ïïmÊiimi Gradbeni vestnik GLASILO ZVEZE DRUŠTEV GRADBENIH INŽENIRJEV IN TEHNIKOV SLOVENIJE in MATIČNE SEKCIJE GRADBENIH INŽENIRJEV INŽENIRSKE ZBORNICE SLOVENIJE UDK-UDC 05 : 625; tiskana izdaja ISSN 0017-2774; spletna izdaja ISSN 2536-4332. Ljubljana, september 2020, letnik 69, str. 225-252 Izdajatelj: Zveza društev gradbenih inženirjev in tehnikov Slovenije (ZDGITS), Karlovška cesta 3, 1000 Ljubljana, telefon 01 52 40 200 v sodelovanju z Matično sekcijo gradbenih inženirjev Inženirske zbornice Slovenije (MSG IZS), ob podpori Javne agencije za raziskovalno dejavnost RS, Fakultete za gradbeništvo in geodezijo Univerze v Ljubljani, Fakultete za gradbeništvo, prometno inženirstvo in arhitekturo Univerze v Mariboru in Zavoda za gradbeništvo Slovenije Izdajateljski svet: ZDGITS: mag. Andrej Kerin, predsednik Dušan Jukic prof. dr. Matjaž Mikoš IZS MSG: Jernej Mazij mag. Jernej Nučič mag. Mojca Ravnikar Turk UL FGG: izr. prof. dr. Sebastjan Bratina UM FGPA: doc. dr. Milan Kuhta Glavni in odgovorni urednik: izr. prof. dr. Sebastjan Bratina Lektor: Jan Grabnar Lektorica angleških povzetkov: Romana Hudin Tajnica: Eva Okorn Oblikovalska zasnova: Mateja Goršič Tehnično urejanje, prelom in tisk: Kočevski tisk Naklada: 450 tiskanih izvodov 3000 naročnikov elektronske verzije Podatki o objavah v reviji so navedeni v bibliografskih bazah COBISS in ICONDA (The Int. Construction Database) ter na http://www.zveza-dgits.si. Letno izide 12 številk. Letna naročnina za individualne naročnike znaša 23,16 EUR; za študente in upokojence 9,27 EUR; za družbe, ustanove in samostojne podjetnike 171,36 EUR za en izvod revije; za naročnike iz tujine 80,00 EUR. V ceni je vštet DDV. Poslovni račun ZDGITS pri NLB Ljubljana: SI56 0201 7001 5398 955 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. Članki (razen angleških povzetkov) in prispevki morajo biti napisani v slovenščini. Besedilo mora biti zapisano z znaki velikosti 12 točk in z dvojnim presledkom med vrsticami. 6, Prispevki morajo vsebovati naslov, imena in priimke avtorjev z nazivi in naslovi ter besedilo. Clanki morajo obvezno vsebovati: naslov članka v slovenščini (velike crke); naslov članka v angleščini (velike črke); znanstveni naziv, imena in priimke avtorjev, strokovni naziv, navadni in elektronski naslov; oznako, ali je članek strokoven ali znanstven; naslov POVZETEK in povzetek v slovenščini; ključne besede v slovenščini; naslov SUMMARY in povzetek v angleščini; ključne besede (key words) v angleščini; naslov UVOD in besedilo uvoda; naslov naslednjega poglavja (velike črke) in besedilo poglavja; naslov razdelka in besedilo razdelka (neobvezno); ... naslov SKLEP in besedilo sklepa; naslov ZAHVALA in besedilo zahvale (neobvezno); naslov LITERATURA in seznam literature; naslov DODATEK in besedilo dodatka (neobvezno). Če je dodatkov več, so ti označeni še z A, B, C itn. 7. Poglavja in razdelki so lahko oštevilčeni. Poglavja se oštevilčijo brez končnih pik. Denimo: 1 UVOD; 2 GRADNJA AVTOCESTNEGA ODSEKA; 2.1 Avtocestni odsek ... 3 ...; 3.1 ... itd. 8. Slike (risbe in fotografije s primerno ločljivostjo) in preglednice morajo biti razporejene in omenjene po vrstnem redu v besedilu prispevka, oštevilčene in opremljene s podnapisi, ki pojasnjujejo njihovo vsebino. 9. Enačbe morajo biti na desnem robu označene z zaporedno številko v okroglem oklepaju. 10. Kot decimalno ločilo je treba uporabljati vejico. 11. Uporabljena in citirana dela morajo biti navedena med besedilom prispevka z oznako v obliki oglatih oklepajev: [priimek prvega avtorja ali kratica ustanove, leto objave]. V istem letu objavljena dela istega avtorja ali ustanove morajo biti označena še z oznakami a, b, c itn. 12. V poglavju LITERATURA so uporabljena in citirana dela razvrščena po abecednem redu priimkov prvih avtorjev ali kraticah ustanov in opisana z naslednjimi podatki: priimek ali kratica ustanove, začetnica imena prvega avtorja ali naziv ustanove, priimki in začetnice imen drugih avtorjev, naslov dela, način objave, leto objave. 13. 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 pogodbe; za druge vrste virov: kratek opis, npr. v zasebnem pogovoru. 14. Prispevke je treba poslati v elektronski obliki v formatu MS WORD glavnemu in odgovornemu uredniku na e-naslov: sebastjan.bratina@fgg.uni-lj.si. V sporočilu mora avtor napisati, kakšna je po njegovem mnenju vsebina članka (pretežno znanstvena, pretežno strokovna) oziroma za katero rubriko je po njegovem mnenju prispevek primeren. Uredništvo Gradbeni vestnik • letnik 69 • september 2020 Vsebina • Contents Članki* Papers stran 226 Urban Kralj, mag. inž. grad. izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, univ. dipl. inž. grad. doc. dr. Drago Saje, univ. dipl. inž. grad. EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE EXPERIMENTAL AND NUMERICAL ANALYSIS OF CRACK FORMATION AND PROPAGATION ALONG TENSILE LOADED REINFORCED CONCRETE ELEMENTS WITH DIFFERENT ARRANGEMENT OF LONGITUDINAL REINFORCEMENT stran 244 Luka Bizjak, univ. dipl. inž. grad. NUKLEARNA ELEKTRARNA KRŠKO, GRADNJA OBJEKTA BB2 NUCLEAR POWER PLANT KRŠKO, CONSTRUCTION OF BB2 BUILDING Novi diplomanti Eva Okorn Koledar prireditev Eva Okorn Slika na naslovnici: Gradnja objekta BB2, Nuklearna elektrarna Krško, foto Luka Bizjak 225 Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje • EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE EXPERIMENTAL AND NUMERICAL ANALYSIS OF CRACK FORMATION AND PROPAGATION ALONG TENSILE LOADED REINFORCED CONCRETE ELEMENTS WITH DIFFERENT ARRANGEMENT OF LONGITUDINAL REINFORCEMENT Mlinše 30, Izlake izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, univ. dipl. inž. grad. sebas1jan.bratina@fgg.uni-lj.si doc. dr. Drago Saje, univ. dipl. inž. grad. drago.saje@fgg.uni-lj.si Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbenišlvo in geodezijo, Jamova 2, Ljubljana Povzetek l V članku se ukvarjamo z analizo nastanka in širjenja razpok pri armiranobetonskem elementu, ki je izpostavljen delovanju kratkotrajne natezne obremenitve. V ta namen smo zasnovali in izdelali tri preizkušance pravokotnega prečnega prereza 10,8/7,2 cm in dolžine 80 cm, pri čemer smo pri enem vzdolžno armaturo vodili kon-tinuirno, pri drugih dveh pa smo izvedli stikovanje armature s prekrivanjem na različnih dolžinah. V vse preizkušance smo dodatno vgradili tudi stremensko armaturo z namenom preprečitve pojava razcepljanja betonskega ovoja. Po opravljenih nateznih preizkusih smo z numeričnim modelom, ki je bil razvit v okviru raziskovalnega dela na UL FGG, za obravnavane preizkušance simulirali pojavljanje razpok in rezultate primerjali z eksperimentalnimi opažanji. Ugotovili smo, da lahko z uporabljenim numeričnim modelom dovolj natančno simuliramo nastajanje in širjenje prečnih razpok, ne moremo pa simulirati pojava cepilnih razpok in njihovega vpliva na natezno nosilnost elementa. Lahko jih upoštevamo posredno, in sicer z ustreznim konstitucijskim zakonom stika med armaturo in betonskim ovojem na območju preklopa. Dodatno smo ugotovili, da lahko z ustreznim številom vgrajenih stremen preprečimo pojav razcepljanja betonskega ovoja v območju preklopa vzdolžne armature. Ključne besede: armiranobetonski element, natezna obremenitev, razpokanost, stikovanje s prekrivanjem, stremenska armatura, numerični model Urban Kralj, mag. inž. grad. urbankralj92@gmail.com Znanstveni članek UDK 001.891:624.014.2(497.4) Gradbeni vestnik • letnik 69 • september 2020 EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE • Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje Summary l The article deals with the analysis of the formation and propagation of cracks in a reinforced concrete element exposed to short-term tensile loading. For this purpose, we manufactured and tested three reinforced concrete elements with a rectangular cross-section of 10.8/7.2 cm and a length of 80 cm. In one element, the longitudinal reinforcement was continuously placed, while in the other two elements, we carried out the lap splice of different lengths. In addition, we installed stirrups in all tested specimens to prevent the occurrence of splitting cracks in the concrete cover. After conducting tensile tests, a numerical model developed in research work at UL FGG was used to simulate the cracking of the specimens. Then we compared the results with the experimental observations. We found that the numerical model enables us to simulate the formation and propagation of transverse cracks with sufficient accuracy, but we cannot simulate the occurrence of splitting cracks and their effect on the tensile