Vlastnosti VIP s označním va-q-vip B Vakuované izolační panly tohoto označní obdržly od Dutschs Institut für Bautchnik (Němcký ústav pro stavbní tchniku) všobcné povolní k užívání. V každém panlu jsou zabudované snzorové dstičky k kontrol vnitřního tlaku, sstávající s z spciální vlákniny a kovové dstičky. ➀ ➁ Obr. 12 VIP-Thrmosilnt 21 mm, nalpný flxibilním lpidlm na stropní konstrukci: 1 spára uzavřná izolační pěnou 2 hmoždinky s upvňovacím talířkm běžně používané v zatplovacích systémch 9. VIP jako izolac v prfabrikovaných dřvěných stavbách Ochranné vrstvy tvoří různé dřvařské výrobky v potřbných tloušťkách přdm vyrobných dílců pro nrgtickou bilanci pasivních budov. Výzkum a vývoj v použití inovativní tchnologi VIP probíhá nadál intnzivně pro různé možnosti uplatnění v stavbnictví. S přihlédnutím na closvětový trnd a snahy o nrgtické úspory lz v blízké budoucnosti očkávat další možnosti použití na stavbách a snížní nákladů zavdním automatizac výrobních procsů. TECHNICKÉ ÚDAJE VIP PŘÍKLAD Pro použití v stavbnictví byly vyvinuty firmou va-q-tc AG různé vakuované izolační matriály. Vacuum thrmo-insulating matrials usd in th building industry VIP, VIS An 8 to 10 tims highr thrmo-insulating ffct is rachd with vacuum insulating matrials than with commonly usd insulations.g. from a rockwool or polystyrn. Such ffctiv insulations cannot b rachd with any othr insulation matrials in an xisting stat of tchnology. Thr ar xampls of th most usd vacuum insulating matrials statd in th articl. Tchnické údaj jádro z pyrognního prášku kysliny křmičité s kalicími přísadami obal z vysoc bariérové foli třívrstvé, polystrové vlákniny s kovovými povlaky vnější barva vlákniny črná vnější vzhld dsky žádné přsahy okrajové foli, hladké hrany hmotnost 3 180 200 kg/m tplná vodivost (DIN 52612) při 10 C počátční hodnota < 0,03 W/(mK) měrná hodnota (stárnutím, okrajové ztráty) < 0,0080 W/(mK) tplná odolnost od 70 do +80 C odolnost vůči vlhkosti 0 60 % rozměry dsk maximální (délka šířka) 1 200 1 000 mm minimální (délka šířka) 400 300 mm tloušťka 10 40 mm požární odolnost podl DIN 4102 B2 Orintační náklady VIP V srovnání s tradičními izolačními matriály jsou VIP stál jště poměrně drahé. Pro různé varianty VIP lz obcně zhruba uvést 4 5 zvýšné náklady na tplnou izolaci. ZÁVĚR Do vývoj této s dynamicky rozvíjjící tchnologi by s měly zapojit i čské firmy, snad i s podporou státních organizací a možná i Evropské uni. Něktré firmy v SRN hldají spolupráci a snad ji i v ČR najdou. Pro zajímavost uvádím, ž intrntové stránky pro něktré výrobky jsou nabízny v angličtině, němčině a i v korjském jazyc. Ing. Jindřich Cigánk, jindrich.cigank@volny.cz, samostatný architkt, čln komory bavorských architktů Problémy únosnosti oclových rozpěrných kotv do btonu namáhaných smykm Kotvní oclových konstrukcí do btonu pomocí kotvních prvků, dodatčně osazovaných do btonové konstrukc (cast-in-plac systms), s v posldním období uplatňuj stál častěji i pro nosné kotvní, a proto j problmatika skutčného působní a únosnosti těchto kotvních systémů vlmi sldována. Ačkoliv s v praxi často dává přdnost spíš lpným či chmickým kotvám, pozornost si zaslouží i kotvy mchanické rozpěrné, zjména pro jjich rychlou instalaci a možnost okamžitého zatížní. Jjich určitou nvýhodou jsou však npříznivé koncntrac namáhání a tím přtvářní btonu v okolí rozpřného konc kotvy, což omzuj jjich použití v blízkosti okraj btonového základu nbo použití skupin kotv s malými vzájmnými roztčmi. XII Za další určitou nvýhodu v rámci obvyklého a běžně dostupného sortimntu lz považovat i vlký