in drugih prispevkov • Uredništvo sprejema v objavo znanstvene in strokovne članke s področja gradbeništva in druge prispevke, pomembne in zanimive za gradbeno stroko. • Znanstvene in strokovne članke pred objavo pregleda najmanj en anonimen recenzent, ki ga določi glavni in odgovorni urednik. • Besedilo prispevkov mora biti napisano v slovenščini. • Besedilo mora biti izpisano z znaki velikosti 12 pik z dvojnim presledkom med vrsticami. • Prispevki morajo imeti naslov, imena in priimke avtorjev ter besedilo prispevka. • Besedilo člankov mora obvezno imeti: naslov članka v slovenščini(velike črke); naslov članka v angleščini (velike črke); oznako ali je članek strokoven ali znanstven; nazive, imena in priimke avtorjev ter njihove naslove; naslov POVZETEK in povzetek v slovenščini; naslov SUMMARY, in povzetek v angleščini; naslov UVOD in besedilo uvoda; naslov naslednjega poglavja (velike črke) in besedilo poglavja; naslov razdelka in besedilo razdelka (neobvezno);..., naslov SKLEP in bese­ dilo sklepa; naslov ZAHVALA in besedilo zahvale (neobvezno); naslov LITERATURA in seznam lite­ rature; naslov DODATEK in besedilo dodatka (neobvezno). Če je dodatkov več, so dodatki ozna­ čeni še z A, B, C, itn. • Poglavja in razdelki so lahko oštevilčeni. • Slike, preglednice in fotografije morajo biti omenjene v besedilu prispevka, oštevilčene in oprem­ ljene s podnapisi, ki pojasnjujejo njihovo vsebino. Vse slike in fotografije v elektronski obliki (slike v običajnih vektorskih grafičnih formatih, fotografije v formatih .tif ali .jpg visoke ločljivosti) morajo biti v posebnih datotekah, običajne fotografije pa priložene. • Enačbe morajo biti na desnem robu označene z zaporedno številko v okroglem oklepaju. • Kot decimalno ločilo je treba uporabiti vejico. • Uporabljena in citirana dela morajo biti navedena med besedilom prispevka z oznako v obliki: (priimek prvega avtorja, leto objave). V istem letu objavljena dela istega avtorja morajo biti označe­ na še z oznakami a, b, c, itn. • V poglavju LITERATURA so uporabljena in citirana dela opisana z naslednjimi podatki: priimek, ime prvega avtorja (lahko okrajšano), priimki in imena drugih avtorjev, naslov dela, način objave, leto objave. • Način objave je opisan s podatki: knjige: založba: revije: ime revije, založba, letnik, številka, strani od do; zborniki: naziv sestanka, organizator, kraj in datum sestanka, strani od do; raziskovalna poročila: vrsta poročila, naročnik, oznaka poaodbe/za druae vrste virov: kratek opis, npr. v zaseb­ nem pogovoru. • Prispevke je treba poslati glavnemu in odgovornemu uredniku prof. dr. Janezu Duhovniku na naslov: FGG, Jamova 2,1000 LJUBLJANA oz. janez.duhovnik@fgg.uni-lj.si. V spremnem dopisu mora avtor članka napisati, kakšna je po njegovem mnenju vsebina članka (pretežno znanstvena, pretežno strokovna) oziroma za katero rubriko je po njegovem mnenju prispevek primeren. Pri­ spevke je treba poslati v enem izvodu na papirju in v elektronski obliki v formatu MS WORD in v 8. točki določenih grafičnih formatih. Uredništvo Vsebina • Contents Članki • Papers stran 18 mag. Tanja Mahne, univ. dipl. inž. grad. GRADNJA CILINDRIČNIH OBJEKTOV CENTRALNE ČISTILNE NAPRAVE LJUBLJANA CONSTRUCTION OF CYLINDRICAL STRUCTURES AT THE LJUBLJANA CENTRAL TREATMENT FACILITY stran 29 Aleš Perhavec, univ. dipl. inž. grad. GRADNJA VIADUKTA VRANKE NA AVTOCESTI MARIBOR - KOPER CONSTRUCTION OF VRANKE BRIDGE ON MARIBOR - KOPER HIGHWAY stran 37 dr. Drago Saje, univ. dipl. inž. grad. ČASOVNI RAZVOJ TLAČNE TRDNOSTI BETONOV Z VISOKO TRDNOSTJO V ODVISNOSTI OD VRSTE IN KOLIČINE VEZIVA TIME DEVELOPMENT OF COMPRESSIVE STRENGTH OF HIGH STRENGTH CONCRETE IN DEPENDENCE OF BINDER TYPE AND QUANTITY , stran 44 ZDGITS - izdajateljica GRADBENEGA VESTNIKA VABILO ZA OBJAVO OGLASOV Novi diplomanti gradbeništva stran 44 J. K. Juteršek, univ. dipl. inž. grad. Koledar prireditev J. K. Juteršek, univ. dipl. inž. grad. Slika na naslovnici: Gradnja objektov CČN Ljubljana - poseg v širši prostor Zaloga, foto Oskar Dolenc, SCT GRADNJA CILINDRIČNH OBJEKTOV CENTRALNE ČISTILNE NAPRAVE LJUBLJANA CONSTRUCTION OF CYLINDRICAL STRUCTURES AT THE LJUBLJANA CENTRAL TREATMENT FACILITY j mag. Tanja Mahne, univ. dipl. inž. grad. strokovni članek udk 628.32:69.05 SCT d.d„ Tehnični sektor, Slovenčeva 22, Ljubljana tanja.mahne@sct.si Povzetek | Mednarodni konzorcij štirih partnerjev in javno podjetje Vodovod-Kana- lizacija d.o.o. sta aprila 2002 podpisala pogodbo za izvedbo II. faze centralne čistilne naprave Ljubljana. Konzorcij se je obvezal, da bo pogodbeni obseg del izvedel v 36 mesecih. SCT d.d. je edini slovenski predstavnik konzorcija. Zadolžen je za izvedbo grad- beno-obrtniških del ter manjši del strojnih in elektro inštalacij. V okviru pogodbe bo zgradil štiriindvajset in obnovil štiri obstoječe objekte. Objekti se med seboj razlikujejo po namembnosti, velikosti in obliki, kar v veliki meri vpliva na tehnologijo gradnje. Cilindrič­ ni objekti, katerih gradnja je predstavljena v članku, spadajo s stališča tehnologije grad­ nje med zelo zahtevne objekte. Vpliv cilindrične oblike seje najbolj pokazal pri tehnolo­ giji opaženja sten, pri kateri je bilo treba poleg oblike upoštevati tudi projektantske pogo­ je glede načina in zaporedja gradnje. Poleg opisa uporabljene tehnologije opaževanja je poudarek prispevka tudi na zahtevah glede kakovosti gradnje in dokazovanju izpol­ njevanja teh zahtev. Summary | An international consortium of tour partners and the public company Vodovod - Kanalizacija d.o.o. signed a contract in April 2002 for the execution of the phase II of the Ljubljana central treatment facility. The consortium undertook to execute the contracted work in 36 months. SCT d.d. is the sole Slovenian representative in the consortium. It is responsible for the execution of construction-tradesman works and a small part of machinery and electrical installations. Under the contract, it will build twen­ ty-four new and renovate four existing structures. Structures have different purposes, sizes and forms, what, to a large extent, influences the technology of construction. In terms of construction technology, the construction of the cylindrical structures described in the paper is very demanding. The influence of the cylindrical shape was most marked in formwork for walls, where the project-planning conditions regarding the manner and order of construction in addition to the shape itself should be taken into account. Besides the description of the technology used for formwork, the paper also emphasises con­ struction quality requirements and demonstration of their implementation. 1 • UVOD Izgradnja centralne čistilne naprave Ljubljana poteka v več fazah. I. faza, ki obsega primarno oz. mehansko čiščenje odpadnih voda, je bila zgrajena in predana v uporabo 1991. leta. Aprila 2002 je bila podpisana pogodba za iz­ gradnjo II. faze. Izvajalec omenjene faze je mednarodni konzorcij, ki ga sestavlja­ jo AQUA Engineering GmbH, SCT d.d. Ljubljana, ABB A. G. in Andritz A. G. II. faza CČN predstavlja z biološko stopnjo in obdelavo blata ter bioplina kot stran- skima produktoma čiščenja odpadne vode nadgradnjo I. faze. Rok za izgradnjo II. faze, ki obsega izgradnjo štiriindvaj­ setih objektov, je tri leta. Po uspešno opravljenem tehničnem pregledu, ki bo spomladi 2005, sledi še enoletno po­ skusno obratovanje. Izgradnja II. faze CČN Ljubljana je zaradi obsega, tehnološke raznolikosti objektov, velikih količin poglavitnih materialov, ne­ homogenih tal ter ne nazadnje sodelo­ vanja štirih različnih partnerjev zelo za­ hteven projekt. Z gradbenega stališča so najbolj zahtevni deli CČN cilindrični objekti (slika 1). Slika 1 •Cilindrični objekti CČN Ljubljana 2 • OBSEG CČN LJUBLJANA Podjetje SCT d.d. bo po pogodbi za iz­ gradnjo II. faze CČN Ljubljana izvedlo gradbeno obrtniška dela na vseh novo­ zgrajenih objektih (slika 2). Ti se med seboj ločijo po geometriji, velikosti, namembnosti in ne nazadnje tudi teh­ nologiji gradnje. Načrte gradbenih kon­ strukcij projekta PZI s spremembami je izdelalo podjetje SPIT d.o.o. iz Nove Gorice. Odgovorni projektant za načrt gradbenih konstrukcij je mag. Miran Lo­ zej. Namembnost objektov definirajo tehno­ loški procesi čistilne naprave, ki prek tega vplivajo na konstrukcijsko za­ snovo objektov in posledično tudi na tehnologijo gradnje. Objekti od 01 do 04 so namenjeni mehanskemu čišče- Legenda oznak objektov: 01 LOVILEC KAMENJA 02 VHODNO ČRPALIŠČE 03 REŠETKE 04 LOVILEC MAŠČOB IN PESKOLOV 07 VEZNA KINETA1 08 RAZDELILNA KINETA 1 t t RAZDELILNA KINETA 2 12 ODZRAČEVALNI BAZENI 13 VEZNA KINETA 2 14 NAKNADNI USEDALNIKI 15 ČRPALIŠČE POVRATNEGA BLATA 17 PRIMARNI ZGOŠČEVALNIK 18 SEKUNDARNI ZGOŠČEVALNIK 19 OBJEKT ZA SPREJEM VSEBINE SEPTIČNIH JAM 20 GNILIŠČE 21 STROJNO ODVODNJAVANJE IN SUŠENJE BLATA 22 STROJNICA, KOTLOVNICA IN ENERGETSKA POSTAJA 23 STOLP GNILIŠČ 25 PLINOHRAM 26 PLINSKA BAKLJA 27 BIOFILTER 1 34 TRAFO POSTAJA 2 41 MERILNIK PRETOKA 42 PRIKLJUČNI JAŠEK NAKNADNIH USEDALNIKOV 43 JUŽNI IZTOČNI JAŠEK NAKNADNIH USEDALNIKOV 45 JAŠEK IZLOČEVALCA KONDENZA 46 ČISTILNI JAŠEK ODVEČNEGA BLATA 47 JAŠEK MERILCA PRETOKA POVRATNEGA BLATA Slika 2 • Razpored objektov CČN Ljubljana nju odpadnih voda. Zaradi razvoja teh­ nologije mehanskega čiščenja je treba te objekte v okviru II. faze tehnološko in gradbeno obnoviti. Biološkemu čišče­ nju vode so namenjeni objekti na de­ sni polovici slike 2, obdelavi blata kot stranskemu produktu te faze pa objekti na levi polovici slike 2. S stališča načina gradnje se novozgra­ jeni objekti delijo na monolitne in mon­ tažne armiranobetonske objekte. Sled­ nja sta le dva, in sicer objekt strojnega odvodnjavanja in sušenja blata (objekt 21) ter objekt s strojnico, kotlovnico in energetsko postajo (objekt 22). Vsi osta­ li objekti bodo zgrajeni kot monolitni armiranobetonski objekti različnih ge­ ometrijskih oblik, kar tudi vpliva na teh­ nologijo gradnje. Večina objektov ima pravokotno obliko, objektov s cilindrično obliko je dobra petina. Ti objekti so: objekt 17: primarni zgoščevalnik blata, objekt 18: sekundarni zgoščevalnik blata, objekt 20: gnilišče. V okviru II. faze smo zgradili po dva ob­ jekta primarnega zgoščevalnika blata in gnilišča. Podvajanje navedenih objektov je posledica načrtovane širitve CČN Ljubljana v prihodnosti. Taka zasnova pozitivno vpliva na ekonomiko gradnje cilindričnih objektov, saj je možno teh­ nologijo opaževanja večkrat uporabiti na istem projektu. Kljub dokaj majhnemu deležu cilindrič­ nih objektov seje bilo treba zaradi speci­ fičnosti zasnove v tehnologijo gradnje te vrste objektov zelo poglobiti. Temu so botrovale tudi zelo stroge zahteve glede kakovosti gradnje ter pomanjkanje last­ ne tehnologije opaževanja. 