strength. They can be taken into account indirectly by means of a suitable bond stress - slip relationship between the reinforcement and the concrete in the lap splice area. Furthermore, we found that with confinement the splitting of the concrete cover in the lap splice area of the longitudinal reinforcement can be prevented. Key words: reinforced concrete element, tensile load, cracking, lap splice, stirrups, numerical model 1*UVOD Vse večji poudarek v sodobnem gradbeništvu ima trajnost gradbenih konstrukcij. Armirani beton je kot kompoziten material v gradbenih konstrukcijah zelo občutljiv za destruktivne dejavnike okolja, ki mu je armiranobetonski element oziroma konstrukcija izpostavljena. S pojavom razpok v betonskem ovoju je neposredno ogrožena trajnost armiranobetonske konstrukcije, ki jo v praksi zagotovimo z ustrezno krovno plastjo betona. Zaradi velikega vpliva razpok na obstojnost konstrukcije moramo v armiranobetonskih konstrukcijah preprečiti oziroma omejiti nastanek razpok in njihovo širino. Vzrok za nastanek razpok v betonskem elementu so lahko obremenitve zaradi delovanja zunanje obtežbe, krčenje betona in neustrezna nega v začetni fazi pridobivanja trdnosti, ekstremni okoljski vplivi in neustrezno vzdrževanje, kemijske reakcije ali pa napaka v načrtovanju oziroma izvedbi na nivoju elementa ali celotne konstrukcije. Pojav nastanka in razvoja razpok v armiranobetonskih konstrukcijah je težko natančno napovedati, saj je le ta odvisen od mehanskih karakteristik betona in jekla za armiranje, količine in razporeditve vgrajene armature, debeline krovnega sloja betona, interakcije med betonom in armaturo na medsebojnem stiku, obtežbe itd. Nastanek in razvoj razpok v armiranobetonskih konstruk- cijah je torej fizikalno zahteven pojav, ki ga matematično zelo težko natančno opišemo. Najlažje ga preučujemo na primeru centrično natezno obremenjenega armiranobetonskega elementa. V gradbenih konstrukcijah takšnega ojačenega betonskega elementa, z redkimi izjemami, praktično ne najdemo (glej primera na sliki 1), saj sta poleg osne obremenitve skoraj vedno prisotni še upogibna in strižna obremenitev. Za proučevanje nastanka in širjenja razpok pri natezno obremenjenem armiranobetonskem preizkušancu moramo izbrati takšne dimenzije prečnega prereza, da pri monotonem naraščanju obremenitve betonski ovoj razpoka bistveno prej, preden pride do plastifikacije vzdolžne armaturne palice. Torej zadostiti moramo pogoju fctm-Ac < fyk-As, pri čemer Slika 1* Natezno obremenjene armiranobetonske vešalke na mostu čez Savo Dolinko v Kranjski Gori [Martuljški slapovi, 2018) (levo) in prednapete betonske vešalke na starem mostu Ponte Morandi v Italiji [Ponte Morandi, 2020) (desno). 227 Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje • EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE Slika 2* Primer vzdolžno razcepljenega betonskega ovoja zaradi velikih cepilnih napetosti (Abrishami, 1996). sta fctm in fk srednja vrednost osne natezne trdnosti betona oziroma karakteristična meja elastičnosti armature, Ac in As pa prečni prerez betonskega ovoja oziroma armaturne palice. V ta namen morajo biti dimenzije prečnega prereza betonskega ovoja preiz-kušanca relativno majhne ([Abrishami, 1996], [Chan, 1992], [Wollrab, 1996], [Wu, 2008]). Raziskovalci dodatno ugotavljajo, da lahko pride pri analiziranih elementih zaradi premajhne debeline krovnega sloja betona oziroma neustreznega objetja do pojava raz-cepljanja betonskega ovoja. Primer takšnih poškodb prikazujemo na sliki 2. Raziskovalci v svojih študijah poročajo, da se cepilne napetosti pojavijo zaradi prisotnosti Slika 3* Cepilne napetosti [Canbay, 2005). Slika 4* Radialni pritiski vzdolžne armature na okoliški beton in pojav nateznih napetosti v debelo-stenskem betonskem »cilindru« (Canbay, 2005). reber na armaturni palici. Ko je armaturna palica natezno obremenjena, rebra pritiskajo na okoliški beton s silo F pod kotom p, kot to prikazujemo na sliki 3. Medtem ko Fvzdolžna (vodoravna komponenta sile F) povzroča strižno obremenitev betona med rebri, Fcepilna (prečna komponenta sile F) povzroča radialne pritiske na okoliški beton. Ta se obnaša kot debelostenski »cilinder«, ki je izpostavljen notranjim pritiskom (glej sliko 4). Ti pritiski povzročijo v »cilindru« pojav nateznih obročnih napetosti. Ko te napetosti dosežejo natezno trdnost betona, nastopi porušitev v obliki razcepljanja okoliškega betona [Can-bay, 2005]. Abrishami in Mitchell [Abrishami, 1996] v svojih raziskavah navajata, da je pojav vzdolžnih cepilnih razpok značilen pri pre-izkušancih, ki imajo razmerje med debelino krovne plasti betona in premerom armaturne palice, manjše od 2,5. Tudi v primeru stiko-vanja armature s prekrivanjem lahko pride zaradi nezadostne debeline krovnega sloja betona do razcepljanja betonskega ovoja. Številni raziskovalci ([Hassan, 2012], [Lagier, 2016], [Lee, 2016]) so v okviru svojih eksperimentalnih raziskav proučevali učinkovitost prenosa sil z ene armaturne palice na drugo v območju stikovanja s prekrivanjem. Ena izmed možnosti prevzemanja velikih cepilnih napetosti v območju stikovanja armature s prekrivanjem je uporaba jeklenih vlaken, ki izboljšajo mehanske lastnosti betona [Lagier, 2016]. Če pa želimo zagotoviti ustrezno objet-je betonskega ovoja in s tem preprečiti pojav razcepljanja betona, lahko uporabimo tudi armaturo v obliki stremen ([Canbay, 2005], [Fib, 2013]). V članku smo nastanek in širjenje razpok proučevali na primeru izoliranih natezno obremenjenih armiranobetonskih elementov, ki smo jih izdelali v laboratoriju. Tako so v 2. poglavju podrobneje opisani preizkušanci, pri katerih smo spreminjali razporeditev vzdolžne in prečne armature. V 3. poglavju je na kratko predstavljen numerični model [Saje, 2017], s katerim smo opravili numerično analizo. Model temelji na uporabi metode končnih elementov, pri čemer razpokanost modeliramo z diskretnimi razpokami. V 4. poglavju je prikazana primerjava rezultatov eksperimentalnih meritev in rezultatov numeričnih analiz, sočasno so podane tudi ugotovitve. Na koncu sledijo zaključki in navedena je uporabljena literatura. 228 EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE • Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje 2'EKSPERIMENTALNO DELO Za proučevanje nastanka in širjenja razpok pri natezno obremenjenem armiranobetonskem elementu smo izbrali element dolžine 80 cm s pravokotnim prečnim prerezom relativno majhnih dimenzij, in sicer 10,8/7,2 cm. Armiran je bil z vzdolžno armaturno palico s premerom $=12 mm, ki smo jo razporedili na tri različne načine. V prvem primeru smo armaturno palico vodili kon-tinuirno (glej sliko 5(a)), v drugih dveh primerih pa smo izvedli stikovanje armature s prekrivanjem. Pogosto se namreč zgodi, da zaradi konstrukcijskih razlogov (npr. prekratke palice, postopnost gradnje) armaturne palice vzdolž armiranobetonskega elementa niso kontinuirne. Zaradi zagotavljanja čim bolj simetričnega vnašanja natezne obremenitve v preizkušanec smo stikovanje izvedli v obliki t. i. viličastega preklopa, kot prikazujeta sliki 5(b) oziroma 5(c). Pri tako izvedenem prekrivanju se obremenitev prenaša z ene palice na drugi dve, to pomeni, da zadošča že polovična dolžina prekrivanja (ustrezna projektna dolžina prekrivanja ¡0 skladno s standardom SIST EN 1992-1-1:2005 [SIST, 2005] znaša okrog 15$). Izbrali smo dolžini prekrivanja 10$ (= 12 cm) oziroma 15$ (= 18 cm). V vse tri preizkušance smo poleg vzdolžne armature vgradili tudi stremensko armaturo z namenom, da bi preprečili oziro- ma omilili pojav razcepljanja betonskega ovoja zaradi nezadostne debeline krovne plasti. Za pomoč pri formulaciji numeričnega modela, ki sledi v nadaljevanju, smo element razdelili na tri dele. Del z oznako 'a'je del elementa z eno armaturno palico, del 'c' z dvema, del 'b'pa določa območje stikovanja armaturnih palic s prekrivanjem. Opisano eksperimentalno delo, ki je bilo opravljeno v laboratoriju na UL FGG marca 2018, predstavlja nadaljevanje raziskovalnega dela na temo analize pojava in širjenja razpok pri natezno obremenjenih armiranobetonskih elementih, ki poteka na Katedri za masivne in lesene konstrukcije na UL FGG. Del eksperimentalnih rezultatov je v okviru svoje diplomske naloge predstavil že Benjamin Cerar [Cerar, 2017]. V nalogi je podrobneje prikazal rezultate nateznih preizkusov elementov, ki so imeli enake geometrijske in mehanske lastnosti kot zgoraj opisani, enaka je bila tudi razporeditev vzdolžne armature, niso pa imeli dodatne stremenske armature, ki bi preprečevala razcepljanje betonskega ovoja. V