průměr pláště kotvy v srovnání s jjí délkou, což vd na vlkou ohybovou tuhost dříku kotvy při rlativně mělkém kotvní, a tdy k takovým mchanismům porušní, ktré pro lpné a chmické kotvy, příp. kotvní šrouby přdm zabtonované, njsou typické. Tyto případy nastávají vlmi často právě u rozpěrných kotv namáhaných smykm. Tím víc j potřbné sldovat otázku vlivu jdnotlivých paramtrů, njn pvnostních a přtvárných, al i gomtrických, na mchanismus porušní a odpovídající únosnost v těchto případch. Příspěvk s proto zabývá zjména vlivm hloubky kotvní, průměru dříku kotvy a vzdálnosti od okraj na únosnost i s ohldm na výstižnost a jdnoduchost (či složitost) matmatického vyjádřní únosnosti a przntuj něktré výsldky vycházjící z poznatků získaných xprimntálním ověřováním mchanismu porušní a únosnosti rozpěrných kotv namáhaných smykm. ROZPĚRNÉ KOTVY NAMÁHANÉ SMYKEM SKUTEČNÉ PŮSOBENÍ A MECHANISMUS PORUŠENÍ V případě namáhání oclových rozpěrných kotv smykm můž nastat porušní ocli, tzn. šroubu, nbo porušní btonu. Pro porušní šroubu j charaktristické výsldné porušní střihm obdobně jako u šroubových spojů namáhaných v rovině přípoj. Obvykl mu však přdchází štípání (odlupování spalling) btonu na povr-
STAVEBNÍ MATERIÁLY Tabulka 1 Přhld tstů rozpěrné kotvy namáhané smykm Smyk clkm 104 tsty Gomtrické a mchanické vličiny Porušní ocli 29 tstů d [mm] f ub [MPa] střih šroubu (+ štípání btonu) 29 10; 12 800 Porušní btonu 75 tstů [mm] f [MPa] D [mm] h f [mm] drcní btonu 23 90 až 190 19,5 až 37,4 14; 18 50 až 70 ulomní ½ kužl btonu 43 60 až 160 19,5 až 37,4 14; 18; 24 50 až 80 jiné porušní btonu 9 65 až 195 20,5 až 35,0 14; 18; 24 60 až 80 chu (viz obr. 3a), ktré má za násldk snížní tuhosti kotvní v oblasti povrchu btonu, avšak únosnost šroubu v střihu to nijak výrazně novlivní. Tnto mchanismus porušní nastává při umístění kotvy v vlké vzdálnosti od okraj (přibližně 2h f) a současně při větší hloubc kotvní h f (v vztahu k průměru dříku kotvy D), přičmž na hloubku odloupnuté vrstvy btonu má vliv ohybová tuhost dříku kotvy. Při mělkém kotvní (h f 4D až 6D) nastává obvykl drcní (crushing) btonu v směru působící síly doprovázné vznikm trhliny za kotvou (viz obr. 3b, 3c) a zpravidla i násldným částčným povytažním kotvy. Při umístění kotvy v blízkosti okraj (přibližně < 2h f) nastává ulomní okraj kotvního bloku v tvaru části kužl (viz schéma na obr. 5). Zatímco pro přdm zabtonované kotvní šrouby namáhané smykm j k dispozici dostatk podkladů pro výpočt únosnosti, pro dodatčně osazované kotvní prvky njsou podrobněji rozpracovány, přdvším pro méně typické případy porušní. Většina dostupných zdrojů však doporučuj aplikovat tyto vztahy i pro kotvy dodatčně instalované. V rámci zatěžovacích zkoušk byla provdna sada tstů pro ověřní mchanismu porušní a odpovídající mzní únosnosti při zatížní rozpěrných kotv silou působící kolmo k os kotvy (příčnou silou) vyvolávající namáhání smykm. Přhld tstů včtně dosažných způsobů porušní a gomtrických a mchanických paramtrů použitých kotv uvádí tab. 1. Schéma typické konstrukční skladby použitého typu rozpěrné kotvy s označním gomtrických paramtrů j znázorněno na obr. 1, uspořádání zatěžovacích zkoušk zachycuj záběr na obr. 2. Něktré mchanismy porušní, ktré nastaly při ralizaci zkoušk, ilustruj obr. 3. PORUŠENÍ ŠROUBU Porušním šroubu střihm, doprovázné odlupováním (štípáním) povrchových vrstv btonu, s dostupná litratura příliš podrobně nzabývá, nboť s běžně vychází z známých vztahů pro únosnost šroubů v střihu. Pro rozpěrné kotvy s doporučuj výpočt obvyklý pro šrouby namáhané smykm, u nichž j mzní únosnost