3 • KARAKTERISTIKE CILINDRIČNIH OBJEKTOV Cilindrični objekti so zasnovani kot zaprte cilindrične lupine. Skupaj z ostalimi objekti zahodne polovice kompleksa CČN so na­ menjeni obdelavi blata. Zunanji premer zgoščevalnikov (17, 18) je konstanten po celi višini objekta. Obe gnilišči (20) sta v primerjavi z zgoščevalniki bistveno višji, zato je stabilnost AB konstrukcije teh objek­ tov zagotovljena z ojačitvijo spodnjega dela cilindrične stene. Premer objektov 17 in 18 znaša 16,70 m, premer objekta 20 pa 22,40 m oziroma 20,90 m (sliki 3 in 4). Vsi cilindrični objekti so temeljeni na AB plo­ šči in pokriti s streho. Temeljna plošča zgoščevalnikov (slika 5) je dvojna. Spodnja talna plošča je tako kot pri gnilišču (20) rav­ na, zgornja pa zaradi tehnološke opreme oblikovana lijakasto (slika 6). Poleg oblike je skupna značilnost cilin­ dričnih objektov tudi vodoravno prednapen- janje sten. Uporabljen je bil sistem BBR Cona Compact, tj. sistem hkratnega nape­ njanja večjega števila vrvi v enem kablu. Za napetje cilindrične stene objektov 17 in 18 sta bila uporabljena dva tipa kablov, in sicer kabli s sedmimi oziroma štirimi vrvmi prere­ za 0 ,6 ". Napenjanje objekta gnilišča pa se je izvajalo z enotnim tipom kablov, in sicer 7 (j) 0 ,6". Kable smo vgradili v zaščitne cevi in jih napeli šele potem, ko je beton dosegel tlačno trdnost MB 30. Vrstni red napenjanja kablov smo izbrali tako, da smo zagotovili enakomeren vnos sile v cilindrično steno. Slika 3 ‘ Tloris obeh objektov gnilišča (objekt 20) Slika 5 • Tloris primarnih zgoščevalnikov (objekt 17) j^+1.80 ^ 4 4 J^+0.60 ^0.00=270.95 16.70 16.00 končni teren (275.50) ^+4.55 ^± 12 ,75 ^+12.00 ^ + 11.45 Slika 6 • Prerez primarnega (objekt 17) oz. sekundarnega zgoščevalnika (objekt 18) Čeprav je dolžina posameznega kabla maj­ hna, je bilo treba kable zaradi velikih izgub kabelske sile kot posledice ukrivljenosti na­ penjati obojestransko. Napenjanje kablov smo izvajali v zunanjih napenjalnih nišah (slika 7). Pri manjših cilindričnih objektih so bile projektirane tri, pri gniliščih (20) pa štiri napenjalne niše. Objekta 17 in 18 se med seboj razlikujeta le v končni namembnosti objekta. Funkcija prvega je primarno, drugega pa sekundar­ no zgoščanje blata. Vse ostale karak­ teristike so enake, kar je razvidno iz pre­ glednice 1. Vsi trije zgoščevalniki imajo v primerjavi z gniliščem manjše dimenzije, kar kažeta preglednici 1 in 2. SPLOŠNI PODATKI OBJEKT PRIMARNI ZGOŠČEVALNIK (17) SEKUNDARNI ZGOŠČEVALNIK (18) GNILIŠČE (20) premer objekta 16,70 m 16,70 m 22,40 m /2 0 ,9 0 m višina objekta 13,95 m 13,95 m 24,75 m debelina talne plošče 60 cm 60 cm 80 cm debelina stene 35 cm 35 cm 120 cm (spodaj) 45 cm (zgoraj) število napenjalnih niš po obodu 3 3 4 konstrukcijd strehe leseno ostrešje s kritino leseno ostrešje s kritino AB plošča fasada brez brez ALU pločevina Preglednica 1 'Splošni podatki o cilindričnih objektih GLAVNE GRADBENE KOLIČINE OBJEKT PRIMARNI ZGOŠČEVALNIK (17) SEKUNDARNI ZGOŠČEVALNIK (18) GNILIŠČE (20) OPAŽ m2 1.600 1.600 3.850 BETON m3 500 500 1.400 ARMATURA kg 79.000 78.000 218.900 KABLI kg 5.100 5.100 21.000 FASADNI ODER m2 750 750 1.900 Preglednica 2 • Pregled glavnih gradbenih količin 4 • VRSTNI RED GRADNJE OBJEKTOV Zaradi enake konstrukcijske zasnove cilin­ dričnih objektov smo vseh pet objektov zgra­ dili z istim opažnim sistemom. Najprej smo zgradili (slika 8) obe gnilišči (20) in po prila­ goditvi opažne opreme manjšemu radiju v obratu tesarstva in mizarstva prešli na grad­ njo obeh primarnih (17) ter sekundarnega zgoščevalnika (18). Opaž cilindrične oblike je bilo treba malenkostno preurediti že med grad­ njo gnilišč. Preureditev opaža razširjenega dela (22,40 m) v opaž konstantnega prereza (20,90 m) je bila takega velikostnega reda, da jo je bilo možno izvesti na gradbišču. Spre­ minjanje radija pri objektu 20 je vplivalo na to, da smo najprej izvedli spodnji dve fazi enega objekta, prešli na spodnji dve fazi drugega gnilišča ter po zmanjšanju radija opaža na­ daljevali spet na prvem gnilišču. OBJEKT 20 O S & OBJEKT 20 1 OBJEKT 17 0 O B J E OBJEKT 18 0 © T 21 OBJEKT 17 Slika 8 • Vrstni red gradnje cilindričnih objektov 5 • KAKOVOST GRADNJE 5.1 • Zahteve Zahteve glede kakovosti gradnje so bile defi­ nirane s projektno dokumentacijo in so bile zaradi pomembnosti objektov ter za beton dokaj agresivnega medija zelo stroge. Zahteve so ne glede na geometrijsko obliko objektov in način gradnje v glavnem za vse objekte enake. Nanašajo se na kakovost betonov in opažev, tesnjenje AB konstrukcij in toleranco pri izved­ bi gradbenih del. Prvi dve zahtevi sta povezani v večji meri z zagotavljanjem neprepustnosti objektov za vodo, zahteva v zvezi s toleranca­ mi pa z zagotavljanjem nemotene montaže opreme. Ne glede na navedene zahteve mora­ jo vsi objekti izpolnjevati zahtevo v zvezi s trajnostjo AB konstrukcij. Ta zahteva ima izre­ den pomen za objekte, ki prihajajo v neposre­ den stik s tehnološko vodo, v kateri se pojavlja­ jo za beton agresivne kemijske spojine. 5.2 • Izpolnitev zahtev 5.2.1 • Zagotovitev neprepustnosti objektov za vodo Izpolnitev zahteve glede neprepustnosti cilin­ dričnih objektov za vodo smo dosegli z: - uporabo za vodo neprepustnega betona, - izvedbo neprepustnih delovnih stikov, - uporabo nepropustnih vezav opažev, - izvedbo neprepustnih prebojev AB konstrukcij. Za vodo neprepustnost betona smo zagotovili z uporabo neprepustnega betona, izdelanega po recepturi, ki jo je predpisalo podjetje Igmat d.d. iz Ljubljane. KARAKTERISTIKE BETONA OBJEKT PRIMARNI ZGOŠČEVALNIK (17) SEKUNDARNI ZGOŠČEVALNIK (18) GNIUŠČE (20) marka betona (MB): TALNA PLOŠČA MB 30 MB 30 MB 40 STENA MB 40 MB 40 MB 40 MOST MB 30 MB 30 - STREŠNA PLOŠČA - - MB 40 zaščitna plast betona 5 cm 5 cm 5 cm globina omočenja betonskega prereza 3,5 cm 3,5 cm 3,5 cm vodocementni faktor (v/c) 0,50 0,50 0,50 posed stožca 10 cm 10 cm 10 cm sulfatna odpornost X X X zmrzlinska odpornost (OMO 100) X (razen talne plošče) X (razen talne plošče) X (razen talne plošče) aeriran beton X (razen talne plošče) X (razen talne plošče) X (razen talne plošče) Preglednica 3 »Zahtevane karakteristike betona Delovni stik je vsak stik, ki se pojavi med dve­ ma fazama betoniranja in je lahko vodoraven ali navpičen. Pri objektih cilindrične oblike so se vodoravni stiki (slika 9) pojavljali med talno ploščo in steno ter med sosednjima kampa- dama stene. Navpični delovni stiki so se po­ javili na stiku med segmentom stene in nape­ njalno nišo. Vse delovne stike smo izvedli s PVC profiliranim trakom, ki smo ga zaradi po- zicioniranja kablov v sredini AB stene locirali na notranji rob betonskega prereza stene. Izpolnitev zahteve v zvezi z neprepustnostjo ve­ zave opaža je odvisna od izbrane tehnologije opaževanja, saj določene tehnologije vezav opažev sploh ne potrebujejo. Glede na to, da smo izbrali sistem, ki je v določenem obsegu potreboval vezavo opaža skozi betonski prerez, smo ga morali izvesti neprepustno. Za to smo uporabili že uveljavljen sistem z navarjeno je­ kleno ploščico na sredini veznega vijaka, katere funkcija je zaustavitev prehoda morebitne vode skozi betonski prerez (slika 10). Neprepustnosf prebojev AB konstrukcij za teh­ nološke cevi smo zagotovili z uporabo v svetu uveljavljenega sistema DOYMA (slika 11). Ta temelji na izvedbi preboja enake geometrijske oblike, kot je telo, zaradi katerega se izvede preboj. Projektirano obliko preboja AB kon­ strukcije se zagotovi s steklenocementnimi prefabriciranimi cevmi (slika 12), ki se pred betoniranjem vgradijo med opažni stranici stene. Oblika in karakteristike cevi zagotavljajo le neprepustnosf stika med steklenocementno cevjo in betonom AB prereza stene. Nepre- pustnost stika med steklenocementno cevjo in tehnološko cevjo pa zagotovi posebno kovin­ sko tesnilo, ki je zgrajeno iz dveh kovinskih obročev in gume. S privitjem vijakov na kovin­ skih obročih vmesna guma zaradi pritiska na­ brekne v radialni smeri in zatesni stik med be­ tonskim prerezom in tehnološko cevjo. 5.2.2 • Zagotovitev trajnosti AB konstrukcije objektov Trajnost AB konstrukcije objekta je delno zago­ tovljena z izvedbo neprepustnosti, opisano v poglavju 5.2.1. Zaradi agresivnosti medija pa prej našteti ukrepi niso dovolj, da bi v celoti preprečili propadanje betona. Zato smo v sodelovanju s podjetjem Igmat d.d. predvideli ustrezno recepturo betona, ki zagotavlja odpornost betonske konstrukcije proti agre­ sivnemu mediju. Za ta namen se pri vseh ob­ jektih, ki so v neposrednem stiku z medijem, namesto običajnega cementa uporablja sul- fatno odporen cement. Trajnost AB konstrukcij smo povečali tudi z zmanjšanjem krčenja betona, in sicer z ust­ rezno recepturo betona (uporaba manjše količine cementa in večjih frakcij agregata (do <|) 32 mm) ter z načinom gradnje. Posamezne kampade oboda cilindrične stene nismo be­ tonirali naenkrat, temveč smo puščali nezabe- tonirane rege na mestih napenjalnih niš (slika 13). Zaradi časovnega zamika med betonira­ njem segmentov oboda in rege smo zmanjšali posledice negativnega učinka krčenja betona, saj se je v tem času beton segmentov delno m v m m iumnssEi? i . Tv h' ' • 1 1 mmH i tmm i, fr«i & ( v | ! i n \ z x 1 m . ... . K®.:' i T i u r . Slika 9 • Detajl vodoravnega delovnega stika Slika 10 • Detajl neprepustne vezave opaža cilindrične stene Slika 12 • Vgradnja stekleno cementnih cevi med opažni stranici cilindrične stene Slika 11 • Detajl sistema DOYMA za tesnitev prebojev betonske konstrukcije skrčil. Za rege smo uporabili ekspanzijski be­ ton, zaradi česar so na stiku med starim in novim betonom nastale tlačne napetosti. 5.3 • Dokazovanje kakovosti gradnje Za dokazovanje kakovosti gradnje sta bila predpisana dva postopka, in sicer preskus ne- prepustnosti za vodo ter preskus neprepust- nosti za plin. Preskus neprepustnosti za vodo je bilo treba izvesti pri vseh cilindričnih objek­ tih. Pri gniliščih, v katerih nastaja kot stranski produkt gnitja blata bioplin, pa je bilo treba dokazovati tudi plinotesnost betonske kon­ strukcije. Preskus neprepustnosti obravnavanih objek­ tov je opravilo podjetje Igmat d.d. po zahtevah standarda SIST EN 1610, ki obravnava grad­ njo in preskušanje vodov in kanalov za odpad­ no vodo. Ta standard opredeljuje le postopke preskušanja, ne pa tudi kriterijev neprepust­ nosti. Ker ustreznega slovenskega standarda za kriterije neprepustnosti ni, smo ob navede­ nem standardu upoštevali avstrijski standard ÖNORM B 2503. Preskus neprepustnosti za vodo je potekal za­ poredno po objektih. S prečrpavanjem vode iz objekta v objekt smo racionalizirali strošek za vodo in posledično tudi strošek preskusa ne­ prepustnosti. Preskus seje pričel s polnjenjem objekta z vodo do projektiranega nivoja. Objekt 20 je bil tako napolnjen s 7.332 m3 vode, ob­ jekti 17 in 18 pa s 1.900 m3 vode. Polnjenje večjih objektov je trajalo 7 dni, manjših pa 3 dni. Po ustalitvi gladine vode seje pričelo mer­ jenje padca gladine vode (AH) in je trajalo 10 dni. S standardom določen maksimalni do­ voljeni padec nivoja vode po 48 urah, t.j. 3 mm, ni bil pri nobenem objektu prekoračen. Pri objektu 20 je bilo treba dokazati, da je be­ tonska konstrukcija tudi neprepustna za plin. Ker se bo med obratovanjem gnilišča bioplin zadrževal nad nivojem blata, smo preskus neprepustnosti za plin izvedli za preskusom neprepustnosti za vodo in pred izpraznitvijo vode iz objekta. Za preskušanje neprepust­ nosti za plin smo uporabili zrak, s katerim smo napolnili gnilišče nad nivojem vode do nadtlaka 100 mbarov (slika 14). Preskusni tlak je dosegel okoli 1,5-kratno vrednost delovnega tlaka gnilišča, ki znaša 60 mbar. Slika 13 • Prikaz postopnega vgrajevanja betona v obod cilindrične stene REGA (napenjalna niša); F n , i ( t= F o j+ 2 ) Po stabilizaciji tlaka v objektu smo pričeli z merjenjem padca tlaka (Ap). Ker standarda za preskušanje neprepustnosti za plin take vrste objektov ni, so bili kriteriji za neprepust- nost preračunani na podlagi volumna zraka. Pri tem je bila upoštevana predpostavka, da je volumen zraka v gnilišču enakovreden volumnu zraka cevnega voda dolžine 120 m in premera 2 m. Za cevovod izbranih dimen­ zij dovoljuje izbrani standard največjo izgubo tlaka 10 mbarov v predpisanem času, t.j. v 47 minutah. Tudi ta preskus je bil uspešno opravljen, saj je končna meritev pokazala izgubo tlaka Ap = 0,0 mbar. Rezultati opisanih preskusov dokazujejo, daje bila za izvedbo cilindričnih objektov izbrana ustrezna tehnologija gradnje, kije omogočala kakovostno gradnjo objektov. Pri tem imajo pomembne zasluge izvajalci, ki so z natanč­ nostjo in predanostjo delu v veliki meri prispe­ vali h kakovostni izvedbi. 