okviru snovanja preizkušancev smo potrebno količino stremenske armature določili skladno s priporočili iz literature [Fib, 2013]. Pri nateznem preizkusu preizkušanca s kon-tinuirnim potekom armaturne palice glede na predhodne eksperimentalne rezultate [Cerar, 2017] nismo pričakovali pojava razcepljanja betonskega ovoja, zato smo vanj vgradili le konstruktivno stremensko armaturo, ki smo jo določili po lastni presoji. Pri preizkušancih s preklopom vzdolžne armature pa smo že pri predhodnih preizkusih opazili pojav razcepljanja betona v območju stikovanja armature s prekrivanjem [Cerar, 2017], zato smo v to območje vgradili 3 zaprta stremena $5, zunaj območja prekrivanja pa smo prav tako vgradili stremena $5, kot prikazujemo na slikah 5(b) in 5(c). Zaradi večje nazornosti obravnavanim preizkušancem, vključno s tistima, ki sta bila že predhodno testirana [Cerar, 2017] in sta bila tudi vključena v numerično analizo, v nadaljevanju pripišemo ustrezne oznake, kot prikazujemo v preglednici 1. V nadaljevanju predstavimo podrobnosti poteka priprave preizkušancev z oznakami KS_2018, P10S_2018 in P15S_2018. razporeditev armature v preizkušancu datum opravljene meritve januar 2017 [Cerar, 2017] marec 2017 [Cerar, 2017] marec 2018 kontinuirna vzdolžna armatura $12, brez stremen K_2017_1 K_2017_3 kontinuirna vzdolžna armatura $12, dodana stremena $5 KS_2018 izveden viličast preklop na dolžini 10$, dodana stremena $5 P10S_2018 izveden viličast preklop na dolžini 15$, dodana stremena $5 P15S_2018 Preglednica 1* Označevanje preizkušancev. Slika 5* Geometrijski podatki ter podatki o razporeditvi armature v treh različnih preizkušancih (dimenzije so v mm). Gradbeni vestnik • letnik 69 • september 2020 229 Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje • EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE 2.1. Priprava vzorcev za preizkušanje Najprej smo v namensko pripravljene lesene kalupe vgradili vzdolžne armaturne palice in zaprta stremena (glej sliko 6), kot prikazujemo na sliki 7. Pri preizkušancu s kontinuirno vzdolžno armaturo (desni kalup na sliki 7) smo na sredini dolžine stranskih sten kalupa dodatno vgradili še dve navpični letvici debeline 5 mm in s tem oslabili prečni prerez elementa, tj. ravno tam, kjer smo pričakovali nastanek prve razpoke. Vse tri preizkušance smo izdelali iz enake betonske mešanice z oznako NC-1630/22, ki je bila uporabljena že pri predhodnih preizkusih [Cerar, 2017]. Zrnavostna sestava betonske mešanice je vsebovala agregat iz separacije Kresnice in mivko iz Moravč. Deleže uporabljenih pranih frakcij predstavimo v preglednici 2. Frakcija Delež (%) Mivka - Termit (0/1) 15 Kresnice 0/4 45 Kresnice 4/8 15 Kresnice 8/16 25 Preglednica Deleži frakcij v zrnavostni sestavi betonske mešanice NC-1630/22. V zamešanih 35 litrih betona z vodo-cement-nim faktorjem 0,52 je bil uporabljen cement CEM II/A-M (LL-S) 42,5 R iz cementarne Salonit Anhovo. Uporabljen cement je hitro vezoč in vsebuje visoko količino cementnega klinkerja ter dodatka: granulirano žlindro in apnenec. Uporabljena rebrasta armatura je bila kvalitete B500 - B [SIST, 2005]. Lastnosti sveže betonske mešanice prikazujemo v preglednici 3. NC-1630/22 Posed (cm) predvideno, konsistenca S3 [SIST, 2016] 10-15 dejansko 14,5 Vsebnost por (%) dejansko 1,3 Temperatura (°C) beton 14,4 prostor 15,2 Preglednica 3^ Lastnosti sveže betonske mešanice NC-1630/22. Slika 6* Zaprto streme iz rebraste armature $5 mm. 230 EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM • Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE Slika 8* Zabetonirani preizkušanci. Zaradi lažjega razopaževanja je bilo treba lesene kalupe pred betoniranjem premazati z oljem. Na sliki 8 prikazujemo sveže zabeto-nirane preizkušance. Po opravljenem betoniranju smo zgornjo betonsko ploskev prekrili s folijo. S tem smo preprečili krčenje betona zaradi sušenja v zgodnjih fazah pridobivanja trdnosti. Po približno 24 urah od konca betoniranja smo vzorce razopažili in položili v vodno kopel, kjer so nato 31 dni pridobivali trdnost. Poleg treh preizkušancev smo sočasno za-betonirali tudi štiri kocke z robom 15 cm, na katerih smo kasneje opravili tlačni preizkus. V preglednici 4 prikazujemo izmerjene tlačne Preizkušanec Tlačna trdnost preizkušanca fc,cube (MPa) Srednja vrednost tlačne trdnosti preizkušanca fcm,cube (MPa) Standardni odklon (MPa) 81 o 2 1 47 2 49 49 1 c 2 o m 3 50 4 50 5 57 10 6 56 2 o er 7 49 53 4 ar E 8 56 9 46 Skupaj 51 5 Preglednica 4* Izmerjene tlačne trdnosti 31 dni starega betona, izdelanega iz betonske mešanice NC-1630/22. trdnosti betona sočasno z rezultati meritev iz leta 2017 (Cerar, 2017]. Srednja vrednost tlačne trdnosti devetih preizkušancev je tako znašala fcm,cube = 51 MPa, kar okvirno ustreza trdnostnemu razredu betona C35/45 (fcm = 43 MPa). 2.2. Izvedba preizkusa Preiskave natezno obremenjenih preiz-kušancev smo opravljali na hidravličnem preizkuševalnem stroju Instron (glej sliko 9). Pomike in deformacije smo merili z različnimi deformetri in merilnimi lističi, ki so podrobneje predstavljeni v nadaljevanju. Silo, pomike in deformacije smo med preizkusom zajemali z merilno napravo Spider. Preizkušance smo vpeli v čeljusti preiz-kuševalnega stroja Instron preko vzdolžnih armaturnih palic, ki so na obeh koncih segale iz preizkušancev. Zaradi stiska čeljusti in posledično plastične deformacije armaturne palice ob vpetju, se je v elementu pred pričetkom obremenjevanja pojavila tlačna sila velikosti približno 10 kN. Natezno obremenjevanje armiranobetonskih elementov je potekalo z vsiljevanjem pomika (1 mm v 500 s), in sicer vse do plastifikacije vzdolžne armature oziroma do porušitve preizkušanca. Pri vseh preizkušancih smo merili spremembo dolžine celotnega elementa, spreminjanje širine izbrane razpoke ter vzdolžno deformacijo jeklene armaturne palice. Za slednje smo uporabili merilne lističe proizvajalca Sokki Kenkyujo tipa FLA-3-11-3L. Na ustrezno pripravljeno površino armaturne palice, ki je gledala iz preizkušanca, smo namestili dva merilna lističa (glej sliko 10). Spremembo dolžine armiranobetonskega elementa smo merili z dvema deformetro-ma z oznakama 15 in 18. Deformetra, ki sta ime-la bazo 75 cm, smo postavili vzdolž obeh širših stranic elementa, kot shematsko prikazujemo na sliki 10. Čeprav mesta nastanka razpok nismo mogli vnaprej predvideti, smo deformetra z oznakama 11 in 12 (z bazo 10 cm), s katerima smo merili spreminjanje širine izbrane razpoke, postavili na različna mesta, in sicer v odvisnosti od razporeditve vzdolžne armature v preizkušancu. Pri preizkušancu s kontinuirno armaturno palico smo ju postavili na sredino elementa, tj. nad mesto vstavljenih oslabitev, na obe ožji stranici elementa. Njun položaj shematsko prikazujemo na sliki 10. Gradbeni vestnik • letnik 69 • september 2020 Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje • EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE Na sliki 11 na dveh fotografijah prikazujemo lego deformetra 12 z bazo 10 cm in lego de-formetra 15 z bazo 75 cm pri preizkušancu s kontinuirno palico. Pri preizkušancih s prekrivanjem vzdolžne armature v obliki vilic (t. i. viličasti preklop) pa smo deformetra 11 in 12 postavili na mesto začetka viličastega preklopa, kot shematsko prikazujemo na sliki 12 oziroma 13. Na tem mestu je bil betonski del prečnega prereza preizkušanca namreč najbolj oslabljen (če zanemarimo prisotnost stremen), zato smo tukaj pričakovali nastanek prve razpoke. Položaja drugih dveh deformetrov (15 in 18) ter položaja merilnih lističev na armaturi pa nismo spreminjali. Slika 9» Preizkuševalna naprava Instron 1345 kapacitete ±1000 kN. 232 EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE • Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje Slika 10* Položaj merilnih lističev in deformetrov pri preizkušancu s kontinuirno armaturno palico (preizkušanec z oznako KS_2018). Slika 11* Položaj deformetra 12 (leva slika) in 15 (desna slika) pri preizkušancu s kontinuirno palico. Slika 12* Položaj merilnih lističev in deformetrov pri preizkušancu z viličastim preklopom dolžine 10$ (preizkušanec z oznako P10S_2018). Gradbeni vestnik • letnik 69 • september 2020 233 Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje • EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE Slika 13* Položaj merilnih lističev in deformetrov pri preizkušancu z viličastim preklopom dolžine 15$ (preizkušanec z oznako P15S_2018). 