v střihu dána v zásadě jako součin plochy dříku A d a pvnosti matriálu šroubu f ub podl vztahu (1), kd koficint k s vystihuj skutčné působní v kotvním systému, tzn. zjména vliv tuhosti kotvní a štípání btonu na povrchu, a bývá zpravidla určn na základě výsldků tstů. Např. Fuchs a Elighausn [1], [2] stanovili k s = 0,5, příp. pro smykovou únosnost spřahovacích trnů v prvcích oclobtonových konstrukcí, jjichž chování při namáhání smykm j v mnohém podobné, s uvádí obdobný vztah s koficintm k s = 0,8 (pro charaktristickou hodnotu). Štípání btonu na povrchu s obvykl samostatně nřší, problmatika nní v litratuř příliš diskutována a njsou k dispozici prakticky žádné obcně použitlné postupy pro výpočt únosnosti. Lz říci, ž v zásadě závisí na pvnostních a přtvárných charaktristikách btonu, hloubc kotvní, průměru kotvy. Nnastan-li nakonc něktrý z způsobů porušní btonu popsaných dál a poruší s šroub, projví s na jho chování přtvářní btonu v okolí šroubu v průběhu zatěžování. To vd k částčnému ohybu šroubu, příp. k povytažní kotvy z btonu, jjichž důsldky jsou poměrně vlká příčná přtvořní, avšak na výsldnou únosnost při porušní šroubu smykm nmá tato skutčnost výrazný vliv. Při ralizaci zkoušk došlo k porušní šroubu v případě 29 zkušbních těls (viz tab. 1). Na základě výsldků tstů a s využitím přístupu podl Obr. 1 Schéma použitého typu Obr. 2 Uspořádání zatěžovacích zkoušk rozpěrné kotvy XIII
a b c Obr. 3 Ilustrac mchanismů porušní rozpěrných kotv namáhaných smykm XIV obcného vztahu (1) byla pro konkrétní změřné paramtry kotvní a s využitím rgrsní analýzy stanovna střdní hodnota mzní únosnosti V um v tvaru (2). Vu= ks$ Ad$ fub (1), = 0, 676 $ Ad $ fub (2). PORUŠENÍ DRCENÍM BETONU Porušní drcním btonu (obr. 3b) nastává při mělkém tuhém kotvní. V závěrčné fázi můž dojít k částčnému povytažní kotvního prvku z btonu (obr. 3c). Základními faktory ovlivňujícími únosnost jsou v tomto případě pvnost btonu v tahu f ct (obvykl přpočtná pomocí pvnosti v tlaku f c nbo f ), modul pružnosti btonu E c a vnější průměr dříku kotvy D (rsp. plocha dříku A D = r D 2 /4), příp. i hloubka kotvní h f a pvnost šroubu. Vliv těchto paramtrů při porušní drcním btonu zohldňuj např. přístup podl AISC (Amrican Institut of Stl Construction), obdobně i Klingnr a Mndonca [4] nbo Roik [2] vztahm pro střdní hodnotu únosnosti v tvaru (3), kd A D j průřzová plocha kotvy (nikoliv průřz šroubu), f c j cylindrická pvnost btonu, f j kubická pvnost btonu, přičmž vzájmný vztah j dán výrazm f c = 0,8 f. Podobný výraz uvádí také např. japonská norma Japans Cod for th Dsign and Us of Post-Installd Anchors. Přitom charaktr tohoto porušní j vlmi obdobný porušní btonu, ktré vzniká u spřahovacích trnů zajišťujících smykové spojní oclobtonových nosníků a pro jhož charaktristickou únosnost s njčastěji uvádí formálně odpovídající vztah (4), kd a závisí na poměru výšky a průměru trnu, D j průměr dříku trnu, f ck j charaktristická válcová pvnost btonu, E cm j střdní hodnota sčnového modulu pružnosti btonu. Únosnost j také ovlivněna ohybovou tuhostí kotvního prvku a hloubkou kotvní h f, což rspktuj mpirický vztah (5) pro střdní hodnotu únosnosti kotvních šroubů s hlavou podl Hawkins [2] určný na základě statistické analýzy výsldků tstů, v němž D w j průměr hlavy kotvního šroubu. Pro kotvní prvky bz hlavy s dosazuj D w = 0, což lz použít i pro rozpěrné kotvy za přdpokladu úpravy hodnoty koficintu. Na základě tstů s kotvními šrouby s hlavou a násldných tortických úvah odvodil Fuchs [2] pro střdní hodnotu vztah (6), v němž s pracuj s pvností ocli v tahu f t a s