6 • POSTOPNOST GRADNJE OBJEKTOV Zaradi velikosti in različnih konstrukcijskih izbranim načinom gradnje smo AB kon- elementov, ki tvorijo objekt, je bilo treba strukcijo gnilišča zgradili v 15, konstrukcijo vsak cilindrični objekt graditi večfazno. Z zgoščevalnikov pa v 11 fazah (slika 15). OBJEKT FAZE PRIMARNI SEKUNDARNI GNILIŠČEZGOŠČEVALNIK ZGOŠČEVALNIK O ’ ) (18 ) (20) 1. spodnja talna plošča spodnja talna plošča talna plošča 2. cilindrična stena - KAMPADA 1 cilindrična stena - KAMPADA 1 razširjeni del cilindrične stene - KAMPADA 1 3. pusti beton pusti beton cilindrična stena - KAMPADA 2 4. zgornja talna plošča zgornja talna plošča cilindrična stena - KAMPADA 3 5. cilindrična stena - KAMPADA 2 cilindrična stena - KAMPADA 2 cilindrična stena - KAMPADA 4 6 . cilindrična stena - KAMPADA 3 cilindrična stena - KAMPADA 3 cilindrična stena - KAMPADA 5 7. cilindrična stena - KAMPADA 4 cilindrična stena - KAMPADA 4 cilindrična stena - KAMPADA 6 8. cilindrična stena - KAMPADA 5 cilindrična stena - KAMPADA 5 cilindrična stena - KAMPADA 7 9. cilindrična stena - KAMPADA 6 cilindrična stena - KAMPADA 6 cilindrična stena - KAMPADA 8 1 0 . cilindrična stena - KAMPADA 7 cilindrična stena - KAMPADA 7 cilindrična stena - KAMPADA 9 1 1 . Kontrolni most kontrolni most cilindrična stena - KAMPADA 10 1 2 . - - cilindrična stena - KAMPADA 11 13. - - cilindrična stena - KAMPADA 12 14. - - strešna plošča 15. - - strešni parapet Preglednica 4 • Postopnost gradnje cilindričnih objektov Fo,n Fo,i+l Fo,i Fo,i-l Fo,2 Fo,l Slika 15 • Postopnost gradnje cilindričnih objektov - shematično Zaradi velikosti objektov smo predvsem cilindrične stene gradili kampadno. Z iz­ brano višino kampade 1,95 m smo opti­ mizirali opaž in zagotovili kakovostno vgradnjo betona. Enako višino kampade smo uporabili tudi pri talni plošči in razšir­ jenemu delu stene objekta 20, saj smo vsak objekt zaradi možnosti spreminjanja radija opaža izvajali v celoti z isto opažno opremo. Talno ploščo objekta 20 ter zgornjo in spod­ njo talno ploščo objektov 17 in 18 smo zgradili v eni fazi. Gradnja je potekala od sre­ dine proti robu plošče. Tako smo pri zgornji talni plošči zgoščevalnikov najprej izvedli li­ jak in nato preostali del plošče. S talno ploščo smo zabetonirali tudi 10 cm cilin­ drične stene kot oporo za opaž stene naslednje faze. V vsaki kampadi cilindrične stene smo zaradi zmanjšanja negativnega vpliva krčenja betona na neprepustnost objekta izvedli hkrati tri (objekt 17, 18) oziroma štiri (objekt 20) segmente oboda stene. Naknadno smo med temi segmenti zabe­ tonirali rege, ki so na mestih sidrnih niš in imajo dimenzije 2,7 x o,85 m. Rege smo zabetonirali po delnem krčenju betona in ne prej kot 7 dni po betoniranju segmentov kampade. V vsako kampado smo hkrati z mehko armaturo vgradili tudi cevi za kable, v katere smo pred napenjanjem vstavili projektirane kable. Strešno ploščo objekta 20 in kontrolni most objektov 17 in 18 smo izvedli po iz­ gradnji zadnje kampade cilindrične stene in po naknadnem zabetoniranju reg. Po iz­ vedbi strešne plošče gnilišča (20 ) smo za­ ključili AB konstrukcijo objekta še s streš­ nim parapetom. Izdelali smo ga na enak način kot ostale kampade cilindrične stene (4 segmenti + 4 rege). J Lj Tan 7 • OPAŽNI SISTEMI ZA IZVEDBO OBJEKTOV CILINDRIČNE OBLIKE Za večino betonskih objektov velja, da je kako­ vost gradnje v veliki meri odvisna od upo­ rabljene opažne tehnologije. Za obravnavane cilindrične objekte je ta trditev še toliko bolj izrazita, saj je zagotovitev zahtev po kakovosti gradnje možno izpolniti le ob uporabi optimal­ nega sistema opaževanja sten. V svetu so poznane različne tehnologije, od katerih velja omeniti dva med seboj različna si­ stema, in sicer segmentni opaž (slika 16) ter sistem sklenjenega kroga (slika 17). Prednost prvega je v enostavnosti spreminjanja radija opaža, potrebuje pa vezavo skozi beton. Si­ stem sklenjenega kroga zaradi enakomerne razporeditve obtežbe po obodu opaža ne potrebuje vezanja opaža skozi beton, s čimer prispeva k zmanjšanju kritičnih mest za zago­ tovitev neprepustnosti objekta. Glede na montažo in demontažo se opažne sisteme deli na plezajoče in neplezajoče. Medtem ko prvi ne potrebujejo dodatnih odrov za premik v naslednjo kampado, ker se dvigu­ jejo s pomočjo hidravlike, pa je pri nepleza- jočih opažih oder obvezen. Tako je drugi si­ stem zaradi dodatnega odra na eni ali obeh straneh stene finančno manj ugoden. Poleg tega je tudi časovno neugoden, saj je treba k montaži in demontaži opaža prišteti tudi montažo in demontažo odra. Slika 16 • Detajl segmentnega opažnega sistema Slika 17 • Detajl opažnega sistema sklenjenega kroga s hidravliko 8 • IZBIRA OPAŽNE TEHNOLOGIJE ZA CILINDRIČNE STENE Zaradi specifičnosti oblike obravnavanih cilin­ dričnih objektov, ti imajo namreč zunanje na­ penjalne niše, in zahteve projektanta, da se stene ne betonira po celem obodu naenkrat, je bila izbira ustreznega sistema opaženja ste­ ne zelo zahtevna naloga. Izbor ustreznega opažnega sistema smo naredili na podlagi tehnične, tehnološke in finančne analize ka­ rakteristik treh sistemov: I. segmentni sistem, II. sistem sklenjenega kroga s hidravliko, III. sistem sklenjenega kroga brez hidravlike. Vsak izmed analiziranih sistemov ima dolo­ čene prednosti in pomanjkljivosti. Segmentni sistem opaža ima to prednost, da je spreminjanje polmera in obsega opaža zelo enostavno in hitro. Njegova pomanjkljivost pa se kaže pri dvigovanju opaža iz kampade v kampado. Dvigovanje opaža je zamudno, saj je treba opaž razstaviti na manjše segmente in Slika 18 • Deponija izbrane opažne opreme z žerjavom dvigniti v naslednjo kampado. Si­ stem ne potrebuje posebnega odra, ker so konzolni odri del opažnega sistema. Sistem sklenjenega kroga s hidravliko je v ce­ loti izdelan iz toge jeklene pločevine. Pred­ nost sistema je nedvomno hitrost dvigovanja opaža iz kampade v kampado, saj se dvigo­ vanje izvaja s posebno hidravliko. Delovni oder ima ta sistem rešen podobno kot seg­ mentni sistem, zato dodaten oder ni po­ treben. Prednost uporabljenega materiala je zelo visoka kakovost betonske površine, pomanjkljivost pa zamudno spreminjanje ob­ sega opaža. Zaradi osnovnega materiala in hidravlike je najem tega opažnega sistema finančno manj ugoden. Sistem sklenjenega kroga brez hidravlike je predstavnik starejše tehnologije. Opaž je izde­ lan iz lesene vezane plošče, lesenih nosilcev ter jeklenih napenjalnikov. Vse ostale prednosti in pomanjkljivosti so enake kot pri segment­ nem sistemu s to razliko, da opaž sklenjenega kroga brez hidravlike nima sistemsko rešenih delovnih odrov in zato potrebuje dodaten fasadni oder. Pri izboru opažnega sistema smo postavili dve merili: 1. strošek materiala in dela, 2. možnost hitrega spreminjanja obsega opaža. Medtem koje prvo merilo samoumevno, pa je drugo merilo pomembno zato, ker smo želeli z isto opremo zgraditi vse cilindrične objekte. Obema meriloma sta ustrezala siste­ ma I. in lil., sistem II. pa je kljub zelo dobrim karakteristikam ravno pri teh dveh merilih najbolj odstopal. Podrobnejša analiza in po­ govori z najemodajalcem tega sistema so stanje bistveno izboljšali, vendar je bila konč­ na odločitev v prid lil. sistema (slike 18 do 20). Vzrokov za to je več. Sistem sklenjenega kroga brez hidravlike smo pred davnimi leti v podjetju že uporabili in z njim imeli že kar nekaj izkušenj. Del te opreme smo še vedno imeli na zalogi, kar je bil dodatni razlog za tako odločitev. Dodatni oder se ni izkazal kot pomanjkljivost, ker smo ga potrebovali tudi za izvedbo fasade (slika 21). Slika 19 • Opaževanje talne plošče primarnega zgoščevalnika (objekt 17) Slika 21 • Fasadni oder gnilišč (objekt 20) 1 s i j j d | , | : : 3 1 V i i • - Slika 20 • Opaževanje cilindrične stene primarnega zgoščevalnika (objekt 17) Slika 22 • Gradnja gnilišč (objekt 20 ) in primarnih zgoščevalnikov (objekt 17) 9 -SKLEP Gradnja II. faze CČN Ljubljana je projekt, ki je zaradi obsega, raznolikosti objektov in s tem povezanimi tehnologijami gradnje zelo zahte­ ven. S tem člankom sem poskušala osvetliti problematiko gradnje objektov cilindrične ob­ like (slika 22). Zaradi oblike in strogih zahtev glede zagotavljanja neprepustnosti in trajnosti betonskih konstrukcij je bil izbor ustrezne teh­ nologije opaževanja zelo težak. Za izbor sta bili postavljeni dve merili, in sicer ekonomski vidik ter možnost spreminjanja obsega opaža. Po­ leg tega je bilo pri izboru treba upoštevati tudi zahtevo projektanta, da se stene ne betonira po celem obodu, temveč s prekinitvami na mestu napenjalnih niš. Po zaključku gradnje cilindričnih objektov ugotavljamo, da je bila izbrana opažna tehnologija s tehničnega sta­ lišča ustrezna. 1 0 -V IR I Hidroinženiring d.o.o., SPIT d.o.o.: Projekt št. 601 370, PZI s spremembami, september 2002. Hidroinženiring d.o.o.: Projekt št. 601 370, PGD, PZI, april 1999. http://www.aollner.at http://www.noe.de http://www.peri.de http://www.rsb-rountech.com Igmat d.d.: Poročilo o preiskavi tesnosti, št. 150-KAN-2003, junij 2003. Igmat d.d.: Poročilo o preiskavi vodotesnosti objekta 20.2 - gnilišče, št. 117-KAN-2003, junij 2003. Igmat d.d.: Preskus tesnosti objekta 20 - gnilišča na CČN Ljubljana, št. 8135-BET-2003. Mahne, Tanja: Tehno-ekonomski elaborat, št. VG-555-2, 7. maj 2002. Mahne, Tanja: Tehnologija gradnje objektov 17 in 18, št. VG-555-2/TS 07,17. januar 2003. Mahne, Tanja: Tehnologija gradnje objektov 20 ,22 ,23 in 35, št. VG-555-2/TS 03, 3. julij 2002. Noe Schaltechnik GmbH: Katalog. Peri GmbH: Katalog. RSB Schalungstechnik GmbH: Katalog. Tonin, Jurij: Projekt tehnologije izvedbe vodotesnih in ostalih betonskih konstrukcij v okviru CČN Ljubljana, maj 1996. GRADNJA VIADUKTA VRANKE NA AVTOCESTI MARIBOR - KOPER CONSTRUCTION OF VRANKE BRIDGE ON MARIBOR - KOPER HIGHWAY Aleš Perhavec, univ. dipl. inž. grad. Strokovni članek UDK 624.21 : 625.745.1 SGP Kraški Zidar d.d. Sežana, Kolodvorska 1 Povzetek | V prispevku je opisana tehnična rešitev in opis gradnje viadukta Vranke. Objekt je zgrajen na avtocesti Maribor - Koper na pododseku od Trojan do Blagovice. Prečka ozko in globoko grapo Vranke. Celotna dolžina viadukta presega 100 m. Sestavljen je iz levega in desnega dela z dolžinama prekladne konstrukcije 92 m. Podporno konstrukcijo posameznega dela sestavljata krajna opornika in vmesna stebra. Dolžina krajnih polj je 28 m. Srednje polje meri 34 m. Posebnost gradnje mostu je bila betoniranje posamezne prekladne konstrukcije v enem delu. Plošča levega dela je bila zabetonirana v začetku avgusta 2003, desnega dela pa v zadnjih dneh oktobra istega leta. Objekt je v celoti zgradil SGP Kraški Zidar d.d. iz Sežane po tehnični doku­ mentaciji, ki jo je izdelal GRADIS BP iz Maribora. Summary | The paper presents the technical solution and the report of the con­ struction of the viaduct Vranke on the highway Maribor - Koper. The viaduct is situated between Trojane and Blagovica villages and is crossing a narrow and deep valley Vranke. The total length of the bridge is over 100 m. It is made up of a left and a right part. The support construction of each part are the edge pillars and two columns in the middle. The span of edge fields is 28 m. The span of middle field is 34 m. It's plates were made in one piece. The slab of the left part was finished in August 2003. The right one was finished by the end of October 2003. The building contractor was SGP Kraški Zidar d.d. from Sežana. The final executive design project was made by GRADIS BP from Maribor. 