3'NUMERIČNI MODEL Za matematično modeliranje nastanka in širjenja razpok pri obravnavanih armiranobetonskih elementih uporabimo numerični model, ki je bil podrobneje predstavljen že leta 2017 v Gradbenem vestniku [Saje, 2017]. Na tem mestu se ne bomo spuščali v podrobnosti formulacije modela, navedli bomo zgolj njegove bistvene značilnosti. V numeričnem modelu ločeno obravnavamo betonski ovoj in armaturno palico, ki je lahko tudi prekinjena in se stikuje s prekrivanjem. Armaturna palica in betonski ovoj se lahko na medsebojnem stiku zamakneta, ne moreta pa se razmakniti. V sklopu tega modela je predpostavljeno, da betonski ovoj razpoka, ko normalna napetost doseže natezno trdnost betona. Po nastanku prečne razpoke sta neraz-pokana dela betonskega ovoja med seboj povezana z armaturno palico in tudi z agregatnimi zrni, ki povezujejo dele betonskega ovoja ob razpoki [Cerioni, 2011]. V tuji literaturi se za pojav delne povezanosti betonskih ovojev ob razpoki z agregatnimi zrni uporablja izraz »aggregate bridging«. V uporabljenem modelu je delna povezanost betonskih ovojev ob razpoki modelirana z nelinearno vzmetjo. Konstitucijski zakon vzmeti je podan v obliki sovisnosti med normalno napetostjo v razpoki aT in širino razpoke r, in sicer v obliki eksponentne funkcije, ki je povzet po [Carpinteri, 1999]. Omenjeni zakon se je izkazal za računsko dovolj robustnega. Prikazujemo ga v brezdimenzijski obliki na sliki 14. Togost vzmeti je odvisna od natezne trdnosti betona fct, energije loma betona Gf, širine razpoke w, dodatno pa še od empiričnih konstant A in B. Z nadaljnjim povečevanjem obremenitve se širina razpoke povečuje, nastanejo pa tudi nove prečne razpoke. To se dogaja vse do t. i. stabiliziranega stanja, ko je razdalja med sosednjima razpokama tako majhna, da normalne napetosti v neraz-pokanem delu betonskega ovoja kljub povečevanju obremenitev ne dosežejo natezne trdnosti betona. To stanje je odvisno od kvalitete oziroma nosilnosti stika med betonom in armaturo, ki določa prenos natezne sile z armaturne palice na betonski ovoj. Raziskave kažejo, da moramo pri matematičnem modeliranju obnašanja stika upoštevati poleg mehanskih lastnosti betona in armature tudi dva različna geometrijsko in konstrukcijsko pogojena načina porušitve stika. Odvisna sta predvsem od debeline krovnega sloja betona in od morebitnega objetja betona. Ko ima element zadostno debelino krovnega sloja betona in ustrezno objetje betona s stremensko armaturo, nastopi porušitev stika z izvlekom armature, ki je pogojena s strižno porušitvijo betona med rebri armaturnih palic. Ko pa debelina krovnega sloja betona ni zadostna oziroma betonski ovoj ni objet ali pa je nezadostno objet, se stik poruši zaradi razcepljanja okoliškega betona [Saje, 2017]. Slika 14* Konstitucijski zakon delne povezanosti betonskega ovoja ob razpoki z agregatnimi zrni v obliki eksponentne funkcije [Carpinteri, 1999). 234 EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE • Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje 4* PRIMERJAVA EKSPERIMENTALNIH REZULTATOV Z REZULTATI NUMERIČNIH ANALIZ V tem poglavju s primerjavo eksperimentalnih rezultatov in rezultatov numeričnih analiz preverimo primernost in učinkovitost razvitega numeričnega modela. Obravnavamo element s kontinuirnim potekom vzdolžne armature ter element s stikovanjem armature v obliki viličastega preklopa. Skladno z izvedenimi eksperimenti v numerični analizi upoštevamo, da imajo elementi vgrajeno tudi stremen-sko armaturo, ki zmanjšuje možnost pojava vzdolžnega razcepljanja betonskega ovoja, ki negativno vpliva na učinkovitost prenosa nateznih sil z ene palice na drugo. Prisotnost stremenske armature v predstavljenem numeričnem modelu upoštevamo zgolj posredno, in sicer z reduciranim prečnim prerezom betonskega ovoja na mestu stremen ter z ustreznim konstitucijskim zakonom stika med armaturno palico in betonskim ovojem, ki upošteva tudi vpliv objetja ([Fib, 2013], [Kralj, 2018], [Saje 2017]). V preglednici 5 zberemo geometrijske in mehanske lastnosti analiziranih elementov. 4.1. Element s kontinuirno vzdolžno armaturno palico $12 brez stremen (K_2017_1 in K_2017_3) Najprej numerično analiziramo najenostavnejši element, tj. element s kontinuirno armaturno palico brez vgrajenih stremen. Re- zultate eksperimentalnih meritev povzamemo po Benjaminu Cerarju [Cerar, 2017]. Zaradi nezadostnega betonskega kritja (< 5$[Fib, 2013]) upoštevamo porušitev stika med armaturno palico in betonom z razcepljanjem betona ter dobre pogoje sidranja. Upoštevan konstitucijski zakon stika prikazujemo na sliki 15. Sprijemna trdnost stika znaša Tu,split=0,806 kN/cm2 (glej tudi preglednico 5), pripadajoči zamik pa ssplit = 0,169 mm. Vrednosti določimo s pomočjo izrazov iz [Fib, 2013]. Numerično analizo najprej izvedemo brez upoštevanja delne povezanosti betonskega ovoja ob razpoki z agregatnimi zrni (»idealna razpoka«), drugič pa to povezavo upoštevamo z nelinearno vzmetjo (»povezana razpoka«), pri čemer upoštevamo konstitucijski zakon vzmeti v obliki eksponentne funkcije (glej Lastnost: Vrednost: Opomba: dolžina elementa l 80 cm širina/višina prereza b/h 10,8/7,2 cm površina prečnega prereza arm. palice $12 1,13 cm2 neto površina prečnega prereza Ac Ac = bh-npAs 76,63 (63,86) cm2 75,50 (62,73) cm2 74,37 (61,60) cm2 prerez z 1 arm. palico (na mestu stremenske armature) prerez z 2 arm. palicama (na mestu stremenske armature) prerez s 3 arm. palicami (na mestu stremenske armature) srednja vrednost tlačne trdnosti betona fcm 4,3 kN/cm2 določeno na podlagi meritev (glej preglednico 3) srednja vrednost natezne trdnosti betona fctm 0,19 kN/cm2 ocenjeno na podlagi nastanka prve razpoke v preizkušancu modul elastičnosti betona Ecm 3400 kN/cm2 [SIST, 2005] energija loma Gf 83 Nm/m2 [CEB-FIP, 1993] napetost jekla za armiranje na meji elastičnosti fyk 50 kN/cm2 [SIST, 2005] modul elastičnosti jekla za armiranje Es 20000 kN/cm2 [SIST, 2005] sprijemna trdnost stika rusplit za elemente brez stremenske armature 0,806 kN/cm2 del 'a' - 1 vzdolžna armaturna palica brez objetja s stremeni [Fib, 2013] sprijemna trdnost stika Tu,split za elemente s stremensko armaturo 1,182 (brez preklopa), 1,289 (preklop 10$), 1,162 kN/cm2 (15$) 1,122 (10$), 1,028 kN/cm2 (15 $) 1,256 (10$) 1,192 kN/cm2 (15$) del 'a'- 1 vzdolžna armaturna palica z objetjem s stremeni del 'b'- 3 vzdolžne armaturne palice z objetjem del 'c'- 2 vzdolžni armaturni palici z objetjem [Fib, 2013] konstitucijski zakon vzmeti v obliki eksponentne funkcije A=0,0082896 B=0,96020 wcnt=5 Gf/fct=0,0218 mm delna povezanost betonskega ovoja ob razpoki z agregatnimi zrni - »povezana razpoka« [Carpinteri, 1999] Preglednica 5* Upoštevane geometrijske in mehanske lastnosti AB-elementov v okviru numerične analize. 235 • Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje Slika 15* Konstitucijski zakon stika za element s kontinuirno armaturno palico brez stremen (Fib, 2013). 60 r 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 Sprememba dolžine Al [mm] (baza 75 cm) Slika 16* Primerjava eksperimentalnih in numeričnih rezultatov za spreminjanje dolžine elementa s kontinuirno armaturno palico brez stremen. sliko 14). Na sliki 16 prikazujemo primerjavo eksperimentalnih in numeričnih rezultatov za spreminjanje dolžine preizkušanca v odvisnosti od natezne obremenitve (povprečje meritev EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE deformetra 15 in 18). Med preizkusom je bila porušitev elementa posledica plastifikacije vzdolžne armaturne palice, kar se je na diagramu odrazilo v nenadni izgubi togosti. Ugotovimo, da se rezultati numerične analize zelo dobro prilegajo rezultatom meritev. Naj pri tem omenimo, da so pri preizkušancu K_2017_1 zaradi odpovedi deformetra 15 prikazane meritve le za deformeter 18, zato smo k oznaki preizkušanca dodali »*«. Tudi v okviru numerične analize je bila porušitev elementa posledica plastifikacije armature. V nadaljevanju prikažemo še primerjavo eksperimentalnih in numeričnih rezultatov za spreminjanje širine prve razpoke, ki se je med nateznim preizkusom pojavila na sredini preizkušanca na mestu oslabitve. Zaradi nesimetričnega odpiranja razpoke prikazujemo povprečje meritev deformetrov 11 in 12. Upogibanje preizkušanca in posledično nesimetrično odpiranje razpok ni posledica le naključnih imperfektnosti, temveč je pokazatelj nestabilnosti, ki se pojavlja pri natezno obremenjenih preizkušancih. Razpoke se zato širijo z ene strani betonskega prečnega prereza proti drugi (glej sliko 17), namesto da bi se razpoka odprla naenkrat po celotnem betonskem prerezu [Bažant, 1989]. Pri odčitavanju numeričnih rezultatov dodatno upoštevamo, da je bila meritev pri preiz-kušancu K_2017_1 izvedena z deformetro-ma z bazo dolžine 10 cm, pri preizkušancu K_2017_3 pa z deformetroma z bazo 20 cm. Zaradi različne baze zajemanja podatkov primerjave med eksperimentalnimi in numeričnimi rezultati prikazujemo ločeno na slikah 18 in 19. Ugotovimo zelo dobro ujemanje rezultatov. Dodatno opazimo, da upoštevanje delne povezanosti razpok -K_2017_1* K_2017_3 -----Idealna razpoka -Povezana razpoka 2,2 60 50 z £ 40 a. 3 n 30 A a n 20 (0 10 0 K_2017_1 ■ Idealna razpoka • Povezana razpoka 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 Sprememba dolžine Al [mm] (baza 10 cm) 0,8 0,9 Slika 17* Nesimetrično odpiranje razpok pri centrični natezni obremenitvi [Bažant, 1989). Slika 18* Primerjava eksperimentalnih in numeričnih rezultatov za spreminjanje širine prve razpoke pri elementu s kontinuirno armaturno palico brez stremen z oznako K_2017_1. 