kubickou pvností btonu a jnž platí pro hloubku kotvní h f 5D. Pro h f v intrvalu 3D h f 5D však lép vyhovuj rdukovaná únosnost v tvaru podl (7). =, $ AD $ fc $ Ec = 045, $ AD $ f $ Ec (3) 2 Vuk = 029, $ a $ D $ fck $ Ecm (4) 033 V 11, 7 D, f, um = $ $ $ ^381 + 1, 1hf + Dwh [N] (5) = AD $ ^011, ft + 29, fh [N] (6) V um hf = 02, $ $ AD$ ^011, ft+ 29, fh [N] (7) D Při ralizaci tstů nastalo drcní btonu v okolí kotvy (obr. 3b, 3c) v případě 24 zkušbních těls (viz tab. 1). Na základě výsldků tstů a s využitím přístupu podl vztahů (3), (5), (6) byly pro stanovny střdní hodnoty mzní únosnosti V um podl (8), (9), (10). = 0, 288 $ AD $ f $ Ec (8) 033 V 935, D, f, um = $ $ $ ^381+ 11, hfh [N] (9) = 1, 352 $ AD $ ^0, 11fub + 2, 9fh [N] (10) Rozptyl výsldků tstů vůči střdním hodnotám únosností podl (8), (9), (10) ukazuj tab. 2 a naznačuj, ž njvýstižnější vyjádřní poskytuj vztah (10), ktrý dává njnižší variační koficint. J však třba zdůraznit, ž vztahy jsou odvozny pouz pro malý počt tstů a výsldky jsou tím zřjmě ovlivněny. Jdnotlivé výrazy jsou přitom založny na odlišných principch a únosnost závisí (s výjimkou pvnosti btonu) na různých paramtrch, navíc vztahy (9) a (10) jsou čistě mpirické. Z hldiska principu vyjádřní únosnosti a současně jjí výstižnosti dané variačním koficintm s jako njvhodnější jví vztah (8). Ilustrac porovnání výsldků tstů s střdní hodnotou (8) určnou na základě přístupu AISC (Amrican Institut of Stl Construction), rsp. s střdními hodnotami (9) a (10) stanovnými na základě vztahů podl Hawkins a Fuchs, ukazují grafy na obr. 4 (v závislosti na průměru dříku kotvy D na obr. 4a, rsp. na kubické pvnosti btonu f na obr. 4b). Výsldky tstů byly na obr. 4a pro účl zobrazní normovány, a to pro kubickou pvnost f = 20 MPa a odpovídající modul pružnosti btonu E c = 29 GPa. Hodnoty na obr. 4b jsou vynsny pro průměr D = 18 mm a hloubku kotvní h f = 50 mm, rsp. pvnost ocli f ub = 800 MPa. Tabulka 2 Rozptyl výsldků tstů kolm střdní hodnoty V um Způsob porušní V um podl vztahu variační koficint v Střih šroubu (2) 0,091 Drcní btonu Ulomní okraj btonu (8) 0,118 (9) 0,144 (10) 0,112 (19) 0,232 (20) 0,201 (21) 0,200 (22) 0,199 (23) 0,201 (24) 0,197 (26) 0,214 (28) 0,207
STAVEBNÍ MATERIÁLY a) mtoda podl AISC b) mtody podl Hawkins, Fuchs Obr. 4 Drcní btonu porovnání výsldků tstů s střdními hodnotami únosnosti PORUŠENÍ ULOMENÍM OKRAJE BETONU Njlép j v litratuř rozpracována problmatika únosnosti při porušní ulomním okraj btonu. Obcná koncpc stanovní únosnosti kotvní j založna na pvnosti btonu v (hlavním) tahu f ct, ktrá s používá zjména v obcných vztazích vyjadřujících základní principy. Konkrétní mtody pro praktický výpočt únosnosti pracují zpravidla s pvností v tahu odvoznou z pvnosti v tlaku na válcích, rsp. na krychlích. Při ulomní okraj má tělso porušní obvykl tvar části kužl. Potom lz mzní únosnost v principu stanovit jako součin tzv. projkční plochy A c, tj. plochy podstavy tělsa porušní (viz obr. 5a), a pvnosti btonu v tahu f ct. Na tomto principu j založna většina obcně známých mtod pro výpočt únosnosti, za přdpokladu, ž j znám úhl b. Podl přístupu tzv. Concrt Con Mthod [5], [6] j vytržným tělsm polovina kužl o výšc s odpovídající projkční plochou, ktrá uvažuj hodnotu úhlu b = 45 podl obr. 5a (tzv. 45-Dgr Con Mthod ). Tnto přístup vd na únosnost v obcném tvaru (11), kd koficint k c zahrnuj vliv úhlu b, vliv statistických njistot a vliv podmínk provádění. Konkrétní aplikací j mtoda podl ACI, ktrá uvádí pro střdní hodnotu únosnosti rozpěrných kotv namáhaných smykm obcný vztah v tvaru (12) [1], [2], kd