1 • UVOD Družba za avtoceste v Republiki Sloveniji po­ spešeno gradi manjkajoča odseka na avto­ cesti Maribor - Koper. To sta zahtevna dela od Trojan do Blagovice in od Klanca do Srmina, kjer se avtocesta priključi na obstoječo avto­ cesto proti Kopru. Viadukt Vranke je na podod­ seku 6 /2 od Trojan do Blagovice. Pododsek avtoceste se prične pred Trojanami, kjer trasa poteka preko predora Trojane. Kma­ lu po izhodu iz predora v smeri Ljubljane se začne viadukt Šentožbolt, ki prečka magistral­ no cesto Celje - Ljubljana. V smeri iz Celja proti Ljubljani poteka avtocesta na desni strani do­ line, visoko v bregu. Brežine nad cesto so na tem delu varovane z visokimi opornimi zidovi. Po nekaj metrih po koncu viadukta se začne predor Podmilj. Iz predora poteka cesta preko krajšega nasipa, viaduktov Log in Javorje na največji objekt na tem delu avtoceste. Toje via­ dukt Petelinjek, ki poteka visoko nad magi­ stralno cesto. Tu avtocesta preide na levo stran doline. Preko viadukta Suša se nadaljuje v hribovitem območju nad Blagovico. Po nekaj metrih useka se približamo ozki grapi Vranke. Nadalje se trasa preko globokih vkopov, zava­ rovanih z visokimi opornimi in podpornimi zi­ dovi ter krajšim nasipom in manjšim mostom priključi na viadukt Blagovico. Ljubljanska stran viadukta se priključi na avtocesto, ki je bila predana prometu konec junija 2003. Opisani avtocestni pododsek naj bi bil po prvotnih načrtih predan v uporabo marca 2005, obstaja pa želja, da bi promet po njem stekel že oktobra 2004, istočasno kot na pododseku Klanec - Srmin. Celotno območjeje geografsko razgibano in geološko neugodno. Pojavljajo se strme in nestabilne brežine. Prečno na smer ceste se pojavljajo grape s strmimi brežinami, po katerih tečejo manjši potoki hudourniške na­ rave. Ti se priključijo v reko Radomljo, ki teče iz Trojan proti strugi Kamniške Bistrice. Temeljna tla so v večini sestavljena iz permokarbonskih skrilavcev, ki spadajo med najstarejše kamnine na območju Slovenije. Celotno območje nad Blagovico je plazovito. Pri obsežnih posegih ob­ staja nevarnost zdrsa brežin. Niveleta avtoceste poteka globoko pod koto obstoječega terena. Strme brežine so varovane z opornimi in pod­ pornimi zidovi. PODATKI 0 UDELEŽENCIH PRI GRADITVI VIADUKTA VRANKE Investitor: DARS - družba za avtoceste republike Slovenije, d.d. Glavni projekt: PNZ - projekt nizke zgradbe, Ljubljana Izvedbeni projekt: GRADIS biro za projektiranje Maribor, d.o.o., odgovorni vodja projekta: prof. Vukašin Ačanski, univ. dipl. inž. grad., odgovorni projektant: Diana Zupanc, univ. dipl. inž. grad. Revizija: DDC, Ljubljana, prof. dr. Milenko Pržulj, univ. dipl. inž. grad. Izvajalec del: SGP Kraški Zidar d.d. Sežana, odgovorni vodja del: Samo Pirjevec, univ. dipl. inž. grad., vodja del: Aleš Perhavec, univ. dipl. inž. grad. Nadzor: DDC, družba za državne ceste republike Slovenije, odgovorni nadzornik vseh del: Jože Herga, univ. dipl. inž. grad., odgovorni nadzornik posameznih del: Miljan Senčar, inž. grad., univ. dipl. ekon. Čas gradnje: november 2002 -junij 2004 2 «TOPOGRAFIJA TERENA Prostor med opornima zidovoma OZ 12 in OZ 13 povezuje skoraj 100 m dolg viadukt Vran- ke, ki premošča istoimensko grapo. Voda iz bližnjih brežin se po strugi na dnu grape izliva v reko Radomljo. Brežine so izredno strme. Pred posegom so bile poraščene z drevjem in gosto podrastjo (slika 1). Površinska prepere­ la plast je debela do 2 m. Osnova preperine je humus z vložki tankih skrilavcev, Pod prepere­ lim slojem se pojavlja kompaktnejša osnova, ki vsebuje glinence, globlje pa tudi melje in peščenjak. Na območju krajne podpore v osi 4 je v pobočje zarezan jarek širine 5 m in povprečne globine 4 m. Os kanala poteka skoraj pravo­ kotno na os trase. Po več pogovorih z domači­ ni predvidevam, da so ga uporabljali za vleko hlodov iz gozda. Delno seje poglabljal zaradi prometa, odločilno vlogo za njegovo veliko globino pa je imela voda, kije drla po njem ob večjih nalivih (slika 2). Slika 1 «Teren na območju jarka Vranke pred začetkom gradnje Slika 2 «Teren po poseku drevja in grmičevja 3 • KONSTRUKCIJSKA ZASNOVA Konstrukcijska zasnova viadukta je ploščasti okvir preko treh polj. Sestavljen je iz levega in desnega dela. Podporno konstrukcijo sestav­ ljajo krajni podporni sistem z vmesnimi stebri. Štirje stebri, visoki od 12 do 21 m, imajo enak pravokotni presek dimenzij 4,00 x 1,20 m in so temeljeni na vodnjakih premera 5,50 m. Dno najglobljega vodnjaka se konča 14 m pod koto vrha temeljne blazine stebra 3L. Vsi vodnjaki segajo v dobro raščena temeljna tla. Zaradi zelo strmih brežin je nad vodnjaki predvidena zaščita z delnimi obroči, sidranimi v kompaktnejšo osnovo (slike 3 ,4 in 5). Konstrukciji levega in desnega dela sta veči­ noma ločeni, skupna sta le krajna opornika. Plošča je v stebre togo vpeta. Na krajno opo­ ro nalega preko dveh neoprenskih dvosmer­ no pomičnih ležišč. Prerez plošče je poln, v Slika 4 • Vzdolžni prerez desnega objekta odebeljen srednji del sta vpeti konzoli dolžine 3,45 m na levem delu in 3,05 m na desnem delu. Debelina srednjega dela znaša 1,50 m. Širina srednjega dela na spodnjem robu je 4,90 m. Debelina na robu konzol je le 22 cm. Odvodnjavanje voziščne površine je predvi­ deno preko cestnih izlivnikov, ki so priključe­ ni v cevi premera 200 in 250 mm. Kanaliza­ cijske cevi potekajo vzdolž objekta pod najnižjo točko prekladne konstrukcije levega in desnega objekta. Meteorna voda z vo­ zišča odteka v cestno kanalizacijo. Teleko­ munikacijski vodi potekajo pod konzolnim delom na višji strani desnega objekta in so zaščiteni s plastičnimi cevmi premera 125 mm, ki so na konstrukcijo pritrjene s ko­ vinskimi nastavki. Skupna debelina asfaltnih plasti je 7 cm. Hi­ droizolacijo prekladne konstrukcije varuje Na robovih konzol so predvideni hodniki z robnimi venci. Razpon stranskih polj meri 28 m, vmesno polje je dolgo 34 m. Višinska razlika med niveleto ceste in dnom grape je skoraj 27 m. 3 cm debela zaščitna plast asfaltnega betona (AB 11), na kateri je položena 4 cm debela obrabna plast AB 8. Robna dela vozišča varuje betonska varnost­ na ograja "New Yersey". Na zunanjih robovih je pritrjena jeklena varnostna ograja za pešče. Notranji del vozišča zaključujejo granitni robni­ ki, povezani z armiranobetonskim hodnikom. Vmesna hodnika sta opremljena z jekleno od­ bojno varnostno ograjo. Na stiku prekladne konstrukcije in krajnega opornika je dilatacija, ki dopušča pomike vo­ ziščne plošče glede na krajni nepomični pod­ porni sistem. 4 -OPREMA VIADUKTA 5 • SPREMEMBA PROJEKTA ZA RAZPIS (PZR) IN PROJEKTA ZA PRIDOBITEV GRADBENEGA DOVOLJENJA (PGD) Vodnjake elipsastega prereza so zamenjali vodnjaki okroglega prereza. Sidranje pod­ pornih sten nad vodnjaki v osi 3 je bilo prvotno predvideno s trajnimi geotehničnimi sidri. Zara­ di boljših geomehanskih lastnosti so geoteh- nična sidra nadomestila trajna, vendar cenej­ ša IBO sidra. Stebre škatlastega prereza dimenzij 7,00 x 3,50 m smo nadomestili z vitkejšimi in polnimi pravokotnimi stebri dimenzij 4,00 x t,20 m. Robovi stebrov so zaokroženi z radijem 10 cm. Prekladna konstrukcija je v stebre togo vpeta in ne nalega preko pomičnih ležišč, kot je bilo prvotno predvideno. Spremembe so nastale tudi pri obliki prereza prekladne konstrukcije. Prvotno obliko z dvema baznima deloma ši­ rine 1,20 m in višine 2,20 m smo nadomestili s polnim prerezom trapezne oblike in enojnim baznim delom. 6 • OPIS GRADNJE 6.1 • Pripravljalna dela Dostop v grapo s težko mehanizacijo je bil otežen, s tovornjaki pa nemogoč, ker je dolino od magistralne ceste ločevala struga Radom­ lje. Čez reko smo postavili armiranobetonski mostiček. Mostje edina povezava med grad­ biščem in magistralno cesto. Izvedena je bila zakoličba odkupljenega področja in položaj podporne konstrukcije viadukta. Na celotnem območju viadukta smo posekali drevje, ga transportirali na lažje dostopno območje in odpeljali v nadaljnjo predelavo. Potok na dnu grape smo po celotni dolžini gradbišča speljali v betonske cevi premera 100 cm. Cevi smo zasuli z gramoznim ma­ terialom. Poseg nam je prispeval nekaj manev- rirnega prostora, ki smo ga nujno potrebovali. Ob vhodu v dolino smo postavili gradbiščno naselje, kije bilo zaradi pomanjkanja prostora majhno in stisnjeno. Električna energija za potrebe gradbiščnih naprav je zagotavljal mo­ torni agregat. Gradbiščno naselje je dobivalo električno energijo iz omrežja. Pitno vodo smo dovažali in jo hranili v cisterni. Gradbišče je bilo opremljeno z montažnimi sanitarijami, skladiščem za hranjenje opreme in potroš- nega materiala. Urejen je bil prostor za pranje avtomešalcev. V naselju je bil tudi prostor za prehranjevanje delavcev. 6.2 • Vodnjaki Po končanih nujnih pripravljalnih delih so stek­ la predhodna dela za izvedbo vodnjakov pod stebri. Dostop do vodnjakov v osi 2 je bil eno­ staven. Več problemov nam je povzročala ure­ ditev poti do vodnjakov v osi 3, ker ležita na izredno strmem in nestabilnem območju. Dostop do njiju je bil mogoč z vrha desnega brega ob krajnem oporniku v osi 4. Z izkopom smo se spustiti do kote vrha posameznega vodnjaka (sliki 6 in 7). Izkop je potekal po fazah globine 1,0 m, ki smo ga varovali z delnimi AB obroči, sidranimi v tršo osnovo z IBO sidri dolžine od 4,0 do 8,0 m. Nad vodnjakom 3D smo ščitili brežino 5 m vi­ soko. Poglabljanje vodnjakov je potekalo po naslednjem postopku: Vsakokrat je bil izveden 1,0 m izkopa. Zavarovan je bil z AB obročem brez dodatnega sidranja. Ob prehodu iz slab­ šega v boljši material je AB obroče nadome­ stil torkret beton. Izkopali smo 2,0 m globoko, postavili armaturne mreže, jih pritrdili v steno vodnjaka ter jih obrizgali s torkret betonom. Poglabljanje je bilo končano, koje dno segalo vsaj 2,0 m v kompaktnejša temeljna tla. Dno smo očistili in poravnali s podložnim beto­ nom, položili armaturo in vodnjak v dveh ali treh taktih napolnili z betonom. Zgornja dva metra vodnjaka zapolnjuje temeljna blazina stebra. Armatura je tu močnejša kot v spod­ njem delu vodnjaka. Dela v vodnjakih so bila končana konec marca 2003. Na večjih globinah se je pojavljala manjša količina zaledne vode. Dnevno smo jo črpali s pnevmatsko črpalko. Izkop vodnjakov je bil izveden v zimskih mesecih. Padavin je bilo malo, tla so bila večino časa zamrznjena. Vremenske razmere so bile ugodne, zato so bila dela v vodnjakih predčasno končana. Večjih problemov pri poglabljanju ni bilo. Delo seje upočasnilo pri izkopu v tršem materialu. Miniranje ni bilo potrebno. 6.3 • Piloti Krajna opornika sta temeljena na osmih uvr- tanih Benotto pilotih s premerom 150 cm (sliki 8 in 9). Z izdelavo smo pričeli na krajni opori v osi 1. Pred izdelavo pilotov je bil izveden strojni izkop gradbene jame. Dno jame je bilo na koti, kjer se zaključi armatura pilotov. Viadukt je na tem delu prekratek, zato so se pojavili manjši problemi z izdelavo prve vrste pilotov, ki so bližje grapi. Trije piloti na zaledni strani so zaradi ugodnih temeljnih tal skrajšani za dva metra glede na zahteve projekta za izvedbo. Ostali piloti so nespremenjeni. Na krajni opori v osi 4 problemov s prostorom ni bilo. Trije piloti so zaradi boljših temeljnih tal skrajšani za dva metra glede na dolžine v pro­ jektu. Vrh pilota je pri izdelavi vedno zabetoniran ne­ koliko višje, kot je njegova projektirana višina. Pred izvedbo meritev zveznosti se odvečni be­ ton odstrani do projektirane kote. Zveznost pi­ lotov je bila preskušena s predpisano neporuš- no metodo, ki deluje na principu prenosa udarne obtežbe po celotni globini z merjenjem časovnih odzivov. Meritve so pokazale ugodne rezultate. 6.4 • Krajne podpore V nadaljevanju je bil zabetoniran podložni be­ ton pod pilotnima blazinama. Sledila je izdela­ va opaža, polaganje armature in betoniranje pilotnih blazin (sliki 10 in 11). Vsaka od njiju je narejena iz 270 m3 armiranega betona kva­ litete MB 30 MPa. V drugem taktu je sledila izdelava opornika, kjer so ležišča prekladne konstrukcije. Stene s krili so bile zabetonirane v tretji fazi. Zaledni steni ob stiku opornika s prekladno konstrukcijo je bilo treba izvesti kas­ neje, ker je tu potreben prostor za izvedbo prednapetja. Zaledno stran krajnih opornikov do kote dna betona prekladne konstrukcije smo zasuli v skladu s smernicami tehničnih predpisov za izdelavo zasipnih klinov. Odvod­ njavanje kontakta zasipnega klina z obsto­ ječim terenom je bilo urejeno z drenažo. 