236 EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE • Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje Slika 19» Primerjava eksperimentalnih in numeričnih rezultatov za spreminjanje širine prve razpoke pri elementu s kontinuirno armaturno palico brez stremen z oznako K_2017_3. z agregatnimi zrni (»povezana razpoka«) nima bistvenega vpliva na spreminjanje širine razpoke. Pri preizkušancu K_2017_3 (slika 19) je pri višjih nivojih natezne obremenitve izmerjena in izračunana širina razpoke opazno večja kot pri preizkušancu K_2017_1. To je posledica daljšega območja zajemanja pomikov, ki pri višjih nivojih obremenitev vključuje tudi nastanek in širjenje sosednje, novonastale razpoke. Slednja se v numeričnih analizah pojavi pri natezni sili približno 30 kN, medtem ko je bila med eksperimentom zaznana pri nekoliko višji obremenitvi (pribl. 45 kN). Pojav nove razpoke je na sliki 19 viden z nenadnim povečanjem širine razpoke (spremembe dolžine Al) pri nespremenjeni obremenitvi. V nadaljevanju na sliki 20 prikažemo še primerjavo med računsko in eksperimentalno določeno razporeditvijo razpok v stabiliziranem stanju. Ugotovimo, da so rezultati numerične analize primerljivi z rezultati meritev. Pri preizkušancu z oznako K_2017_1 smo v stabiliziranem stanju našteli 5 prečnih razpok (levi prikaz na sliki 20), pri preizkušancu K_2017_3 pa štiri. V numerični Izračun Eksperiment K 2017 1 Izračun Eksperiment K 2017 3 -tr n Lil..I 7r rr + n n II ( II Lij.J nr n II 1 lil ut V 4- . 1 -J ¡1- ■^ppr- II © © G) -—-J I ■ I I II SsffiH ti* 'l I**«*. 7r n 4 t n n t n u t + II ■M*» II **ij =4 H ...Jil nT .. ..Ji!... "vr II JL 11==ff II JI THr n m 4J==H= 4^tf 4MU lil I I J. L.J|„ Tr*Tr ■rMr m n 4J==H= ® © © Izračun Eksperiment P15S_2018 J* hH 1* =tr n n JL —^ II ir «i«* n n JL ==t1== II zasfz ==t1== «It*. I JI «rf* PMN II JI II II II JI II II II II 4J==H= ® © © Slika 28* Primerjava računsko in eksperimentalno določene razporeditve razpok vzdolž elementa z viličastim preklopom vzdolžne armature na dolžini 10$ in dodanimi stremeni pri največji natezni obremenitvi. Slika 32* Primerjava računsko in eksperimentalno določene razporeditve razpok vzdolž elementa z viličastim preklopom vzdolžne armature na dolžini 15$ in dodanimi stremeni pri največji natezni obremenitvi. izhodiščna sprijemna trdnost 20% reducirana sprijemna trdnost 40% reducirana sprijemna trdnost s [mm] Slika 29* Izhodiščni [Fib, 2013) ter dva modificirana konstitucijska zakona stika za element z viličastim preklopom vzdolžne armature na dolžini 15$ in dodanimi stremeni. močja. Zaradi tega lahko na sliki 31 opazimo odstopanje med izračunano in izmerjeno silo, pri kateri nastane obravnavana razpoka. Na sliki 32 prikažemo še primerjavo med računsko (upoštevamo 20 % reducirano spri-jemno trdnostjo stika) in eksperimentalno določeno razporeditvijo razpok v stabiliziranem stanju. Ugotovimo, da je računsko določeno število prečnih razpok v primerjavi z eksperimentalnimi opažanji nekoliko večje. V računu se pojavi 9 prečnih razpok, pri čemer jih je 8 razporejenih na mestu stremen, ena pa med stremenoma, med preizkusom pa smo zabeležili 6 razpok. Sočasno so se med preizkusom na območju preklopa pojavile tudi vzdolžne cepilne razpoke, ki pa jih z uporabljenim nu-meričnim modelom žal ne moremo simulirati. 3 3 2 2 4 4 1 1 241 Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje • EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE Slika 30* Primerjava eksperimentalnih in numeričnih rezultatov za spreminjanje dolžine elementa z viličastim preklopom vzdolžne armature na dolžini 15$ in dodanimi stremeni. P15S_2018 Idealna razpoka, izhodiščna sprijemna trdnost Idealna razpoka, 20% reducirana sprijemna trdnost Idealna razpoka, 40% reducirana sprijemna trdnost 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 Sprememba dolžine Al [mm] (baza 75 cm) Idealna razpoka, izhodiščna sprijemna trdnost Idealna razpoke, 20% reducirana sprijemna trdnost Idealna razpoka, 40% reducirana sprijemna trdnost 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 Sprememba dolžine Al [mm] (baza 10 cm) 0,8 0,9 Slika 31* Primerjava eksperimentalnih in numeričnih rezultatov za spreminjanje širine izbrane razpoke pri elementu z viličastim preklopom vzdolžne armature na dolžini 15$ in dodanimi stremeni. 5*SKLEP V članku smo se ukvarjali z analizo pojava in širjenja razpok pri armiranobetonskem elementu, ki je izpostavljen kratkotrajni natezni obremenitvi. Analiza je bila razdeljena na eksperimentalni in teoretični del. V okviru eksperimentalnega dela smo zasnovali in izdelali tri armiranobetonske preiz-kušance z dolžino 80 cm in s pravokotnim prečnim prerezom z dimenzijami 10,8/7,2 cm. Pri enem preizkušancu smo vzdolžno armaturno palico vodili kontinuirno, pri drugih dveh pa smo na sredini dolžine preizkušanca izvedli stikovanje armature s prekrivanjem. Zaradi zagotavljanja čim bolj simetričnega vnašanja natezne obremenitve v preizkuša-nec, smo stikovanje izvedli v obliki t. i. viličaste-ga preklopa. Pri tako izvedenem prekrivanju se obremenitev prenaša z ene palice na drugi dve, to pomeni, da zadošča že polovična dolžina prekrivanja. Izbrali smo dolžini prekrivanja 10$ in 15$. Slednja okvirno ustreza projektni dolžini prekrivanja skladno s standardom SIST EN 1992-1-1:2005. S krajšo dolžino preklopa pa smo simulirali raz-pokanje elementov, ki ne izpolnjujejo zahtev iz trenutno veljavnih standardov. V vse tri elemente smo dodatno vgradili tudi stremen-sko armaturo, s katero smo želeli preprečiti pojav razcepljanja betonskega ovoja zaradi nezadostne debeline krovne plasti. Količino stremen smo določili skladno s priporočili iz tuje strokovne literature. Pri preizkušancu s kontinuirno vzdolžno armaturo (KS_2018) so stremena imela vpliv predvsem na lego in zaporedje pojavljanja razpok ter na njihovo število v stabiliziranem stanju (na mestu stremen je bil betonski prerez oslabljen), medtem ko je bil način porušitve preizkušanca posledica plastifikacije vzdolžne armature. Pri preizkušancu s stikovanjem vzdolžne armature na dolžini 10$ (P10S_2018) je bila kljub vgrajenim stremenom porušitev posledica razcepljanja betona na območju preklopa in odpovedi stika med armaturnimi palicami in betonom. S podaljšanjem preklopa na dolžino 15$ (P15S_2018) pa so stremena opravila svojo nalogo, tako da se je preizkušanec porušil zaradi plastifikacije vzdolžne armature. Cepilne razpoke so se namreč pojavile šele po plastifikaciji vzdolžne armature. Lahko zaključimo, da pri krajšem preklopu (10$) količina vgrajenih stremen v območju preklopa ni bila zadostna oziroma tako kratek preklop ni omogočal učinkovitega prenosa sile z ene palice na drugi dve, zato se je preizkušanec 242 EKSPERIMENTALNA IN NUMERIČNA ANALIZA NASTANKA IN ŠIRJENJA RAZPOK PRI NATEZNO OBREMENJENEM ARMIRANOBETONSKEM ELEMENTU Z RAZLIČNO RAZPOREDITVIJO VZDOLŽNE ARMATURE • Urban Kralj, izr. prof. dr. Sebastjan Bratina, doc. dr. Drago Saje porušil zaradi razcepljanja betonskega ovoja v območju preklopa. Tako pri njem nismo dosegli faze stabiliziranih razpok, ko pri večanju nateznih obremenitev nove prečne razpoke več ne nastajajo, povečuje se le njihova širina. V teoretičnem delu analize smo z numeričnim modelom, ki je nastal v okviru raziskovalnega dela na Katedri za masivne in lesene konstrukcije in Katedri za mehaniko na UL FGG, simulirali nastanek in širjenje razpok pri analiziranih armiranobetonskih preizkušancih. Na podlagi primerjave med rezultati eksperimentalne in numerične analize smo ugotovili, da razviti nu- merični model omogoča učinkovito in dovolj natančno analizo nastanka in širjenja prečnih razpok pri armiranobetonskem elementu, ki je izpostavljen kratkotrajni natezni obremenitvi. Z modelom lahko tudi dovolj natančno ocenimo natezno nosilnost elementa. Žal pa razviti numerični model ne omogoča simulacije nastanka vzdolžnih cepilnih razpok. Njihov vpliv na natezno nosilnost elementa smo lahko upoštevali le posredno, in sicer z modifikacijo konstitucijskega zakona stika med armaturno palico in okoliškim betonom. Dodatno smo z numeričnim modelom upoštevali tudi vpliv delne povezanosti betonskega ovoja ob razpoki z agregatnimi zrni. Ugotovili smo, da je ta vpliv majhen, saj so razpoke že ob nastanku relativno široke. V prihodnje nameravamo eksperimentalne in numerične simulacije razpokanosti izvesti še za druge dolžine viličastega preklopa oziroma pri spremenjeni količini in razporeditvi stre-menske armature, sočasno pa nameravamo proučevati razpokanost preizkušanca, ki bo imel namesto vzdolžne klasične jeklene armature vgrajeno nerjavno armaturo iz bazaltnih vlaken. 