pvnost btonu v tahu f ct j vyjádřna pomocí kubické pvnosti btonu f. Výsldky tstů prováděných v světě však ukázaly, ž úhl b j v většině případů mnší nž 45, a to njčastěji kolm 35. Z toho s určitými úpravami vychází tzv. Concrt Capacity Mthod, ktrá jako vytržné tělso porušní uvažuj zjdnodušný modl v tvaru poloviny jhlanu a projkční plochu jako obdélník o stranách a a = 3 (viz obr. 5b). Dál s ohldm na vyhodnocní výsldků xprimntů rgrsní analýzou snižuj xponnt pro hloubku kotvní z 2 na 1,5 a obcný vztah vycházjící principilně z vztahu (11) přchází do tvaru (13), kd koficint k c opět zahrnuj kromě úhlu b další již zmiňované vlivy. Na základě analýzy výsldků tstů odvodili Shaik a Whayong [1], [2] mpirickou rovnici pro střdní hodnotu v tvaru (13), v níž pvnost v tahu byla vyjádřna pomocí kubické pvnosti f. 2 Vu= kc1 $ r $ $ fct (11) 2, 2, = 0, 137 $ r $ $ f = 0, 43 $ $ f (12) 15, Vu= kc2 $ $ fct [N] (13),, = 468, $ 15 $ f [N] (14) V vztazích uvdných výš nní zohldněn vliv hloubky kotvní h f v rlaci k vzdálnosti od okraj, ani vliv průměru kotvy D. Tyto paramtry zavádí do výpočtu jiné mtody, zjména tzv. } mtoda (Fuchs a Elighausn [2]), ktrá pro rozpěrné kotvy, u nichž platí 4D h f 8D, uvádí pro střdní hodnotu únosnosti vztah (15), ktrý pro kotvy s hloubkou kotvní h f 4D lz zjdnodušit na tvar (16), příp. varianta } mtody vycházjící z rgrsní analýzy výsldků tstů [6] uvádí vztah (17). 02,,, hf 15, = D $ f $ b l $ [N] (15) D,,, = 13, $ D $ f $ 15 [N] (16) 03,, 01, 14, V = 27, $ D $ f $ h $ [N] (17) um f Při ralizaci zkoušk nastalo porušní okraj btonu ulomním poloviny kužl v případě 43 zkušbních těls. Pro zkoumaný soubor tstů s vlikost úhlu b pohybovala v rozsahu od 29 do 42 s střdní hodnotou 37 a variačním koficintm 14 %. Protož v tomto případě byl získán větší počt výsldků nž v případě jiných typů porušní, byly výsldky podrobny dtailnější analýz zjména z hldiska vlivu mocniny vzdálnosti od okraj, vlivu hloubky kotvní a také vlivu průměru kotvy. Pro únosnosti v smyslu vztahů (11), rsp. (12) a také (13), rsp. (14) byly vyhodnocním výsldků tstů odvozny střdní hodnoty únosnosti podl vztahů (18) a (19). S cílm získat co njvýstižnější vztah byla s použitím nlinární rgrs odvozna z výsldků tstů (pro ilustraci) střdní hodnota s mocninou vzdálnosti od okraj 1,56 v tvaru (20). Rozptyl výsldků tstů pro střdní hodnoty únosností podl (18), (19), (20) ukazuj, jako v přdchozích případch, tab. 2; vztah (20) logicky poskytuj njnižší variační koficint, avšak nijak významně nižší nž vztah (19). Z hldiska principu urční únosnosti, jdnoduchosti a současně jjí výstižnosti dané variačním koficintm s potom XV
a) Concrt Con Mthod b) Concrt Capacity Mthod Obr. 5 Ulomní okraj btonu přístupy mtod pro stanovní únosnosti jako njvhodnější jví vztah (19). Porovnání výsldků tstů s střdními hodnotami podl (18) a (19), rsp. s střdní hodnotou podl (20), j zřjmé z grafu na obr. 6a, v němž jsou vynsny střdní hodnoty v závislosti na vzdálnosti od okraj. Výsldky tstů byly normovány pro kubickou pvnost f = 20 MPa. Jak j vidět z obr. 6a, jví s obě mtody v své základní podobě pro vyštřovaný soubor tstů konzrvativní, xprimntální výsldky však poměrně dobř sldují příslušný trnd, zjména vztah (19), což ukazují i střdní hodnoty únosností odvozné pomocí těchto mtod a potvrzují to rovněž údaj v tab. 2., = 024, $ r $ 2 $ f (18),, = 730, $ 15 $ f [N] (19),, = 554, $ 156 $ f [N] (20) Pro únosnosti v smyslu } mtody podl vztahů (15) a (17) lz porovnáním s výsldky tstů odvodit střdní hodnoty únosnosti podl vztahů (21) a (23), ktré jsou vhodné pro poměr h f/d mzi 