6.5 • Stebri Stebri so visoki od 11 do 22 m (sliki 12 in 13). Gradili smo jih v kampadah po 2,70 m višine s prirejenim drsnim opažem. Robovi so zao­ kroženi v radiju 10 cm. Sočasno z višanjem stebrov smo gradili delovni oder. Jekleni delov­ ni oder je sestavljen iz "H" elementov. Povezan je z diagonalami in podnicami. Ob vsakem nadvišanju je bil pritrjen v AB steber. Po izvedbi smo betonsko površino lepotno ob­ delali in oder odstranili, ker je bil pri izdelavi Slika 12«Gradnja stebrov levega objekta Slika 13«Stebri desnega objekta podpornega odra prekladne konstrukcije ne­ potreben. Premer vzdolžne armature je 28 mm. Arma­ turne palice se po višini medsebojno prekriva­ jo. Sidrna dolžina vzdolžne armature na stiku med stebrom in prekladno konstrukcijo je 1,30 m. Armatura zavzema 0,92 % površine prereza. Prečna armatura premera 14 mm je v območju ničelnih momentnih točk šibkejša. Transport betona do posameznih kampad stebrov je potekal z žerjavom. Stebri so bili zgrajeni v prvi polovici maja 2003. 6.6 • Prekladna konstrukcija Prekladna konstrukcija je ločena na levi in de­ sni del. Dolžina levega dela je 91,10 m, des­ nega pa 92,90 m. Razlika v dolžini se pojavi, keros objekta poteka v radiju 700 m. Plošča je v stebre vpeta, na opornika pa nalega preko štirih dvosmerno pomičnih neoprenskih ležišč dimenzij 450 x 650 x 175 mm. Skupna širina levega delaje 14,14 m, desnega pa 13,34 m. Prečni nagib je 6,0 %, vzdolžni pa 3,1 %. V vsa­ ko ploščo je vgrajeno 110 t navadne in 29 t prednapete armature. Nosilni opažni oder Pred izdelavo projekta za izvedbo je bilo odločeno, da bomo opažni oder posamez­ nega dela izdelali naenkrat v celotni dolžini (slika 14). Oder prekladne konstrukcije sestav­ ljajo jekleni stolpi tipa "S50" proizvajalca Thys­ sen - Hunnebeck. Stolpi so postavljeni ob AB stebrih v osi 2 in 3. Po višini so večkrat poveza­ ni zaradi preprečitve uklona. Na vrhu jeklenih stolpov so v prečnem naklonu 6,0 % postavlje­ na dva HEA nosilca višine 36 in 30 cm, med katerima so nameščene posebne dvigalke, potrebne pri spuščanju odra med razopa- ženjem. Razpon med stebroma v osi 2 in 3 je 34 m (sliki 15 in 16). Za jeklene palične nosilce tipa "H33" je to prevelika razdalja, zato je bil na polovici razpona postavljen začasen jekleni stolp, sestavljen iz elementov opaža "S50". Stolp stoji na AB temelju dimenzij 13,00 x 3,50 X 0,90 m. Med stolpom in temeljem sta nameščena dva HEA profila višine 50 cm, ki Slika 14 «Opažni oder Slika 15 • Nosilni opažni oder prekladne konstrukcije levega dela Slika 16 • Nosilni opažni oder prekladne konstrukcije desnega dela nalegata na temelj preko dvigalk. Prostor med dvigalkami in betonom je namenjen za mon­ tažo posebnih koles pri transportu iz levega na desni del. Skupna višina stolpa je 22,90 m. Zgornjih 154 cm zapolnjujejo dva HEA profila s prečnim naklonom 6,0 %, vmes nameščene dvigalke za spuščanje, ter naležni del vzdolž­ nih "H33" nosilcev skupaj z lesenim delom opaža. Ker je desni del prekladne konstrukcije višji, se v opisano strukturo postavi dodaten HEA profil višine 60 cm. Dolžina stolpa je 10,80 m, širina pa 2,00 m. Težave pri izdelavi opažnega odra Veliko problemov nam je povzročal majhen manevrirni prostor. Masa celotnega jeklenega opaža je 3 2 0 1. Leseni del predstavlja dodat­ nih 7 0 1. Transport posameznih delov je po­ tekal sočasno z montažo. S tem smo se izog­ nili veliki količini opaža na gradbišču. Manj problemov je bilo pri izdelavi opaža desnega dela, ker je končan levi del služil kot delovni plato. Težave nam je povzročala montaža stolpov "S50" predvsem s stališča varnosti. Posamez­ na vertikalna podporna konstrukcija je sestav­ ljena iz veliko samostojnih delov, zato je pri montaži potrebnih veliko prijemov. Posamezne dele podporne konstrukcije smo sestavili na tleh, ter jih nato s pomočjo žerjava pritrdili na predhodno postavljene elemente. Delo se je izvajalo na višini, ustrezno varnost pa je bilo dokaj težko zagotoviti. Pri delu na višini so bila uporabljena razna osebna zaščitna sredstva (varnostni pasovi ter vrvi za privezovanje). Jekleni palični nosilci "H33" so na krajnih poljih dolgi 25,50 m. Zaradi velike dolžine so kot samostojni element nestabilni, zato težijo k zvračanju pravokotno na vzdolžno os. Dodat­ na neugodnost je njihova poševna lega v sklopu podpornega odra. Stabilnejšo lego v prečni smeri dobimo šele, ko jih medsebojno povežemo (zavetrujemo). Pri montaži je bil vsak nameščeni nosilec takoj povezan z osta­ limi že postavljenimi. S tem je bila opisana nevšečnost omejena. Betoniranje prekladne konstrukcije Levi del: Prekladno konstrukcijo smo zabetonirali v enem delu. Naenkrat smo vgradili 1010 m3 betona. Proces vgrajevanja je trajal brez preki­ nitve 26 ur. Vgradnja betona je potekala z eno črpalko. Zaradi velike dolžine plošče je črpanje betona potekalo iz treh različnih lokacij. Premik črpalke iz ene na drugo lokacijo zahteva veliko časa, zato sta bili uporabljeni dve črpalki. Prva črpalka je vgrajevala beton iz prve in tretje po­ zicije (prostor ob krajnem oporniku v osi 4 in 1), druga večja pa iz druge pozicije (dno do­ line). Pri tem načinu dela je bila ena črpalka vedno v rezervi. Črpalki sta imeli roki dolžine 34 in 42 m. Prva črpalka je imela še dodaten nastavek dolžine 16 m, ki gaje pri betoniranju držal žerjav (sliki 17 in 18). Betonarna je bila 400 m od mesta vgrajeva­ nja, zato večjih problemov s transportom beto­ na ni bilo. V povprečju smo dosegli 38 m3 vgrajenega betona na uro. Beton se je tran­ sportiralo s petimi avtomešalci kapacitete 9 m3. Zaradi strmih dovoznih poti so avtome­ šalci prevažali po 7 m3 betona. Betonarna ima 3,5 kubični mešalec. Optimalni čas polnjenja avtomešalcaje bil dosežen s tremi polnjenji po 2,33 m3 betona. V celotni plošči je vgrajene 115 t navadne in 2 9 1 prednapete armature. Podporni oder smo gradili od 10. junija do 26. julija 2003. Be- V toniranje je bila zaradi nekaterih pomislekov glede varnosti podpornega odra prestavljena 3 za več kot teden dni. Plošča je bila zabetonira­ li na 6. in 7. avgusta, i- Desni del: t Celoten nosilni oder je bil z nekaj spremem­ bami prestavljen na desni del. Delo na desnem deluje potekalo od 10. septembra do 28. oktobra, koje bila konstrukcija zabetonira­ na. Betoniranje je potekalo enako kot pri levem delu. Proces vgrajevanja betona je bil enos- tavnejši, ker nam je levi del služil kot delovni - plato. 3 Prednapenjanje prekladne konstrukcije V celotnem objektu je vgrajene 60 ton pred- 3 napete armature. Polja med stebri in krajnima 3 oporama so zapolnjena z dvanajstimi 19- I- žilnimi kabli, ki so v območju stebrov zgoščeni i z dodatnimi šestimi kabli. Sila prednapetja v i- vsakem kablu je 3600 kN. 3 Zanimiva lastnost pri tem objektu je, da vsi kabli ne potekajo od enega do drugega konca i plošče. Kabli se v pahljačah zaklinjajo s prire- j jenimi kovinskimi ploščami v notranjosti pre­ kladne konstrukcije. Na robovih plošče je i- nameščenih dvanajst sidrnih glav. Šest kablov i- je daljših in potekajo od roba ter preko obeh stebrov. Drugih šest kablov je krajših in poteka- I- jo le preko bližjega stebra. V pahljači se za- ključijo 6,0 m preko stebra, kjer je ničelna toč- )- ka momentne linije. Enak razpored je na drugi a strani plošče. 3 Vsa prednapeta armatura je bila vgrajena pred a izvedbo betoniranja. Celotna plošča je bila za­ betonirana v enem delu, zato seje pojavila ne- varnost nastanka razpok zaradi krčenja betona, a Nastanek razpok je bil delno odpravljen z izved- ! bo predhodnega prednapetja. Polovica kablov Slika 17 • Betoniranje prekladne konstrukcije levega objekta Slika 18 • Betoniranje prekladne konstrukcije desnega objekta je bila prednapeta s 50 % končne sile, koje trd­ nost betona presegla 20 MPa. Končna sila je bila v vse kable vnesena, ko je trdnost betona presegla 36 MPa. Sledilo je injektiranje kablov in obbetoniranje napenjalnih glav. Demontaža nosilnega opažnega odra Leseni del opaža stranskih delov in konzol je bil odstranjen pred prednapenjanjem. Z od­ stranjevanjem nosilnega odra smo pričeli po prednapetju in starosti betona 17 dni. Iz dvi­ galk je bil odstranjen pesek. Oder seje spustil za 9 cm. Najprej smo odstranili vse lesene ele­ mente. Sledilo je izvlečenje "H33" nosilcev na rob AB plošče ter demontaža s pomočjo žer­ java. Delo na višini je bilo zelo zahtevno. Nevšečnosti so povzročali dolgi palični nosilci na stranskih poljih. HEB nosilci in podporni stolpi "S50" so bili demontirani s sodelova­ njem avtodvigala in žerjava. Vmesni jekleni stolp mase 30 ton je bil na mesto desnega dela prestavljen v celoti s pomočjo koles in hi­ dravlike. 6.7 • Napredovanje del Dela na objektu so bila konec decembra pre­ kinjena. Celoten opaž prekladne konstrukcije desnega dela je bil demontiran. Izvedena so bila zaključna dela na krajnih opornikih (manj­ kajoči steni in zasipni klini). / Spomladi bomo nadaljevali s hodniki in robni­ mi venci. Na mestih prehoda avtoceste na ob­ jekt je potrebno narediti prehodne plošče. Pred polaganjem zaščitne in obrabne plasti asfalta se bo preko celotne prekladne konstrukcije iz­ vedla hidroizolacija. Ostanejo nam še zakjučna dela, kot so izdela­ va zemeljskih stožcev ob krajnih podporah ter navezava na sosednje objekte, ureditev brežin pod viaduktom in ureditev regulacije potoka. Manjkajoča dela na konstrukciji so postavitev odbojnih in zaščitnih ograj, izdelava komunal­ nih in elektro vodov ter zaključna dela na vo­ zišču. Pred tehničnim pregledom se bo naredi­ la obremenilna preizkušnja. 7 -SKLEP V celotni konstrukciji je vgrajenih preko 4500 m3 betona in 400 ton navadne in pred­ napete armature. Viadukt Vranke je do sedaj najdaljši avtocestni objekt v Sloveniji, katerega prekladna konstrukcija je bila izvedena v eni fazi. V fazi načrtovanja je bil podan predlog za izvedbo ločnega mostu. Kasneje seje izkaza­ lo, da je gradnja ločnega mostu z razponom, manjšim od 100 m, predraga. Zaradi slabih temeljnih tal bi se pojavil problem temeljenja podpornega odra AB loka in dostopa do te­ meljev. Pogled na delno zgrajeni objekt daje videz ele­ gantne AB konstrukcije. Stebri s prevladujočo dimenzijo v prečni smeri se lepo ujemajo s prekladno konstrukcijo, ki ji dimenzijo v isti smeri poudarjajo dolge in tanke konzole. Viadukt je nekaj metrov prekratek. Problem se pojavi pri krajni opori na mariborski strani. Kraj­ ni opornik leži na robu brežine. Z bežnim pogle­ dom dobimo vtis, da sprednji del opore leži "v zraku". Pomanjkljivost je najverjetneje posledica slabega posnetka obstoječega terena. Temelja stebrov v osi 3 ležita na strmem robu grape. Najbolj izrazita je lokacija temelja ste­ bra desnega objekta. Pogled nanj nam sproži občutek, da bo celoten temelj zdrsnil proti dnu grape. Z estetskega stališča bi bilo bolje ome­ njena stebra premakniti za nekaj metrov v smeri Ljubljane. Posledica tega je povečanje vmesnega razpona in s tem sprememba ge­ ometrije prekladne konstrukcije. Za ohranitev vmesnega razpona bi bilo potrebno premakni­ ti tudi poziciji stebrov v osi 2. Poseg bi po­ vzročil prevelike razlike v dolžini stebrov in s tem najverjetneje težave pri duktilnem obna­ šanju stebrov pri potresni obtežbi. Težavo bi omejili z izdelavo delno praznih vodnjakov v osi 3. S tem bi pridobili ustrezno višino stebrov Preveč enostavno bi bilo, da bi bila konstrukci­ ja idealna s stališča konstrukterja in obenem najenostavnejša za prenos s papirja v naravo. Interakcija med obema stranema deluje, po­ gosto pa se pojavijo želje po določenih spre­ membah. Nekatere izmed njih je mogoče in včasih tudi smiselno upoštevati. ČASOVNI RAZVOJ TLAČNE TRDNOSTI BETONOV Z VISOKO TRDNOSTJO V ODVISNOSTI OD VRSTE IN KOLIČINE VEZIVA TIME DEVELOPMENT OF COMPRESSIVE STRENGTH OF HIGH STRENGTH CONCRETE IN DEPENDENCE OF BINDER TYPE AND QUANTITY dr. Drago Saje, univ. dipl. inž. grad. znanstveni članek udk 691.34:620.173 Univerza v Ljubljani, FGG, Jamova 2,1000 Ljubljana dsaje@fgg.uni-lj.si Povzetek | V članku je prikazan in analiziran časovni razvoj tlačne trdnosti tri­ najstih različnih betonov z visoko trdnostjo od začetka strjevanja betona pa do starosti 360 dni. Podana je primerjava rezultatov meritev tlačne trdnosti betonov z različno vrsto in količino cementa ter betonov z različnim deležem mikrosilike v vezivu. Opisan je lastni matematični model za napovedovanje 28-dnevne tlačne trdnosti betona v odvisnosti od veziva, ki temelji na analizi eksperimentalnih rezultatov. Pri betonih, ki so vsebovali ce­ ment z veliko specifično površino in večinskim deležem alita ter pri betonih brez oziroma z manjšim deležem mikrosilike, je tlačna trdnost v začetni fazi strjevanja betona hitro naraščala, kasneje, po 90 dneh pa je bil prirastek tlačne trdnosti v večini primerov zane­ marljivo majhen. Summary | The paper presents and analyses the time development of compres­ sive strength of thirteen different high strength concretes from the beginning of the hardening process up to the age of 360 days. Concretes with different types and quan­ tities of cement, and concretes with different shares of silica fume in the binder are com­ pared. Based on the analysis of experimental results, own mathematical model for the prediction of 28-day compressive strength of concrete in dependence of the binder was elaborated. As regard to concretes which included cement with high specific surface and major part of alite, and those concretes without or with low share of silica fume, the compressive strength increased quickly in first few days, but later on, after 90 days, the increment of compressive strength was in the majority of cases negligible. 