6*ZAHVALA Predstavljeni rezultati so pridobljeni v sklopu dela programskih skupin Gradbene konstrukcije in gradbena fizika (P2-0158) ter Mehanika konstrukcij (P2-0260), ki ju financira Javna agencija za raziskovalno dejavnost Republike Slovenije. Za finančno pomoč se ji iskreno zahvaljujemo. 7*LITERATURA Abrishami H. H, Mitchell D., Influence of splitting cracks on tension stiffening. ACI Structural Journal 93: 703-710, 1996. Bažant Z. P., Pijaudier-Cabot G., Measurement of characteristic length of nonlocal continuum, Journal of Engineering Mechanics, 115: 755-767, 1989. Canbay E., Frosch R.J., Bond Strength of Lap-Spliced Bars, ACI Structural Journal, 102: 605-614, 2005. Carpinteri A., Minimum reinforcement in concrete beams. Oxford, Elsevier Science Ltd., 1999. CEB-FIP Model Code 1990: Design Codes, Comite Euro-International du Beton and Federation International de la Precontraint, London: Thomas Telford,1993. Cerar B., Bratina S., Saje D., Razpokanost natezno obremenjenega armiranobetonskega elementa, Zbornik. 39. zborovanje gradbenih konstruktorjev Slovenije, Slovensko društvo gradbenih konstruktorjev, november 2017, 191-198, 2017. Cerioni R., Bernardi P., Michelini E., Mordini A., A general 3D approach for the analysis of multi-axial fracture behavior of reinforced concrete elements, Engineering Fracture Mechanics, 78:1784-1793, 2011. Chan H. C., Cheung Y. K., Huang Y. P., Crack analysis of reinforced concrete tension members, Journal of Structural Engineering, 118: 2118-2132, 1992. Fib, International Federation for Structural Concrete, fib Model Code for Concrete Structures 2010, Berlin: Ernest & Sohn GmbH & Co. KG., 2013. Hassan M. N., Feldman L. R., Behavior of Lap-Spliced Plain Steel Bars, ACI Structural Journal, 109:235-243, 2012. Kralj U., Nastanek in širjenje razpok pri natezno obremenjenem armiranobetonskem elementu, Magistrsko delo, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo, Univerza v Ljubljani, 2018. Lagier F., Massicotte B., Charron J. P., Experimental investigation of bond stress distribution and bond strength in unconfined UHPFRC lap splices under direct tension, Cement and Concrete Composites, 74:26-38, 2016. Lee J. K., Bonding Behavior of Lap-spliced Reinforcing Bars Embedded in Ultra-High Strength Concrete with Steel Fibers, KSCE Journal of Civil Engineering, 20:273-281, 2016. Martuljški slapovi, http://kraji.eu/slovenija/kranjska_gora_z_okolico/slo, pridobljeno 15. 8. 2018. Ponte Morandi, https://img.ilgcdn.com/sites/default/files/foto/2018/08/17/1534502661-ponte-morandi-2017.jpg, pridobljeno 21. 8. 2020. Saje D., Planinc I., Bratina S., Vpliv stikovanja armaturnih palic s prekrivanjem na togost razpokanega nateznega armiranobetonskega elementa: numerični model, Gradbeni vestnik 66: 97-108, 2017. SIST, SIST EN 1992-1-1:2005, Evrokod 2, Projektiranje betonskih konstrukcij-Del 1-1, Splošna pravila in pravila za stavbe, Slovenski inštitut za standardizacijo, Ljubljana, 2005. SIST, SIST 1026:2016. Beton - Specifikacija, lastnosti, proizvodnja in skladnost - Pravila za uporabo SIST EN 206, Slovenski inštitut za standardizacijo, Ljubljana, 2016. Wollrab E., Kulkarni S. M., Ouyang C., Shah,S. P., Response of reinforced concrete panels under uniaxial tension, ACI Structural Journal 93: 648-657, 1996. Wu H. Q., Gilbert R. I., An experimental study of tension stiffening in reinforced concrete members under short-term and long-term loads, UNICIV Report No. R-449, Sydney, School of Civil and Environmental Engineering, University of New South Wales, 2008. 243 Luka Bizjak »NUKLEARNA ELEKTRARNA KRŠKO, GRADNJA OBJEKTA BB2 NUKLEARNA ELEKTRARNA KRŠKO, GRADNJA OBJEKTA BB2 NUCLEAR POWER PLANT KRŠKO, CONSTRUCTION OF BB2 BUILDING Luka Bizjak, univ. dipl. inž. grad. Strokovni članek Luka.Bizjak@kolektor.com UDK 621.311.2:629.7.036.8(497.4) Kolektor CPG, d. o. o., Industrijska cesta 2, 5000 Nova Gorica Povzetek l V prispevku je predstavljena gradnja posebej utrjene varnostne zgradbe 2 (Bunkered Building 2 - BB2) vključno z gradbeno jamo. Predstavljeni so tehnologije gradnje ter posebni postopki pri gradnji masivnega objekta. Ključne besede: Nuklearna elektrarna Krško, gradnja masivnega objekta, bunkerska zgradba, diafragma, jedrska varnost Summary l The article presents the erection of specially strengthened safety building 2 (Bunkered Building 2 - BB2) including the construction pit. Construction technologies and special procedures used for the construction of massive building are presented. Key words: Nuclear power plant Krško, massive building construction, bunkered building, diaphragm wall, nuclear safety 1*UVOD Zagotavljanje jedrske varnosti je prednostna naloga Nuklearne elektrarne Krško (NEK). Na podlagi lastnih obratovalnih izkušenj, izkušenj iz industrije ter upravnih zahtev so v NEK oblikovali »Program nadgradnje varnosti« za dodatno posodobitev elektrarne in pripravo na njeno dolgoročno obratovanje. Program opredeljuje nabor projektov za nadgradnjo varnostnih sistemov, električnega varnostnega napajanja, nadzora radioaktivnih izpustov, poplavne varnosti in hrambe izrabljenega goriva. Del programa je tudi posebej utrjena zgradba (Bunkered Building 2 - BB2), v kateri bodo nameščeni dodatni rezervoarji hladilne vode in dodatni varnostni sistemi za vbrizgavanje vode v reaktorski hladilni sistem oziroma zadrževalni hram in v oba uparjalnika za primer nedelovanja obstoječih sistemov [NEK, 2012]. Obstoječi objekti, pomembni za jedrsko varnost v NEK, so projektirani v skladu z ameri- 2'OPIS OBJEKTA Objekt BB2 je pravokotne tlorisne oblike zunanjih dimenzij 38,18 m * 32,24 m. Južni del objekta ima tri etaže, v katerih so prostori za tehnološko opremo. Severni del, predviden za vgradnjo rezervoarjev, je razdeljen na dva prostora in je izveden v eni etaži preko celotne višine objekta. Višina ravne strehe je na koti +6,15 m nad nivojem tretje etaže (pritličja). Dostope v objekt, ki se nahajajo na vzhodni in zahodni fasadi zgradbe BB2, ščitita armiranobetonska labirinta. Zaradi zagotovitve ustrezne zaščite dostopov pred vplivi tornada in padcem velikega komercialnega letala so stene in streha labirintov iz armiranega betona debeline 1,30 m. Objekt BB2 je prikazan na sliki 1, tloris pritličja pa na sliki 2, kjer sta vidna tudi dostopna labirinta. ško regulativo in pripadajočimi standardi. V skladu z zahtevami veljavne zakonodaje za graditev v Republiki Sloveniji se pri projektiranju novih objektov v NEK upoštevajo tudi standardi Evrokod. Na podlagi primerjave rezultatov analiz objekta BB2 po ameriški regulativi in slovenski zakonodaji so se pri projektiranju BB2 upoštevale strožje zahteve. Pri projektiranju so se v primerjavi s konven-cialno gradnjo in obstoječimi jedrskimi objekti v NEK upoštevale povečane projektne zahteve za naslednje zunanje vplive: močan potres, tornado, poplave, ekstremne podnebne razmere in padec letala. Konstrukcijski sistem zgradbe tvorijo armiranobetonske stene, vpete v talno ploščo. Glavne nosilne stene objekta potekajo v oseh A, B in C v prečni smeri objekta (sever-jug) ter v oseh 1, 2 in 3 v vzdolžni smeri objekta (vzhod-zahod). Obodne stene objekta so debeline 1,50 m, preostali dve notranji steni pa debeline 1,30 m. Zunanje stene v prostorih rezervoarjev ABW in ACY, ki neprekinjeno potekajo po višini celotnega objekta, so dodatno mestoma ojačane z rebri dimenzij 1,30 m * 1,30 m. Ostale notranje stene v medetažah, katerih funk- 244 NOVA BB2 ZGRADBA V VZDOLŽNEM PREREZU NOVA BP2 ZGRADBA V PREČNEM PREREZU Slika 1* Prečni in vzdolžni prerez objekta BB2 [IBE, 2018b). Slika 2*Tloris pritličja objekta BB2 na koti +0,0 m [IBE, 2018b). 