4 až 8. V případě tstovaných kotv s poměr pohyboval přibližně v rozsahu od 3 do 4, pro nějž byl na základě výrazu (16) odvozn tvar (22). Rozptyl výsldků tstů pro střdní hodnoty únosností podl (21), (22), (23) ukazuj tab. 2; njnižší variační koficint poskytuj vztah (22), což naznačuj, ž vliv hloubky kotvní nní patrně zásadní, avšak j třba si povšimnout, ž rozdíly mzi variačními koficinty jsou nvýznamné. Graf na obr. 6b zobrazuj porovnání výsldků tstů s střdními hodnotami podl (21), (22), (23), a to v závislosti na vzdálnosti od okraj. V grafu jsou znázorněny výsldky tstů pro kotvy s průměrm dříku D = 18 mm a hloubkou kotvní h f = 50 mm, ktré byly normovány pro kubickou pvnost f = 20 MPa. Z přdchozího vyplývá, ž njméně vystihují únosnost v závislosti na vzdálnosti od okraj výpočty na principu Concrt XVI a) mtoda ACI, Shaik-Whayong b) ψ mtody Obr. 6 Ulomní okraj btonu porovnání výsldků tstů s střdními hodnotami
STAVEBNÍ MATERIÁLY Obr. 7 Ulomní okraj btonu vliv mocniny vzdálnosti Con Mthod, ktré uvažují druhou mocninu vzdálnosti od okraj, na rozdíl od výpočtů na principu CC Mthod, ktré pracují s hodnotou mocniny 1,5. Ačkoliv poloměr podstavy ulomné poloviny kužl při namáhání smykm v blízkosti okraj j odvozn z vzdálnosti od okraj, odkud vyplývá 2, lpší výstižnost nižšího xponntu 1,5 potvrzují také statistické charaktristiky. Pro názornější porovnání uvádí obr. 7 vyjádřní jako závislost poměru V u,x/v um na vzdálnosti od okraj pro vztah (18) založný na principu mtody ACI a pro vztah (19) v smyslu přístupu podl Shaika-Whayonga. Další paramtr, hloubka kotvní h f, ktrou uvažují výrazy (21) a (23), s u sldovaného souboru tstů významně nprojvuj, což j vidět z porovnání s závislostí (22). Tomu odpovídá doporuční, ž vliv hloubky kotvní s při malém poměru h f/d nuvažuj. 02,,, hf 15, = 136, $ D $ f $ b l $ [N] (21) D,,, = 174, $ D $ f $ 15 [N] (22) 03,, 01, 14, V = 323, $ D $ f $ h $ [N] (23) um f Vliv průměru kotvy D by měl být uvažován zvláště v těch v případch, kdy průměr j vlký v rlaci k vzdálnosti od okraj. Jstliž s v případě rozpěrných kotv jho vliv uvažuj, bývá běžně zohldněn mpirickými závislostmi (viz výš). Uvážím-li na základě vztahu (11) únosnost jako součin projkční plochy a pvnosti btonu a za plochu A c dosadím přsněji s vlivm průměru D, dostanm (po zjdnodušní) vztah (24). V něktrých případch s uvádí pro vliv průměru obcný výraz (25) odvozný na základě vztahu (12). Vyhodnocním výsldků tstů a využitím vztahů (24) a (25) byly získány střdní hodnoty v tvaru (26) a (27). Z Tab. 2 j zřjmé, ž rozptyly výsldků tstů vyjádřné pomocí variačních koficintů jsou tntokrát o něco nižší pro únosnost odvoznou z mtody ACI v smyslu (11), avšak npatrně vyšší pro únosnost odvoznou z vztahu podl (13); zavdním průměru D jako další proměnné ovlivňující únosnost dojd k zpřsnění výrazů a k přiblížní obou základních typů závislostí, tj. podl (11) a podl (13). 2, D Vu= kc$ r $ $ f $ a1 + k (24) 15,, D Vu= kc$ $ f $ a1 + k (25), D = 0, 199 $ r $ 2 $ f $ a1 + k (26),, D = 615, $ 15 $ f $ a1+ k (27) ZÁVĚR Problmatic kotvní pomocí mchanických kotv dodatčně osazovaných do btonu j třba věnovat pozornost z mnoha důvodů. Únosnost kotvní můž být vždy ovlivněna paramtry btonu i paramtry ocli a jjich statistickými charaktristikami, a proto j nzbytné zabývat s otázkou jjich vlivu na únosnost njn oddělně, al přdvším v vzájmných souvislostch a návaznostch tak, aby výsldný návrh byl spolhlivý a přitom fktivní a konomický. K tomu můž značnou měrou přispět např. volba optimálních rlací mzi paramtry ovlivňujícími únosnost, což však nlz bz