1 • UVOD Tlačna trdnost betonov se zaradi dolgotraj­ nega procesa hidratacije s časom spreminja. Hidratacija cementa, to je eksotermna kemij­ ska reakcija cementa z vodo, ima za posledi­ co formiranje hidratizirane cementne paste, ki je bistveni element trdnosti betona. Na proces hidratacije cementa in na količino sproščene toplote pa vpliva več parametrov, med kateri­ mi sta zelo pomembna vrsta in količina veziva. Vezivo sestavljata cement in mineralni do­ datek, običajno mikrosilika. V gradbeništvu se kot vezivo za betone naj­ pogosteje uporablja portlandski cement, za betone z visoko trdnostjo pa poleg običajnega portlandskega cementa pogosto uporabljamo zelo fino mleti portlandski cement z veliko specifično površino (500 m2/kg). Posledica velike specifične površine cementa je poveča­ na reaktivnost oziroma burnost kemične reak­ cije cementa z vodo. Uporabljamo tudi ce­ mente z nizko hidratacijsko toploto, pri katerih se sprošča manj hidratacijske toplote, kar je pomembno zlasti za konstrukcije velikih di­ menzij. Mineralni dodatek mikrosilika je zelo reaktiven pucolanski dodatek, sestavljen pretežno iz si­ licijevega dioksida. Kemijska reakcija mikrosi­ like z vodo in kalcijevim hidroksidom tvori kai- cijev silikat hidrat. Produkt hidratacije cementa kalcijev hidroksid k trdnosti ne prispeva, novo nastali produkt kalcijev silikat hidrat pa prispe­ va k trdnosti cementnega kamna. Mikrosilika, katere premer zrna je približno stokrat manjši od premera zrna cementa, zaradi svoje finosti zgosti strukturo cementnega kamna in izbolj­ ša stik med cementnim kamnom in agre­ gatom. Zaradi izboljšanega stika med cement­ nim kamnom in agregatom in predvsem za­ radi bolj goste strukture cementnega kamna (Kjellsen, 1999) imajo betoni z mikrosiliko viš­ jo trdnost ter manjšo prepustnost, kar vpliva na trajnost betona in posledično na trajnost celotne armiranobetonske konstrukcije. 2 • EKSPERIMENTALNI PROGRAM 2.1 • Uporabljeni sestavni materiali betona in razmerja sestavin v mešanicah Pri izdelavi betonskih mešanic smo uporabili dve vrsti drobljenega kamenega agregata z največjim nazivnim zrnom 16 mm in mivko. Prvi agregat je sestavljen iz pranega apnen­ čevega agregata iz Separacije Kresnice in iz mivke Termit iz Moravč. Drugi agregat pa je, z izjemo mivke Termit iz Moravč, pretežno meta­ morfnega izvora, in sicer frakcije 2 /4 ,4 /8 ,8 / 11 in 11/16 iz Bleiberga v Avstriji, frakcija 0 /2 pa je magmatskega izvora iz Kraljevega vrha na Hrvaškem. Pri izdelavi betonskih me­ šanic smo uporabljali cemente CEM ll/A-S 42,5R, CEM I 52,5R in cement z nizko toploto hidratacije CEM I 42,5LH iz cementarne v Anhovem. Sestava cementnih klinkerjev upo­ rabljenih cementov je podana v preglednici 1. Vrsta cementa Vrsta cementnega klinkerja Minerali klinkerja C3S C2S c3a C,AF CEM ll/A-S 42,5R običajni Klinker 64% 15% 9% 9% OEM 1 52,5R OEM 1 42,5LH klinker z nizko toploto hidratacije 34% 46% 1,5% 15% Preglednica 1 • Mineralna sestava cementnih klinkerjev. Oz na ka m eš an ice Vr st a a gr eg at a Vr sta su pe rp las tif ika to rja Fin i a gr eg at 0- 4 (k g/ m 3) Gr ob i a gr eg at 4- 16 (k g/ m 3) Vr st a c em en ta Ko lič ina ve ziv a (k g/ m 3) De lež m ikr os ilik e (% ve ziv a) Vo do ve ziv no ra zm er je Oa. S / 1 312 (K) (D 1080 719 (X) 500 10 0,28 89,0 731 (K) (D 1023 682 (X) 600 10 0,23 90,3 1600 (K) (D 1133 755 (X) 400 10 0,36 81,4 1620 (K) (2) 1134 755 (X) 400 - 0,40 68,9 1620-1 (K) (2) 1135 756 (V) 400 - 0,40 74,9 1620-2 (B) (2) 1206 820 (X) 400 - 0,40 87,1 1620-3 (K) (2) 1144 762 (Z) 400 - 0,40 56,9 16210 (K) (2) 1130 752 (X) 400 10 0,40 80,6 16210-1 (K) (2) 1130 752 (V) 400 10 0,40 85,0 16210-2 (B) (2) 1202 817 (X) 400 10 0,40 89,2 16210-3 (K) (2) 1138 758 (Z) 400 10 0,40 74,0 16210-4 (B) (2) 1202 817 00 400 10 0,40 96,8 16215 (K) (2) 1126 750 (X) 400 15 0,40 80,2 Preglednica 2 • Lastnosti preiskovanih betonov Za doseganje višjih trdnosti smo del cementa nadomeščali z mineralnim dodatkom mikrosi­ liko v praškasti obliki. Primerno vgradljivost smo pri nizkih vodovezivnih razmerjih beton­ skih mešanic dosegali z dodajanjem super- plastifikatorja. Uporabili smo tekoči polikar- boksilatni superplastifikator nove generacije Cementol Zeta S in Antikorodin. Cementol Zeta S je po kemični sestavi polikarboksilat. Antiko­ rodin pa je praškasta mešanica mikrosilike in superplastifikatorja, ki je po kemični sestavi sulfonirani naftalen - formaldehid kondenzat. Vse uporabljene dodatke, mineralne in ke­ mične, proizvaja TKK Srpenica. V preglednici 2 so podane sestave mešanic preiskovanih betonov. Skupno izhodišče vseh betonskih mešanic je bila enaka vgradljivost, izražena s posedom sveže betonske mešanice. Izbrana konsisten­ ca ima po standardu (SIST EN 206-1:2003) oznako S4, kar predstavlja posed v mejah med 160 in 210 mm z odstopanjem ±30 mm. 2.2 • Merjenje tlačne trdnosti betonov z visoko trdnostjo Enoosno tlačno trdnost betonov smo merili na betonskih kockah z robom a= 15 cm s pomoč­ jo elektromehaničnega preskuševalnega stro­ ja za statične tlačne preiskave kapacitete 5000 kN. Vrednosti tlačne trdnosti betonov smo merili pri starosti betonov 1 dan, 3 ,7 ,28 , 56, 90,180 in 360 dni. Merili smo tudi tlačne trdnosti pri starosti betona manj kot en dan in tako dobili realni časovni potek tlačne trdnosti prav od začetka strjevanja betona. Vzorci za preskus tlačne trdnosti betona so bili, razen tistih preskušanih pred enim dnevom starosti, razkalupljeni po 24-ih urah in do preskusa hranjeni v vodi pri sobni temperaturi. Legenda: (K) Kresnice (B) Bleiberg, Kraljevi vrh (1) sulfonirani naftalen-formaidehid konden­ zat (2) polikarboksilat (X) CEM ll/A-S 42,5R (Blaine (m2/kg) = 355) (Y) CEM I 52,5R (Blaine (m2/kg) = 440) (Z) CEM 142,5LH (Blaine (m2/kg) = 367) 3 • EKSPERIMENTALNI REZULTATI IN ANALIZA MERITEV TLAČNE TRDNOSTI BETONOV Z VISOKO TRDNOSTJO V nadaljevanju analiziramo časovni potek enoosne tlačne trdnosti trinajstih različnih betonskih meša­ nic. Betonske kocke z robom 15 cm, na katerih smo merili tlačno trdnost betona, so bile stare od nekaj ur pa do enega leta. V analizi časovnega raz­ voja tlačne trdnosti betona smo zajeli vpliv količine veziva, deleža mikrosilike in vrste cementa. Tlačna trdnost betona v diagramih v nadaljevanju pred­ stavlja povprečno vrednost več izmerjenih tlačnih trdnosti enakega betona. V preglednici 3 so za tri­ najst različnih betonskih mešanic in za osem raz­ ličnih starosti betonov podane povprečne vrednosti tlačnih trdnosti, izmerjene na večjem številu vzor­ cev enakega betona (Saje, 2001 j. 3.1 • Vpliv količine veziva na časovni razvoj tlačne trdnosti betona Sliki 1 in 2 prikazujeta časovni potektlačne trdnosti treh betonov z oznakami 731,312 in 1600 s količi­ nami veziva 600 kg/m3, 500 kg/m3 in 400 kg/m3 betona. Hidratacija cementa je kemična reakcija, ki je odvisna od sestave cementa. Pri betonih z večjo količino cementa nastane povezana struktu­ ra produktov hidratacije prej kot pri betonih z manj­ šo količino cementa. Ker pa več cementa pomeni več produktov hidratacije v določenem času, je pri zadostni količini vode trdnost betona z večjo količi­ no cementa večja. Pri starosti betona 1 danje bila tlačna trdnost betona 312 1,2-krat tolikšna kot tlač­ na trdnost betona 1600, tlačna trdnost betona 731 pa 1,32 krattolikšnakottlačna trdnost betona 1600. Pri starosti betona 90 dni pa sta razmerji tlačnih trdnosti betonov 312 in 1600 1,08, razmer­ ji tlačnih trdnosti betonov 731 in 1600 pa 1,12. Pri tem pa moramo omeniti dejstvo, da so se ome­ njene tri vrste betonskih mešanic razlikovale tudi po vodovezivnem razmerju. Mešanica 731 je ime­ la vodovezivno razmerje 0,23, mešanica 312 0,28, mešanica 1600 pa 0,36. Pri različnih količi­ nah veziva in enakem vodovezivnem razmerju namreč nismo mogli zagotoviti želene konsistence sveže betonske mešanice. Več o vplivu vodo- vezivnega razmerja na razvoj tlačne trdnosti beto­ na je napisano v literaturi (Saje, 2001). 3.2 • Vpliv deleža mikrosilike na časovni razvoj tlačne trdnosti betona Na slikah 3 do lOje prikazan vpliv količine mikro­ silike na časovni potek tlačne trdnosti betona. Na slikah 3 in 4 je podan časovni razvoj tlačne trd­ nosti treh betonov z oznakami 1620, 16210, 16215 z vodovezivnim razmerjem 0,40. Edina razlika med njimi je delež vsebovane mikrosilike (0,10,15 %). Če primerjamo te betone, opazimo, da je časovni prirast tlačne trdnosti betonov z večjo količino mikrosilike v prvih sedmih dneh nji­ hove starosti nekoliko upočasnjen (slika 3 ter pre­ glednica 3). Povečan delež mikrosilike v betonu pa ugodno vpliva na velikost tlačnih trdnosti po sedmih dneh starosti betona (slika 4). Za začetek pucolanske reakcije med mikrosiliko in kalcijevim hidroksidom, je potrebna predhod- Mešanica Starost betona Povprečna tlačna trdnost betona v MPa 1 dan 3 dni 7 dni 28 dni 56 dni 90 dni 180 dni 360 dni 312 50,8 65,4 76,9 89,0 93,5 94,4 98,5 94,9 713 56,2 69,1 81,1 90,3 92,2 98,0 101,8 105,2 1600 42,5 58,8 69,1 81,4 85,1 87,7 88,1 88,0 1620 32,3 50,7 60,0 68,9 77,7 77,8 81,0 82,1 1620-1 42,9 60,2 67,1 74,9 81,1 78,9 84,7 91,6 1620-2 28,0 56,4 75,3 87,1 87,8 89,6 95,6 96,0 1620-3 23,3 41,6 56,9 66,7 69,3 72,2 81,1 16210 26,4 51,2 62,4 80,6 85,6 87,3 93,2 97,8 16210-1 41,6 58,9 70,1 85,0 84,4 90,1 90,9 93,3 16210-2 22,7 . 53,1 73,3 89,2 100,0 99,4 107,1 108,9 16210-3 23,3 45,0 74,0 84,4 86,7 92,4 100,4 16210-4 34,9 68,2 81,6 96,8 101,2 101,7 109,8 16215 22,8 47,6 61,8 80,2 89,4 92,9 90,7 94,9 Preglednica 3 • Povprečne tlačne trdnosti betonov v MPa pri različnih starostih, izmerjene na večjem številu vzorcev Slika 2 • Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 731,312 in 1600Slika 1 «Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 731 ,312 in 1600 v prvih treh dneh starosti na reakcija cementa in vode, katere produkt je tudi kalcijev hidroksid. V teh reakcijah iščemo vzrok začetnega počasnejšega naraščanja tlačne trdnosti betona. Ker so obravnavane me­ šanice vsebovale enako količino veziva (cement + mikrosilika), seje količina cementa z narašča­ njem količine mikrosilike zmanjševala. Zato lahko v mešanicah brez mikrosilike v prvih urah strjevanja betona nastane več produktov hidra- tacije cementa, kar pomeni večjo tlačno trdnost betona brez mikrosilike v primerjavi z betonom z mikrosiliko. Pri starosti betona 1 danje bila tlačna trdnost betona brez mikrosilike 1620 1,42-krat tolikšna kot tlačna trdnost betona 16215, pri ka­ terem je 15 odstotkov veziva predstavljala mikro­ silika. Pri kasnejših starostih betonov, to je po približno sedmih dneh, je verjetno precejšnja količina kalcijevega hidroksida, nastalega pri hid- rataciji cementa, že zreagirala z mikrosiliko v kal­ cijev silikat hidrat in tako seje cementni kamen v betonu z mikrosiliko precej izboljšal. Mikrosilika v betonu zaradi svoje finosti zgosti strukturo ce­ mentnega kamna in izboljša stik med agregatom in cementnim kamnom, kar ima za posledico večjo tlačno trdnost otrdelega betona. Tlačna trd­ nost betona 16215 s 15-odstotnim deležem mikrosilike je bila 1,15 krat tolikšna kot tlačna trdnost betona 1620 brez mikrosilike pri 56 dneh njune starosti. Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620-2 in 16210-2 na sliki 7 potrjuje predhodno navedeno tezo, da se hitrost začetnega naraščanja tlačne trdnosti betona s povečevanjem količine mikro­ silike zmanjšuje. Omenjena betona 1620-2 in 16210-2 sta po sestavi enaka kot 1620 in 16210, le da vsebujeta namesto sedimentnega pretežno metamorfni agregat. Sliki 8 in 10 pa potrjujeta tezo, da pri starostih betona, ki so višje od 7 dni, mikrosilika ugodno vpliva na velikost tlačne trdnosti. Tlačna trdnost betona 16215 (slika 4) je pri sta­ rosti betona 180 dni padla glede na tlačno trd­ nost betona pri starosti 90 dni za 2,2 MPa. Padec trdnosti betona pri 180 dneh, ves čas nego­ vanega v vodi, verjetno ni realen in je lahko rezul­ tat premajhnega števila preiskovanih vzorcev. Ker je prirast tlačne trdnosti pri starosti betona, ki je višja od 90 dni, zaradi skoraj že končanega procesa hidratacije cementa v betonih z visoko trdnostjo z nizkim vodovezivnim razmerjem rela­ tivno majhen, raztros rezultatov tlačnih trdnosti pa relativno velik, lahko premajhno število pre- skušancev pomeni neustrezno oceno tlačne trd­ nosti. Problem padca tlačne trdnosti, verjetno tudi zaradi pomanjkanja števila preiskovanih vzorcev, pri 56 ali 90 dni starem betonu opa­ zimo tudi pri betonih 1620-1 na sliki 6 in betonu 1620-2 na sliki 8. Slika 5 prikazuje časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620-1 in 16210-1 z deležem mikrosi­ like 0 in 10 %. Oba betona vsebujeta 400 kg vezi­ va in imata vodovezivno razmerje 0,4, vsebujeta pa čisti portlandski cement OEM 152,5R z največ­ jo finostjo mletja (440 m2/kg) v primerjavi z ostalimi vrstami preiskovanih cementov. Poteka tlačnih trdnosti obeh betonov v prvih treh dneh njune starosti sta skoraj enaka (slika 5). Zelo po­ dobna pa sta poteka tlačnih trdnosti omenjenih betonov tudi po starosti betonov več kot 3 dni (slika 6). To je verjetno posledica velike specifič­ ne površine in količine uporabljenega cementa. Ker je zaradi velike specifične površine cementa ob zadostni količini vode v določenem času hi- dratiziranega več cementa v primerjavi s cemen­ tom manjše specifične površine inje zaradi tega struktura cementnega kamna bolj nosilna, je vpliv mikrosilike manjši. Iz tega lahko ugotovimo, da se s povečevanjem specifične površine ce- Slika 3 • Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620,16210 in 16215 v prvih treh dneh starosti. Slika 4 «Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620 ,16210 in 16215 Slika 5 • Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620-1 in 16210-1 v prvih treh dneh starosti. Slika 6 • Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620-1 in 16210-1. Slika 7 • Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620-2 in 16210-2 Slika 8 • Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620-2 in 16210-2. v prvih treh dneh starosti. menta vpliv mikrosilike na velikost tlačne trdnosti betona zmanjšuje. Pri betonu z mikrosiliko je manj cementa kot pri betonu brez mikrosilike. Ker je pri uporabljenem cementu prevladujoči mine­ ral alit, pri hidrataciji alita pa nastane 3-krattoliko kalcijevega hidroksida kot pri hidrataciji belita, je možno, daje učinek pucolanske reakcije mikrosi­ like s kalcijevim hidroksidom zaznaven že zelo zgodaj. Pucolanska reakcija v nadaljevanju pa omogoči večjo tlačno trdnost betona. Betona 16203 in 162103 imata enako sestavo kot betona 1620 in 16210 (O in 10 % mikrosilike, W/B=0,4, 400 kg/m3 veziva), le da vsebujeta cement z nizko toploto hidratacije. Ta cement vse­ buje manj alita in več belita kot ostala dva preisko­ vana cementa (preglednica 1). Znano je (Ukrainc- zyk, 1994), da hidratacija alita največ prispeva k začetni trdnosti, hidratacija belita pa h končni trd­ nosti cementnega kamna. V našem primeru, ko gre za cement z majhnim deležem alita, imamo majhne začetne trdnosti in je zaradi tega tudi vpliv mikrosilike v prvih treh dneh skoraj zanemarljiv. Poleg tega pa pri hidrataciji belita nastane manj kalcijevega hidroksida kot pri hidrataciji alita, kar pomeni, da je pri pretežno belitnem cementu na voljo manj kalcijevega hidroksida za relativno hitro pucolansko reakcijo z mikrosiliko. 3.3 • Vpliv vrste cementa na časovni razvoj tlačne trdnosti betona V okviru analize vpliva vrste cementa smo v pre­ iskovanih betonih uporabili tri vrste cementa, CEM ll/A-S 42,5R, CEM I 52,5R in CEM I 42,5LH. Ti cementi se medsebojno razlikujejo po finosti mletja oziroma po njihovi specifični površini (355, 440 in 367 m2/kg) in po deležih po­ sameznih mineralov v cementnem klinkerju. Iz primerjave poteka tlačne trdnosti betonov 1620 in 1620-1 na sliki 11 vidimo, da tlačna trd­ nost betona 1620-1, ki vsebuje cement z največ­ jo specifično površino, v prvem dnevu starosti narašča hitreje kot tlačna trdnost betona 1620. Pri starosti betona en dan je bila tlačna trdnost betona 1620-1 1,33-krat tolikšna kot tlačna trd­ nost betona 1620 pri enaki starosti betona. Pri starosti betonov 180 dni pa je bila tlačna trdnost betona s finim cementom 1620-1 1,05-krat tolik­ šna kot tlačna trdnost betona 1620. Podobne razmere smo opazili tudi na slikah 13 in 15, ki prikazujeta časovni razvoj tlačne trdnosti betonov z mikrosiliko 16210 in 16210-1 ter 16210-2 in 16210-4. Na sliki 14 pa vidimo, da je prirast tlačne trdnosti betona s finim cementom in mikrosiliko 16210-1 po 90 dneh še manjši (le 3.2 MPa od 90 do 360 dni) kot pri betonu brez mikrosilike 1620-1 (12,7 MPa). Vzrok za razlike v časovnem razvoju tlačne trd­ nosti omenjenih betonov je specifična površina cementa in prisotnost žlindre v cementu CEM ii/ A-S 42,5R. Specifična površina cementa in puco- lanski dodatek imata velik vpliv na proces hid­ ratacije. Žlindra je latentno hidravlično vezivo, ki potrebuje za začetek reakcije kalcijev hidroksid. Hidratacija cementa se prične na površini ce­ mentnih zrn. V primeru cementa z veliko speci­ fično površino je v določenem času hidra- tiziranega več cementa, sprosti se več toplote in kemijska reakcija cementa z vodo je pospešena. Posledica tega je hitrejši in večji prirast tlačne trd­ nosti v prvih dneh starosti betona, kasneje, po 90 dneh pa je prirast tlačne trdnosti zanemarljivo majhen, posebno v primeru betona z mikrosiliko. Na hitrost hidratacije cementa in s tem na čas­ ovno naraščanje tlačne trdnosti betona ima velik vpliv mineraloška sestava cementnega klinkerja, kar je razvidno iz primerjave betonov 1620, 1620-1 in 1620-3, ki vsebujejo cemente CEM II/ A-S 42,5R, CEM I 52,5R in CEM I 42,5LH (sliki 11 in 12). Beton z oznako 1620-3, ki vsebuje počasi vezoči cement CEM I 42,5LH, je imel pri starosti Slika 9 • Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620-3 in 16210-3 v prvih treh dneh starosti. Slika 10 • Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620-3 in 16210-3. Slika 11 • Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620,1620-1 in 1620-3 v prvih treh dneh starosti Slika 12 • Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 1620,1620-1 in 1620-3 Slika 13 • Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 16210,16210-1 in 16210-3 v prvih treh dneh starosti Slika 14«Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 16210,16210-1 in 16210-3 betona 1 dan tlačno trdnost tako majhno, dajo z uporabljeno merilno opremo ni bilo mogoče iz­ meriti, medtem koje imel beton 1620-1 s čistim portlandskim cementom OEM 152,5R pri starosti 1 dan tlačno trdnost že 42,9 MPa. Pri starosti betona 1 leto pa je razlika v tlačni trdnosti ome­ njenih betonov bistveno manjša, in sicer je bila tlačna trdnost betona 1620-1 1,13-krat tolikšna kot tlačna trdnost betona 1620-3 (slika 12). Raz­ lika v tlačni trdnosti pri starosti 360 dni pa je še manjša v primeru betonov 16210-1 in 16210-3, ki sta po sestavi enaka betonoma 1620-1 in 1620-3, le da vsebujeta 10 odstotkov mikrosilike (slika 14). Vtem primeru je tlačna trdnost betona 16210-3 celo za 8 odstotkov večja od tlačne trd­ nosti betona 16210-1. Da je tlačna trdnost beto­ na 16210-3 s počasivezočim cementom z nizko toploto hidratacije večja od tlačne trdnosti betona 16210-1 s hitrovezočim cementom, je verjetno posledica večjega deleža belita v cementu OEM I 42,5LH v primerjavi s cementom OEM I 52,5R. Prispevek belita k tlačni trdnosti cementnega kamna je po enem letu starosti praktično enak prispevku alita, vendar pa je hitrost naraščanja tlačne trdnosti belitnega minerala pri tej starosti znatno večja od alitnega, katerega tlačna trdnost je skoraj že dosegla asimptotično vrednost (Ukrainczyk, 1994). Iz tega lahko sklepamo, da bosta tlačni trdnosti betonov 1620-3 in 16210-3, ki vsebujeta cement z večjim deležem belita, imeli večji prirastek tlačne trdnosti po enem letu starosti betona kot betona 1620-1 in 16210-1, ki vsebujeta cement z manj belita in več alita. 3 .4 «Tlačna trdnost betona pri starosti betona 28 dni Na podlagi analize rezultatov meritev smo razvili lastni matematični model za napovedovanje 28- dnevne tlačne trdnosti betona z visoko trdnostjo. Velikost tlačne trdnosti pri 28 dneh, fcm, v odvis­ nosti od vrste cementa in količine mikrosilike smo glede na izmerjene rezultate zapisali v naslednji obliki (izraz 1) fcm = k ■ fcEM ' futSf (1 ) pri tem so fcm ..... faktor vpliva vrste cementa (preglednica 4), /mS = 1 + MS ... faktor vpliva deleža mikrosi­ like. /r=98,17 MPa ...koeficient. Parametre v izrazu 1 smo določili z uporabo me­ tode najmanjših kvadratov na množici rezultatov naših meritev. Velikost tlačne trdnosti pri 28 dneh je tako fcm= [98,17 MPa] ■ fCEM- (]+MS). (2) V preglednici 1 smo podali faktorje za po­ samezne vrste preiskovanih cementov, s kate­ rimi v modelu za napovedovanje 28-dnevne tlačne trdnosti betona upoštevamo vpliv vrste cementa. Vrsta cementa fcEM CEM 1 52,5R 0,75 CEM ll/A-S 42,5R 0,70 CEM 1 52,5LH 0,65 Preglednica 4 • Faktorji, s katerimi v model vpeljemo vpliv vrste cementa V modelu smo se v tej fazi omejili na določanje tlačne trdnosti 28 dni starih betonov z vo- dovezivnim razmerjem 0,4. Prikazani model za napovedovanje 28-dnevne tlačne trdnosti betona je veljaven za betone, katerih delež mikrosilike se glede na količino veziva spreminja v območju med 0 in 20 odstotki. V preglednici 5 smo zbrali izmerjene 28-dnevne tlačne trdnosti preiskovanih betonov in vrednosti, Slika 15 «Časovni razvoj tlačne trdnosti betonov 16210-2 in 16210-4 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 O ♦ eksperimentalni rezultati d matematični model 1620-1 1620-3 16210 16210-1 16210-3 16215 beton Slika 16 • Primerjava eksperimentalno določene tlačne trdnosti betona pri 28 dneh in modelirane tlačne trdnosti betona pri 28 dneh. ki smo jih določili s predhodno opisanim matem­ atičnim izrazom za napovedovanje 28-dnevne tlačne trdnosti betona, ter odstopanja mode­ liranih vrednosti od izmerjenih. Iz primerjave eksperimentalno določene in mode­ lirane tlačne trdnosti betona pri 28 dneh (pregled­ nica 5 in slika 16) vidimo, da z modelom relativno dobro napovemo tlačne trdnosti betona pri 28 dneh. Največje odstopanje, to je 12.16 odstotkov, je