245 Slika 3* Shematski 3D-prikaz gradbene jame [IBE, 2018a). cija je požarna in funkcionalna pregrada med prostori, so debeline 40 oz. 60 cm. Medetažno konstrukcijo predstavljajo AB-plošče debeline 75 cm. Strešna AB-plošča je debeline 1,30 m. Zgradba je temeljena na skupni armiranobetonski plošči debeline 2,0 m na koti -13,65 m. Gradnja objekta BB2 poteka v predhodno izvedeni gradbeni jami z vertikalnimi stranicami globine 9,3 m, izvedenimi kot diafragma v obliki neprepustne nosilne stene globine 20 m, ki je bila projektirana na potresno obremenitev zaradi zaščite okoliških objektov. Debelina diafragme znaša 1,2 m na Z, J in V strani ter kar 1,4 m na severni strani gradbene jame. Stabilnost sten gradbene jame zagotavlja skupaj 202 poltrajnih prednapetih geotehničnih sider dolžine 28,0-31,0 m v dveh nivojih na Z, J in V strani ter v treh nivojih na S strani jame. Shematski 3D-prikaz gradbene jame je prikazan na sliki 3. 3*IZVEDBA GRADBENE JAME Slika 4* Shematski prikaz faz izkopa gradbene jame [Kolektor CPG, 2018). 246 V prvi fazi izvedbe se je izdelalo vzdolž oboda gradbene jame 22 kampad diafragme dolžin 5,8-6,6 m. Izdelava diafragme je poseben postopek geotehničnih del, s katerim se izdela stena pod nivojem terena. Dokončanju diafragme sledita postopen izkop in izdelava sider na posameznem nivoju, kot je prikazano na sliki 4. Pred nadaljevanjem izkopa z enega nivoja na naslednjega je bilo treba uspešno zaključiti izdelavo sider operativnega nivoja. Namen geotehničnih sider je bil poleg zmanjšanja momentov v steni diafragme s prenosom nateznih sil iz podporne konstrukcije v zaledno hribino tudi izpolnjevanje kriterija pomikov diafragme, okoliškega terena in objektov zaradi posledic potresne obtežbe v času med izkopom gradbene jame. Pred izkopnimi deli je bil vzpostavljen geodetski monitoring okoliških objektov. Za spremlja- vo in analizo dejanske nosilnosti diafragme je bilo vgrajenih 6 inklinometrov. Gradbena dela pri izvedbi gradbene jame so trajala od avgusta 2018 do aprila 2019. 3.1 Diafragma Gradnja se je začela po pridobitvi vseh potrebnih dovoljenj ter opravljenih predhodnih testiranjih materialov ter testnih sider. V okviru pripravljalnih del so se pripravili delovni platoji, vodilni kanali ter postavili gradbiščni provizoriji. Najpomembnejša naloga je bila vzpostavitev delovne postaje za pripravo ben-tonitne izplake, ki so jo sestavljali silos za osnovni material, mešalnica, silosi za pripravljeno bentonitno mešanico, čistilna naprava, črpalke in razvodi. Diafragma se je izdelovala z dvema hidravličnima dvigaloma na gosenicah dvižne kapaci- Slika 5* Izkop za diafragmo in vgradnja armaturnega koša. tete 90 ton in 50 ton. Izkop posamezne kampade diafragme je potekal s pomočjo grabeža na vitlu s sprotnim odvozom izkopanega materiala ter polnitvijo izkopa z bentonitno izplako (slika 5). Nivo bentonitne izplake v izkopu ni smel pasti nižje od enega m pod delovnim platojem, prav tako je moral biti nivo izplake vedno vsaj 1,5 m nad nivojem podtalnice. Med izkopom je bilo treba spremljati parametre bentonitne izplake (gostoto, viskoznost, filtracijo, vsebnost peščenih delcev, PH). Le pravilno pripravljena mešanica je lahko zagotavljala razpiranje brežin izkopa in preprečevala vsi-panje materiala s sten. Po končanem izkopu je bilo treba bentonitno izplako prečistiti finih kamnitih in zemeljskih frakcij iz izkopa. Izplaka se je črpala z dna jame v čistilno napravo ter prečiščeno vračala v izkop. Dokler izplaka ni dosegla zahtevanih parametrov, se betoniranje kampade ni smelo začeti. Pred vgradnjo betona se je v izkopano kampado vstavilo 2 ali 3 prefabricirane armaturne koše, ki so se izdelovali na zunanjem platoju. Vsak koš je vseboval tudi uvodnice za sidra. Koši so bili dolgi 19,5 m, teža posameznega je znašala 4,5-8,0 tone. Postopek izkopa in vgradnje koša je viden na sliki 5. V izkop se je vstavil še stranski opaž za potrebe vgradnje tesnilnega profila. Betoniralo se je s posebej projektirano betonsko mešanico. Projektne zahteve za beton so bile C30/37, Dmax = 16 mm. Poleg tega so bile tehnološke zahteve za vgradnjo betona: konsistenca S4-S5 (posed 180-230 mm), začetek vezanja 5 ur po dobavi na gradbišče, dosežena trdnost po 24 urah 6-10 MPa. Vgradnja betona je potekala s pomočjo kontraktorjev za betoniranje z neposrednim vlivanjem iz avtomešalnika (slika 6). Sočasno je potekal izkop naslednje kampade s prečr-pavanjem bentonitne izplake iz predhodne v novo. Vgradnja betona je morala potekati kontinuirano, brez zastojev. V posamezno kampado je bilo vgrajenih 160-208 m3 betona. V pripravljenosti je bila tudi rezervna betonarna. 3.2 Izkop in sidra Izkop je potekal z ustrezno gradbeno mehanizacijo. Zahtevnost organizacije dela je naraščala z globino izkopane jame. V zgodnjih fazah se je konstruirala ustrezna rampa za neposreden izvoz materiala. Pri večjih globinah bi bil naklon rampe prevelik, zato je bilo treba material horizontalno prestavljati proti robu jame, kjer je potekal 247 Luka Bizjak »NUKLEARNA ELEKTRARNA KRŠKO, GRADNJA OBJEKTA BB2 Pred začetkom napenjanja sidra je morala injekcijska masa doseči ustrezno trdnost, vsako sidro pa testno nosilnost 1320 kN. Testiranje je potekalo po predpisanem protokolu, ki je predvideval naraščanje in padanje vnesene sile v določenih časovnih intervalih s sprotnim kontroliranjem dejanske sile in pomikov. Po uspešno opravljenem testu se je posamezno sidro lahko zaklinilo pri projektni nosilnosti 480 ali 700 kN. Izdelava posameznega sidra je trajala približno 10 dni. Poseben izziv pri izkopu gradbene jame je bil zagotavljati primerne delovne razmere, saj je bilo dno gradbene jame okoli 7 m pod nivojem podtalnice. Kljub vodoodporni konstrukciji diafragme je vrtanje izvrtine za vsako sidro povzročilo dodaten vdor vode. Pri sočasni izdelavi 2-3 sider je bil dotok vode v gradbeno jamo tudi več 10 l/s. Stalno črpanje vode je bilo potrebno do dokončanja izdelave vseh sider. Dokončanje gradbene jame je predstavljala zamenjava zemljine dna gradbene jame z 80 cm debelo blazino nearmiranega betona razreda C16/20. Ustrezno utrjena tla in zaščita tal pred zunanjimi vplivi pred začetkom gradnje je namreč izjemnega pomena za temeljenje objekta. Slika 6* Vgradnja betona v diafragmo. vertikalni dvig. V zadnji fazi je bilo treba izkopani material dvigati iz jame, za kar se je uporabil žerjav z nagibno košaro kapacitete 6 m3. Projektna dokumentacija je predvidela izvedbo 202 prednapetih vrvnih geotehničnih sider na 4 različnih nivojih, zato je bilo treba pripraviti 4 delovne platoje za izvedbo sider. Izkop gradbene jame je prikazan na sliki 7. Za uspešno izdelavo sidra je bilo treba slediti posebnemu protokolu. V betonu diafragme so bile vgrajene jeklene uvodnice, tako da je bilo treba za montažo sidra prevrtati le tanjši odsek skozi beton diafragme, nato pa je vrtanje potekalo z ustreznimi geotehničnimi stroji za vrtanje vrtin ob istočasni cevitvi vrtine. Globina vrtanja je znašala do 31,0 m. V pripravljeno vrtino se je vstavilo prefabricirano sidro, koren sidra v dolžini 12 m se je zalil z injekcijsko maso. Naslednji dan se je koren sidra doinjektiral z vbrizgavanjem cementne mase pod visokim pritiskom. S tem sta se zagotovila spoj sidra z okoliško zemljino in posledično nosilnost sidra. Postopek doin-jektiranja se je v naslednjih dneh ponovil po potrebi. Slika 7* Izkop in vgradnja sider. Gradbeni vestnik • letnik 69 • september 2020 4'IZVEDBA OBJEKTA BB2 Zaradi posebnih projektnih zahtev, ki jih narekuje jedrska varnost, je BB2 zasnovan kot masiven armiranobetonski objekt z izredno gosto armaturo. V konstrukcijo bo, ko bo gradnja končana, vgrajenih skupaj ca. 10.500 m3 betona trdnostnega razreda C30/37 in 2300 ton armature B500 C. Masivni prerezi betona zahtevajo Za potrebe numeričnega modeliranja vgrajenega betona pri različnih temperaturnih scenarijih se je predhodno opravil poladiabatni poskus vseh betonskih mešanic, ki so bile predvidene za vgradnjo v masivne prereze konstrukcije. Kritični betonski prerez sta bila talna plošča debeline 2,0 m ter obodna stena debeline 1,5 m z ojačilnimi rebri 1,3 x 1,3 m. je dno objekta pod nivojem podtalnice. Zaradi velikega pritiska talne vode je šlo pri tem objektu pravzaprav za kesonsko gradnjo. Poleg hidroizolacijskega ovoja in vodotesne-ga betona so se na vseh stikih vgrajevali tesnilni trakovi. Vsak preboj se je obravnaval individualno. 