důkladných znalostí dílčích způsobů porušní a vlivu jdnotlivých proměnných na únosnost. Mtody založné na xprimntálním ověřování umožňují pochopit principy skutčného působní, pro zobcnění konkrétních poznatků a zjména pro stanovní úrovně spolhlivosti j však nutné j doplnit statistickými analýzami a pravděpodobnostním modlováním. V tomto směru j nzastupitlný význam xprimntů a výsldků tstů jako zdroj rálných dat (fyzikálně-mchanických a gomtrických vlastností a jjich statistických charaktristik) pro numrické modlování na základě statistických simulací. Příspěvk byl vypracován v návaznosti na řšní úkolů vědckovýzkumného záměru MŠMT rg. č. MSM00216319 a též s podporou grantů GAČR rg. č. 103/06/1107 a rg. č. 103/07/0628. doc. Ing. Marcla Karmazínová, CSc., karmazinova.m@fc.vutbr.cz, Ústav kovových a dřvěných konstrukcí, Fakulta stavbní, VUT v Brně LITERATURA: [1] Elighausn, R., Malé, R. and Silva, J. F.: Anchorag in Concrt Construction, Ernst & Sohn, GmbH, Brlin 2006, ISBN 3-433-01143-5 [2] Fastning to Rinforcd Concrt and Masonry Structurs, Stat-of-art-rport, CEB, Bulltin d Information, Thomas Tlford Srvics Ltd., 1994 [3] Karmazínová, M.: K problémům mtodiky navrhování a xprimntálního ověřování oclových rozpěrných kotv, habilitační prác, Vysoké uční tchnické v Brně, Fakulta stavbní, 2006, 154 str. [4] Klingnr, R. E., Mndonca, J. A. and Malik, J. B.: Effct of Rinforcing Dtails on th Shar Rsistanc of Anchor Bolts undr Rvrsd Cyclic Loading, ACI Journal, Amrican Concrt Institut, Jan. Fb. 1982, pp. 3 12 [5] Klingnr, R. E. and Mndonca, J. A.: Shar Capacity of Short Anchor Bolts and Wldd Studs: A Litratur Rviw, ACI Journal, Amrican Concrt Institut, Spt. Octobr 1982, pp. 339 349 [6] Muratli, H., Klingnr, R. E. and Gravs, H. L.: Bhavior of shar anchors in concrt: Statistical analysis and dsign rcommndation, In Procdings of th confrnc Connctions btwn Stl and Concrt, Univrsity of Stuttgart, RILEM 2001, pp. 220 230, ISBN 2-912143-25-X [7] Randl, N. and John, M.: Shar anchoring in concrt clos to th dg, In Procdings of th confrnc Connctions btwn Stl XVII
[8] [9] and Concrt, Univrsity of Stuttgart, RILEM 2001, pp. 251 260, ISBN 2-912143-25-X Karmazínová, M., Mlchr, J. and Kala, Z.: Load-carrying capacity of post-installd stl anchors to concrt subjctd to shar, In Procdings of th 3 rd Intrnational Confrnc on Stl and Composit Structurs ICSCS 07 hld in Manchstr, Univrsity of Manchstr, 2007, pp. 449 454, ISBN 0415451418 Karmazínová, M. and Mlchr, J.: Bhaviour of xpansion anchors to concrt, In Procdings of th 2 nd Intrnational Symposium on Connctions btwn Stl and Concrt hld in Stuttgart, IBIDEM VERLAG, 2007, pp. 279 290, ISBN 978-389821-807-8 [10] Karmazínová, M., Mlchr, J. and Kala, Z.: Actual Bhaviour and Load-carrying Capacity of Stl Expansion Anchors to Concrt, In Procdings of th 5 th Intrnational Confrnc on Advancs in Stl Structurs ICASS 07 hld in Singapor, Rsarch Publishing Srvics Singapor, 2007, Vol. III, p. 671 676., ISBN 978-981--9366-7 [11] Karmazínová, M., Mlchr, J. and Kala, Z.: To th dsign of stl xpansion anchors basd on th xprimntal vrification of th actual bhaviour, In Procdings of th 6 th Intrnational Confrnc Stl and Aluminium Structurs ICSAS 07 hld in Oxford, Oxford Brooks Univrsity, 2007, pp. 401 408, ISBN 978-0-9556254-0-4 Problms of loading capacity of stl spacing anchors into concrt strssd by a shar At a workplac of th Institut of Mtal and Timbr Structurs of th Faculty of Civil Enginring of th Brno Univrsity of Tchnology, attntion is paid to th issu of anchoring of stl structurs into concrt in a