bilo pri betonu 1620-3, kar je verjetno posledica majhnega števila preiskovanih vzorcev. Preglednica 5 • Primerjava eksperimentalno določene tlačne trdnosti betona pri 28 dneh in modelirane tlačne trdnosti betona pri 28 dneh. Oznaka mešanice Eksperiment fcm Model 4» Odstopanje 1620 68,9 68,7 -0,25% 1620-1 74,9 73,6 -1,69% 1620-3 56,9 63,8 12,16% 16210 80,6 75,6 -6,21% 16210-1 85,0 81,0 -4,71% 16210-3 74,0 70,2 -5,14% 16215 80,2 79,0 -1,45% 4 »SKLEP ; Raziskave vpliva količine veziva na časovni raz­ voj tlačne trdnosti betona so pokazale, da s pov­ ečevanjem količine veziva v betonu njegova tlač­ na trdnost narašča hitreje. Več cementa pomeni več produktov hidratacije v določenem času, tako da ob zadostni količini vode hitreje nastaja nosilna struktura. Pri preiskavah betonov z dodatkom mikrosilike smo ugotovili, da tlačna trdnost takšnih betonov v začetni fazi strjevanja narašča počasneje kot pa pri betonih brez mikrosilike. Tlačna trdnost betona brez mikrosilike pri starosti 1 dan je bila za 42 odstotkov večja kot tlačna trdnost betona s 15 odstotki mikrosilike. Začetno počasnejše nara­ ščanje tlačne trdnosti betonov z dodatkom mikro­ silike je posledica pucolanske reakcije kalcijevega hidroksida z mikrosiliko, katere produkt je kalcijev silikat hidrat, ki je nosilec trdnosti cementnega kamna. Za začetek pucolanske reakcije med mikrosiliko in kalcijevim hidroksidom je potrebna predhodna reakcija cementa in vode, katere produkt je tudi kalcijev hidroksid. Ker so obravna­ vane primerjalne mešanice vsebovale enako količino veziva (cement + mikrosiliko), seje količi­ na cementa z naraščanjem deleža mikrosilike zmanjševala. Tako je lahko v prvih urah strjevanja betona brez mikrosilike nastalo več produktov hid­ ratacije cementa, kar pomeni večjo tlačno trdnost betona brez mikrosilike v primerjavi z betonom z mikrosiliko. Mikrosiliko pa po določenem času zreagira z nastajajočim kalcijevim hidroksidom v kalcijev silikat hidrat, kar omogoči betonu že pri starosti 28 dni večjo tlačno trdnost v primerjavi s trdnostjo betona brez mikrosilike. Pri betonih, ki so vsebovali cement z veliko speci­ fično površino in večinskim deležem alita, je tlačna trdnost v prvih nekaj dneh hitro naraščala, kasne­ je, po 90 dneh pa je bil prirastek tlačne trdnosti zanemarljivo majhen. V primeru uporabe cementa z veliko specifično površino je v določenem času hidratiziranega več cementa, sprosti se več toplote in kemijska reakcija cementa z vodo je pospešena. Zaradi tega je v prvih nekaj dneh starosti betona prirastek njegove tlačne trdnosti večji in hitrejši. Na hitrost hidratacije cementa in s tem na časovno naraščanje tlačne trdnosti betona močno vpliva tudi razmerje posameznih mineralov v cement­ nem klinkerju. Večji delež alita v cementu pomeni hitrejši prirastek tlačne trdnosti v začetnem obdob­ ju, kasneje po 90 dneh pa se naraščanje tlačne trdnosti pri pretežno alitnem cementu umiri bolj kot v primeru pretežno belitnega cementa. Pri betonu s cementom z večjim deležem belita in manjšim deležem alita je naraščanje tlačne trdnosti v začet­ nem obdobju strjevanja betona razmeroma počasno. Primerjava rezultatov meritev in tlačne trdnosti betona pri 28 dneh, določene s prikazanim matematični modelom, pokaže, da z modelom relativno dobro napovemo tlačne trdnosti betona pri 28 dneh v odvisnosti od veziva v betonu. Ker pa vrsta cementa in količina mikrosilike nista edi­ na parametra, ki opazno vplivata na lastnosti be­ tonov z visoko trdnostjo, bi bilo potrebno prikaza­ ni matematični model zapisati tudi v odvisnosti od ostalih parametrov, kot sta na primer vo- dovezivno razmerje in vrsta agregata. 5 • LITERATURA Kjellsen, K.O., Wallevik O.H., Hallgren M.: "On the compressive strength development of high-perfor­ mance concrete and paste-effect of silica fume", Materials and Structures, Vol. 32, str. 63-69, Januar-Februar 1999. Saje, D.: "Tlačna trdnost in krčenje betonov visoke vrednosti", doktorska disertacija, Fakulteta za grad­ beništvo in geodezijo, Ljubljana, 2001. SIST EN 206-1:2003: Beton - T del: Specifikacija, lastnosti, proizvodnja in skladnost, 2003. Ukrainczyk, V.: "Beton: struktura, svojstva, tehnologija", ALCOR, Zagreb, 1994. ZDGITS izdajateljica Gradbenega vestnika • VABILO ZA OBJAVO OGLASOV VABILO ZA OBJAVO OGLASOV Spoštovani bralci Gradbenega vestnika! GRADBENI VESTNIK je strokovno-znanstvena revija, s katero predstavljamo slovenski in tuji strokovni javnosti dosežke z vseh področij gradbeništva. Revija je tudi člansko glasilo Zveze društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije ter Matične sekcije gradbenih inženirjev pri Inženirski zbornici Slovenije. Revija izhaja mesečno v nakladi 2750 izvodov. Med naročniki je tudi 52 naslovov iz tujine, z nekaterimi tujimi naslovi pa si revijo izmenjujemo. V Gradbenem vestniku lahko objavite oglase na različnih mestih, v različnih velikostih in po različnih cenah: I Ovitek: zadnja stran 1/1 200.000,00 SIT Notranja stran 1/1 150.000,00 SIT Notranja stran 2 /3 130.000,00 SIT Notranja stran 1/2 100.000,00 SIT Notranja stran 1/3 75.000,00 SIT Notranja stran 1 /4 40.000,00 SIT __ V cenah ni upoštevan DDV. Oglas lahko pripravite v: • rastrskih formatih JPEG, TIFF, EPS • formatu CDR (ver 8.0 ali manj), pri čemer je potrebno vse črke spremeniti v krivulje. Vsebine je mogoče poslati z redno pošto na naslov: GRADBENI VESTNIK, Karlovška 3, 1000 Ljubljana ali po e-pošti na naslov aradb.zveza@siol.net V pričakovanju Vašega sodelovanja Vas toplo pozdravljamo! ZDGITS - izdajateljica GRADBENEGA VESTNIKA NOVI DIPLOMANTI GRADBENIŠTVA UNIVERZA V LJUBLJANI, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO IN GEODEZIJO VISOKOŠOLSKI STROKOVNI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Boštjan Gorela, Uspešnost investiranja v izgradnjo^stanovanjskega objekta vila Portorož, mentorica doc. dr. Maruška Šubic Kovač Rafael Rudolf, Ekonomski vidiki izvedbe investicijsko vzdrževalnih del poslovnega objekta, mentor izr. prof. dr. Albin Rakar, somentor as. mag. Aleksander Srdič Uroš Selan, Nekateri vidiki vrednotenja nepremičnin za potrebe obdavčenja na primeru Občine Vrhnika, mentorica doc. dr. Maruška Šubic Kovač Vesna Vidmar, Računalniške analize možnih načinov sanacije plazu med P-247 in P-266 na HC Razdrto - Vipava, mentor doc. dr. Janko Logar, somentor as. dr. Boštjan Pulko UNIVERZITETNI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA Andrej Humar, Toplotni mostovi, mentor izr. prof. dr. Aleš Krainer, somentor red. prof. dr. Jožef Peternelj Aleš Klobasa, Avtomatske parkirne hiše, mentor doc. dr. Tomaž Maher, somentor as. dr. Peter Lipar UNIVERZITETNI ŠTUDIJ VODARSTVA IN KOMUNALNEGA ™ INŽENIRSTVA Tjaša Župec, Modeliranje membranskih procesov pri čiščenju odpadnih voda, mentor doc. dr. Jože Panjan ■ DOKTORSKI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVAmag. ERIK ZUPANČIČ, Rotacijska kapaciteta spojev jeklenih konstrukcij, mentor red. prof. dr. Darko Beg mag. Mario Krzyk, Dvodimenzionalno maternatično modeliranje toka v strmih strugah, mentor izr. prof. dr. Matjaž Četina, somentor izr. prof. dr. Matjaž Mikoš mag. Darko Drev, Modeliranje filtracijskih in biokemijskih procesov pri različnih substratih in pretokih pri dimenzioniranju rastlinskih čistilnih naprav in precejalnikov, mentor doc. dr. Jože Panjan, somentor izr. prof. dr. Daniel Vrhovšek UNIVERZA V MARIBORU, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO UNIVERZITETNI STUDU GRADBENIŠTVA Darko Lipič, Primerjava tehnik terminskega planiranja za viadukt Ločica, mentor red. prof. dr. Mirko Pšunder UNIVERZA V MARIBORU, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO - EKONOMSKO POSLOVNA FAKULTETA UNIVERZITETNI ŠTUDIJ GOSPODARSKEGA INŽENIRSTVA Katarina Gajšek, Tehnična in ekonomska upravičenost uporabe superplastifikatorja v betonu, mentorja red. prof. dr. Radomir Ilič in izr. prof. dr. Tanja Markovič Hribernik, somentorica as. mag. Lucija Hanžič Rubriko ureja • Jan Kristjan Juteršek, univ. dipl. inž. grad. KOLEDAR PRIREDITEV 7 .3 .-10 .3 .2004 ■ ASCE ConferenceEngineering, Construction and Operation in Challenging Environments Houston, Texas, ZDA 6 .4 .-10 .4 .2004 MEGRA 2004 gradbeni sejem Gornja Radgona, Slovenija info@pomurski-sejem.si 28 .3 .-31 .3 .2004 2 00 4 ITE Technical Conference and Exhibit California, ZDA www.ite.org/meetcon/index.html ite_staff@ite.org 29 .3 .-4 .4 .200 4 ■ Bauma 2004München, Nemčijawww.bauma.de info@imag.de 12.4. -15.4 .2004 Fracture Mechanics of Concrete and Concrete Structures Vail, Colorado, ZDA 17.4. - 22.4.2004 North American Tunneling Conference 2004 Atlanta, Georgia, ZDA http://balkema.ima.nl/instructions.htm 26 .4 .-28 .4 .2004 30 .3 .-2 .4 .200 4 ■ Intertraffic AmsterdamAmsterdam, Nizozemskawww.intertraffic.com/events/events_list.asp intertraffic@rai.nl Concrete Structures: The Challenge of Creativity Avignon, Francija 2.5 .-7 .5 .2004 ■ CIB World Building Congress 2004Toronto, Ontario, Kanadawww.cib2004.ca cib2004@nrc.ca www.eecongress.org secretariat@cembureau.be info@eecongress.org 12.5. -14.5 .2004 3rd Euroasphalt and Eurobitume Congress Dunaj, Avstrija 31 .3 .-2 .4 .2004 ■ Cyclic Behaviour of Soils and Liquefaction PhenomenaBochum, Nemčijahttp://balkema.ima.nl/instructions.htm 4.4. - 7.4.2004 9th International Symposium on Concrete Roads Istanbul, Turčija 16.5. -1 9 .5 .2 0 0 4 8 . -1 0 .9 .2 0 0 4■ Conference IWCSE 2004 Cold Regions Engineering Edmonton, Kanada ■ ECPPM ConferenceEuropean Conference on Product and Process Modelling in the AEC Industry Istanbul, Turčija 2 4 .5 .-2 8 .5 .2 0 0 4 http://2004.ecppm.org ■■■ MIPRO 2004 Opatija, Hrvaška■ 12.9 -1 6 .9 .2 0 0 4 www.mipro.hr mipro@ri.htnet.hr ■ 8th Conference on Asphalt Pavements for Southern Africa with the theme Roads- the Arteries of Africa Sun City, Južna Afrika9.6. -1 1 .6 .2 0 0 4■ 4. Posvetovanje slovenskih geotehnikov in 5. Šukljetov danRogaška Slatina, Slovenija http://asac.csir.co.za/capsapatloots@iafrica.com 14.6. - 17.6.2004 1 9 .9 -2 4 .9 .2 0 0 4 ■ 8th World Conference on Timber EngineeringLahti, Finska www.ril.fi/wcte2004 kaisa.vanalainen@ril.fi ■ Metropolitan Habitats and Infrastructure IABSE Symposium Shanghai, Kitajska www.iabse.ethz.ch/conferences/Shanghai/ShanghaiJ.htm secretariat@iabse.ethz.ch 2 4 .6 .-2 6 .6 .2 0 0 4 2 9 .9 -1 .1 0 .2 0 0 4Bridges across the Danube- Bridges in Danube Basin Novi Sad, Srbija in Črna Gora ■ ■ Interoute 2004 Congress and Trade FairMontpellier, Francija www.exposium.fr 5.7. - 7 .7 .2004 19.10 - 22.10.2004■ SEMC 2004 Conference Structural Engineering, Mechanics and Computation Cape Town, Južna Afrika ■ IABMAS ConferenceBridge Maintenance, Safety and Management Kyoto, Japonska 20. - 22.10.2004 18.7. - 2 3 .7 .2004 ■ 7. slovenski kongres o cestah in prometu■ Composite Construction V Inernational Conference Mpumalanga, Južna Afrika www.engconfintl.org/4ab.html Portorož, Slovenija DRC, Masarykova 14, Ljubljana 2 1 .-2 3 .1 0 .2 0 0 4 a_kemp@civil,wits,ac.za ■ Durability and Maintenance of Concrete StructuresDubrovnik, Hrvaška 20.7. - 23.7.2004 secon@grad.hr — Conference ACMBS-IV■ Advanced Composite Materials in Bridges and Structures 28.10 - 31.10.2004 Calgary, Kanada ■ ISEAT 20044th International Symposium on Asphalt Emulsion Technology 1 .8 .-6 .8 .2 0 0 4 Washington DC, ZDA ■ 13th World Conference on Earthquake EngineeringVancouver, Kanada www.venuewest.com/ 13wcee 13wcee@venuewest.com www.aema.org krissoff@aema.org 9. - 12.2.2005 H IABSE Conference 23. - 2 5 .8 .20 0 4 Role of Structural Engineers Towards Reduction of Powerty ■ Technologies for Deep Water and Remote Offshore Developments Lizbona, Portugalska www.oceanresearchconference.com New Delhi, Indija www.iabse.org 7.9 .2004 ■ ITC@EDU WORKSHOPIstanbul, Turčija http://2004.ecppm.org Rubriko ureja • Jan Kristjan Juteršek, ki sprejema predloge za objavo na e-nasiov: msg@izs.si