4.1 Talna plošča Kot podlaga za polaganje hidroizolacijske membrane se je izdelal ustrezno zaglajen sloj podložnega betona v debelini 20 cm. Slika 8* Vgradnja betona v talno ploščo. posebno obravnavo s stališča sproščanja hidratacijske toplote, saj prevelik temperaturni gradient povzroča razpoke, previsoka temperatura betona pa škodljivo vpliva na razvoj njegove trdnosti. Pri izvedbi je bilo treba zagotoviti, da najvišja temperatura betonskega prereza ni presegla 60 °C, največji temperaturni gradient pa ni bil večji od 25 °C/50 cm. Pred izvedbo so bili izdelani načrti opažev in odrov. Največji izziv pa je bil polaganje armature, saj je ta izredno gosta in prepletena. Določeni prerezi so vsebovali celo 8 con armaturnega jekla, večina vgrajenih palic je bila premera 32 mm. Posebna pozornost je bila posvečena tudi izvedbenim detajlom proti prodoru vode, saj Nanj se je vgradil sloj hidroizolacijske membrane HDPE, ki se je zaradi nanesenega lepila popolno zlepila z betonom. S tem so se preprečili dostop vode za hidroizolacijsko membrano in nekontrolirana zamakanja v objekt ob morebitnem puščanju. Armatura se je položila na hidroizolacijo brez zaščitnega sloja. Uporabili so se linijski distančniki, da bi se preprečile poškodbe 249 hidroizolacije zaradi prevelike obremenitve armature. Betoniranje plošče je potekalo v 4 fazah, v katerih se je vgradilo po 517-706 m3 betona. Zaradi prepletenosti vseh con armature je bilo treba položiti več kot 90 % vse armature, preden se je lahko začela vgradnja betona. Vgradili so se še sidrni vijaki za rezervoarje, sistem talnega odvodnjavanja ter sidra za opaže. Vgrajevanje betona je potekalo kontinuirano brez zastojev, ki bi lahko povzročili delovne stike v betonu. Na sliki 8 je prikazano vgrajevanje betona v talno ploščo. 4.2 Stene Južni del objekta BB2 ima 3 etaže višine 5,75 m. Tehnološko je bila najzahtevnejša izdelava obodne stene, saj je bil v etaži K2 uporabljen enostranski opaž, v etaži K1 kombiniran enostransko-dvostranski ter v etaži P dvostranski opaž. Shema opažev je prikazana na sliki 10. V prostorih s cisternami je bil zaradi odprtega prostora uporabljen tudi obešen oder za opaž v etaži K1 in P. Ker so se dela opravljala tudi 16,5 m nad tlemi, je bila posebna pozornost posvečena varnemu delu. Slika 9 prikazuje gradnjo sten etaže P. Izvedbo je dodatno oteževala vgradnja sidrnih plošč za opremo ter opaža lukenj za preboje, saj gre za tehnološki objekt, v katerem bo vgrajeno veliko strojne in elektroopreme. 4.3 Strešna plošča Zaradi zelo zahtevne izdelave dveh rezervoarjev iz nerjavnega jekla kapacitete 1500 m3 se bo pristopilo k izdelavi strešne plošče šele po njihovem dokončanju. Ker bo pristop potem zelo omejen, se bodo namesto klasičnega lesenega podprtega opaža za armiranobetonsko strešno konstrukcijo izdelali prefabricirani nosilci. V osnovi bodo to palični nosilci, zvarjeni iz okroglih profilov. Betonska plošča debeline 15 cm na spodnji strani nosilca prevzema zgolj funkcijo opaža za betoniranje stropne konstrukcije. Skupaj bo izdelanih 90 nosilcev razpona 17,14-3,36 m in širine 1,2-0,6 m. Na sliki 11 sta shema postavitve nosilcev in prikaz posameznega. V fazi priprave delavniških načrtov se je izdelal geodetski posnetek izvedenega stanja na objektu v gradnji, vključno z vsako priključno armaturno palico, v izognitev kasnejšim ko-lizijam. Nosilci so v času pisanja tega članka v izdelavi. Po montaži nosilcev bosta sledila vgradnja armature ter betoniranje plošče. Pripravljen bo poseben postopek betoniranja, ki bo upošteval elastične povese nosilcev med beto-niranjem. 250 Slika 10* Shema opaža obodnih sten po fazah [Kolektor CPG, 2019). Slika 11* Shema postavitve prefabriciranih nosilcev in predstavitev posameznega nosilca. 251 Luka Bizjak »NUKLEARNA ELEKTRARNA KRŠKO, GRADNJA OBJEKTA BB2 5'ZAKLJUČEK Gradnja objekta BB2 je v mnogo pogledih edinstvena. Izdelava diafragme je sama po sebi tehnološko in organizacijsko najzahtevnejša vrsta geotehničnih del. Izkop in vgradnja sider pod nivojem podtalnice 6*LITERATURA sta bila tvegana in nevarna. Komplicirana armatura, zahtevne betonaže, delo na višini pa posebni vsakodnevni izzivi pri gradnji. Zaradi tehnoloških zahtev so se dela opravljala v vseh vremenskih razmerah in delih dneva. Organizacija dela je zahtevnejša, ker gradnja poteka znotraj varovanega območja NEK. Zahteve po doseganju kvalitete in varstva pri delu pa so na najvišjem nivoju. Gre za objekt, ki zaradi svoje velikosti in zahtevnosti predstavlja privilegij za vsakega udeleženca, ki je imel priložnost sodelovati pri gradnji. IBE, d.d., Projektna dokumentacija NEKBB2-B056/277 (PGD, PZI), Varnostna nadgradnja NEK - Projekt BB2/gradbena jama, 2018a. IBE, d.d., Projektna dokumentacija NEKBB2-B056/277-1 (PGD, PZI), Varnostna nadgradnja NEK - Projekt BB2/zgradba BB2, 2018b. Kolektor CPG, d.o.o., Instalacijski paket Diaphragm wall & excavation 36 - 2018-08-22 - DN 18123 - IP2 - rev.2, Kolektor CPG, 2018. Kolektor CPG, d.o.o., Instalacijski paket Concrete wall and slabs 36 - 2019-05-20 - DN 19022 - IP4 - rev.1, Kolektor CPG, 2019. NEK, Program nadgradnje varnosti NEK - PNV (The Krško NPP Safety Upgrade Program - SUP), DCMRP-083, NEK, 2012. 252 NOVI DIPLOMANTI UNIVERZA V LJUBLJANI, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO IN GEODEZIJO I. STOPNJA - UNIVERZITETNI ŠTUDIJSKI PROGRAM GRADBENIŠTVO Jaka Majnik, Primerjava variantnih rešitev rekonstrukcije križišča glavne ceste Kranj - Sp. Brnik in ceste na avtocestnem priključku Sp. Brnik, mentor doc. dr. Peter Lipar; https://repozitorij.uni-lj.si/ IzpisGradiva.php?id=118224 Marijo Miličevič, Uporaba navidezne resničnosti za izboljšanje izobraževanja na področju varnosti in zdravja pri delu v gradbenem sektorju, mentorica prof. dr. Jana Šelih, somentor asist. dr. Robert Klinc; https://repozitorij.uni-lj.si/IzpisGradiva.php?id=118184 Ajda Lučovnik, Prispevek leseno-steklenih stenskih elementov k potresni odpornosti lesene enostavne stavbe, mentor prof. dr. Matjaž Dolšek, somentor asist. dr. Anže Babič; https://repozitorij. uni-lj.si/IzpisGradiva.php?id=118122 UNIVERZA V MARIBORU, FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO, PROMETNO INŽENIRSTVO IN ARHITEKTURO I. STOPNJA - UNIVERZITETNI ŠTUDIJSKI PROGRAM GRADBENIŠTVO Študij je z diplomskim izpitom zaključila: Tamara Sarjaš Rubriko ureja*Eva Okorn, gradb.zveza@siol.net Gradbeni vestnik • letnik 69 • oktober 2020 87 KOLEDAR PI 15.-16.10.2020 5. konferenca trajnostne gradnje - GBC Slovenija / 5th Con-' ference on Sustainable Construction - Green Building Council Slovenia spletna konferenca https://gbc-slovenia.sl/uncategorized-sl/5-konferenca-trajnos-tne-gradnje-15-ln-l 6-oktobra-2020-na-spletu/ 18.-20.10.2020 ■ ICSECT20 - 5th International conference on Structural Engineering and Concrete Technology spletna konferenca https://lcsect.com/ 3.-4.11.2020 ■ Konferenca siBIM 2020 Spletna konferenca http://slblm.sl/dogodkl/slBIM2020konferenca 12.-14.11.2020 ■ ICCSTE'20 - 5th International Conference on Civil, Structural and Transportation Engineering Spletna konferenca https://lccste.com/ 19.-20.11.2020 ■ CRRB - 22nd International Conference on Rehabilitation and Reconstruction of Buildings Brno, Češka http://crrb.wta.cz 23.-24.11.2020 3. konferenca Biznis in trendi v gradbeništvu : »Država grad-' beništvu: cokla ali partner, ki nas lahko povleče iz koronskega zastoja?« Portorož, Slovenija https://akademlja-flnance.sl/konference/gradbena-konferenca/ 18.-20.1.2021 1 NGM2021 - 18th NGM Nordic Geotechnical Meeting Helsinki, Finska www.rll.fi/en/events/ngm-2020.html 6.-8.4.2021 BMCT Dubai 2021 - International Conference and Exhibition on Building Materials and Construction Technologies Dubaj, Združeni arabski Emirati https://bmctdubal.org/ 20.-22.4.2021 "Structural Faults + Repair-2020" & "European Bridge Confe-^ rence-2020" Edlnburg, Škotska www.structuralfaultsandrepalr.com/ RIREDITEV 7.-9.6.2021 ■ Mediterranean Symposium on Landslides Neapelj, Italija https://medsymplandslides.wixsite.com/msl2021 17.-19.6.2021 ■ EGRWSE-2020 — 3rd International Conference on Environmental Geotechnology, Recycled Waste Materials and Sustainable Engineering Izmir, Turcija https://egrwse2021 .com/ 21.-25.6.2021 ■ ICOSSAR 2021-13th International Conference on Structural Safety & Reliability Šanghaj, Kitajska www.icossar2021.org/ 27.-30.6.2021 ■ ICSGE'21 - 1st International Conference on Sustainability in Geotechnical Engineering - Geodiversity & Resilience Lizbona, Portugalska http://icsge.lnec.pt/ 4.-7.7.2021 ■ 11th International Workshop on Advanced Ground Penetrating Radar Valletta, Malta www.iwagpr2021.eu/ 5.-8.7.2021 ■ DFI Deep Mixing Conference 2021 Gdansk, Poljska www.dti.org/dtieventlp.asp713330 2.-6.11.2021 ■ 5th World Landslide Forum Kjoto, Japonska http://wlf5.iplhq.org/ Rubriko ureja • Eva Okorn, ki sprejema predloge za objavo na e-naslov: gradb.zveza@siol.net