long trm with focus on stl anchoring lmnts additionally assmbld in a concrt structur. In this ara, spcially th issus of ral influnc and limit loading capacity of mchanical anchors and bondd anchors into concrt ar monitord and this by practical mthods using xprimntal vrification as wll as by thortical mthods using spcially statistic modling and probability, vntually snsitivity analyss. Th introducd articl dals with problms of mchanism of transformation and braking, and an objctiv limit loading capacity of stl spacing anchors into concrt strssd by a shar by a static loading with latral forc. It prsnts som partial data on a limit loading capacity dpnding upon corrsponding mchanisms of braking obtaind by a statistic and probability analysis of th tst rsults carrid out within th programm of xprimntal vrification of ral influnc of stl mchanical anchors into concrt. Vliv průmyslových odpadních matriálů na tplnou odolnost polymrních správkových hmot V posldních ltch dochází k nustálému rozšiřování průmyslové výroby, což má za násldk obrovský nárůst produkc odpadních průmyslových matriálů. Pro snížní nárůstu této produkc j možnost využití těchto odpadů v nových stavbních hmotách. Tnto článk řší vliv průmyslových odpadních matriálů v polymrních správkových hmotách na tplnou odolnost směsi. MATERIÁLY POUŽITÉ PRO VÝROBU POLYMERNÍCH SPRÁVKOVÝCH HMOT Plnivo Elktrárnský popílk j nrostný zbytk po spalování tuhých paliv (v práškovém stavu) získávaný zachycováním z plynných spalin v odlučovacích zařízních. V této práci byl použit lktrárnský popílk z lktrárny Chvaltic spolčnosti ČEZ a. s. Vysokopcní jmně mltá struska granulovaná vysokopcní struska vzniká rychlým ochlazováním roztavné tkuté strusky, ktrá j vdljším produktm výroby surového žlza v vysoké pci. Čím rychljší j chlazní, tím obsahuj víc sklovité fáz a j tdy nrgticky bohatší, tzn. raktivnější. J charaktrizována poměrm sklovité a krystalické fáz, chmickým a minralogickým složním. Pro práci byla vybrána vysokopcní struska z Třinckých žlzárn, ktrou upravuj Kotouč Štrambrk spol. s r. o. Kamnný odprach dalším použitým odpadním matriálm j kamnný odprach, vznikající zachytáváním jmných zbytků v filtrch při drcní kamniva. Minralogické a chmické složní závisí na dané lokalitě těžby. Použit byl kamnný odprach firmy Rosa s. r. o., kamnolom Lomnička. Slévárnský písk zdroj: slévárna šdých slitin UXA spol. s r. o. Brno. Slévárnský písk j odpadním produktm slévárnských provozů, kd s čistý křmičitý písk pro zpvnění smísí např. s bntonitm, vodním sklm, s směsí těchto matriálů nbo s dalšími matriály, a pak s jím plní formy. Po vylisování s vloží jádra a po odlití s nchá výrobk zatuhnout. Odlitk postupuj na rošt, kd dochází k rozpadu formy. V násypc pod roštm dochází k třídění písku. Písk j ukládán do zásobníků. Cihlná drť dodáno firmou Stomix, spol. s. r. o. Cihlná drť s vyrábí rozmltím zlomků nbo clých výrobků z pálné hlíny na dfinovanou zrnitost. K tomu s používají dvě mlcí linky: Na první mlcí linc s čisté zlomky cihl a pálných střšních tašk njprv nadrtí na člisťovém drtiči na vlikost do 80 mm a poté uloží do vlkoprostorového sila, z něj s pak drť přs vibrační žlab dávkuj do kladivového mlýna, v ktrém dojd k rozmltí drtě na hrubou cihlnou drť. Z hrubé cihlné drti s pak na vibračním sítě odděluj hrubá frakc. Tabulka 1 Rfrnční (bzodpadové) směsi správkových hmot SLOŽENÍ Směs 130-A (pojivo EP P130) 132-F (pojivo EP P132) 311-K (pojivo VE) XVIII složka A 10,7 12,2 27,2 EP/VE 14,3 14,3 27,5 složka B 3,6 2,1 0,3 Si-písk 85,7 85,7 72,5 Plnivo Odpad 0 0 0 Clkm[%] 100 100 100