Spřažené mosty Vŕšok a Čadečka na dálnici D3
Partneři sekce:
Slovenská dálnice D3 mezi obcemi Svrčinovec a Skalité protíná hluboká údolí s mosty ve výšce až 70 m nad terénem. Pro překonání dvou hlubokých údolí byly navrženy spřažené ocelobetonové konstrukce délky 420, resp. 690 m. Mostní konstrukce jsou řešeny jako spojitý nosník se dvěma ocelovými hlavními nosníky tvaru I a monolitickou spřaženou deskou. Most Vŕšok má 6 polí, most Čadečka 9 polí. Rozpětí typického pole je 87 m.
Směrově jsou oba mosty vedeny v obloucích a v přechodnici, což značně komplikovalo jejich výstavbu technologií podélného výsunu. Most Čadečka má konstantní šířku 14,11 m, most Vŕšok má od podpěry 5 k opěře 7 proměnnou šířku 14,11 až 16,61 m.
Založení
Založení každého mostu odpovídá úrovni zatížení a geotechnickým poměrům v místě dané podpěry. Plošně založené podpěry byly založeny ve skalních horninách R3-R4 tvořených pískovci. Ostatní podpěry byly založeny hlubinně na vrtaných pilotách průměru 0,9 m, délky od 6 do 12 m. S ohledem na proměnlivost inženýrsko-geologických poměrů v lokalitě byla délka pilot upravena v závislosti na konkrétních podmínkách zjištěných při jejich vrtání.
Pro zajištění odpovídající únosnosti bylo nutné, aby byla pata pilot vetknuta minimálně 2 m do paleogenních hornin charakteru R4. Dočasné stavební jámy byly paženy stříkaným betonem kotveným pomocí ocelových hřebíků průměru 20 mm. U některých podpěr byly predikovány potenciální sesuvy. Z tohoto důvodu byly tyto oblasti odvodněny subhorizontálními odvodňovacími vrty.
Spodní stavba
Železobetonové základy byly provedeny jako deskové jednostupňové, pouze základy půdorysného rozměru většího než 11 m byly s ohledem na úsporu materiálu realizovány jako deskové dvoustupňové. Železobetonové pilíře spodní stavby mají tvar písmene I. Tento tvar byl volen s ohledem na prostorové nároky výsuvných pomůcek během vysouvání a nižší pracnost při zachování rozumné spotřeby betonu a betonářské výztuže.
Při výšce podpěr 60 m je půdorysný rozměr pilířů 8,2 x 4,0 m. Pilíře a opěry byly osazeny kalotovými ložisky firmy Doprastav. Pro dostatečnou tuhost mostu v podélném směru bylo u mostu Čadečka navrženo pět ložisek na nejvyšších podpěrách jako podélně neposuvných. Založení i spodní stavba byly dimenzovány na provozní účinky, účinky způsobené výstavbou nosné konstrukce a na mimořádné zatížení způsobené seismicitou.
Nosná konstrukce
Nosná konstrukce je tvořena dvěma ocelovými nosníky výšky 4,4 m se svislými stěnami (obr. 3). Dolní pásnice je konstantní šířky 1200 mm, horní pásnice má šířku 900 mm. Vzájemnou integritu mezi nosníky zajišťuje spřažená železobetonová deska a příčné ztužení v osové vzdálenosti 6,0 m (obr. 4). Horní pásnice byla pro spřažení s monolitickou deskou opatřena ocelovými trny průměru 22 mm, délky 250 mm.
Proti ztrátě stability byla stěna ocelového nosníku zajištěna svislými páskovými výztuhami v osové vzdálenosti 3 m, umístěnými z vnitřní stany nosníku, a třemi podélnými výztuhami tvaru trojúhelníka, umístěnými na vnější straně nosníku. Z důvodu přenosu vodorovných účinků do spodní stavby bylo nad ložisky umístěno masivnější příčné ztužení, dolní příčník byl navržen pro montážní operace při výsunu konstrukce. Pro roznos svislých reakcí z ložisek do stěn hlavního nosníku byl navržen systém svislých nadpodpěrových výztuh (obr. 5).
Hlavní ocelové nosníky byly navrženy z oceli S460ML a S420ML. S ohledem na přísné požadavky Slovenského národního dodatku k EN 1993-1-10 byl pro běžné tloušťky tažených plechů požadován základní materiál s minimální hodnotou nárazové práce KV 40J při Ts= -30°C. Nároky na nárazové práce KV pro maximální tloušťku tažených plechů 70 mm byly až 67J při Ts= -30°C.
Vzhledem ke zvýšeným nárokům na hodnotu nárazové práce nebylo již nutné navrhovat pásnice složené z více lamel. Umístění mostů v horském prostředí a špatné přístupové cesty si vyžádaly maximální délku dílců 14 m a omezení hmotnosti jednoho dílce do 25 tun. I přes velkou výšku nosníku bylo možné dodat na stavbu nosník bez podélného montážního styku.
Tloušťka mostovkové desky je v příčném směru proměnná, minimální je na okrajích mostovky 250 mm, směrem k nosným prvkům se zesiluje na 450 mm. Pro půdorysné rozšíření nosné konstrukce (most Vŕšok) bylo nutné zvětšení tloušťky desky nad hlavním nosníkem na 500 mm. Pro zakotvení dilatačního závěru byl navržen železobetonový příčník. Zvláštností vybavení mostu je výhledové umístění větrolamu, na jehož účinky bylo nutné navrhnout jak kotvení římsy, tak výztuž příčného směru železobetonové desky.
Výstavba mostu
Svislé pilíře byly zhotoveny pomocí samošplhacího překládaného bednění firmy Doka s délkou taktu 4,5 m. Aby bylo možné u mostu Vŕšok realizovat jednostranný výsun od opěry OP7 k opěře OP1, bylo nutné navrhnout spodní stavbu a výsuvné zařízení tak, aby umožnila příčné rektifikace až 7,61 m (obr. 6). Půdorysné vedení trasy u mostu Čadečka neumožnilo jednostranný výsun, takže bylo nutné v blízkosti podpěry P7 zřídit montážní styk pro výsun mostu od obou opěr (obr. 7).
Příčná tuhost konstrukce během výsunu byla zajištěna příhradovým vodorovným ztužením rombické soustavy v úrovni spodní pásnice. Pro redukci záporného ohybového momentu bylo čelo konstrukce osazeno příhradovým výsuvným nosem délky 48 m. Při jednom výsuvném kroku byly vysunuty vždy dva dílce konstrukce.
Výsun ocelové konstrukce zajišťovaly hydraulické čelisti umístěné jak na opěře, tak na vybraných podpěrách. Výsuvná ložiska délky 1870 mm a šířky 140 mm byla doplněna o integrované boční vedení umístěné na příčném nosníku na hlavici pilířů, po kterém byl realizován příčný posun během výsunu. Vzhledem k umístění montážního styku přibližně 1 m od osy podpěry P7 bylo rektifikací výsuvných ložisek na této podpěře docíleno záporného ohybového momentu jako na spojité konstrukci.
Po postupném spuštění byla konstrukce uložena na kalotová ložiska a zahájena výstavba mostovkové desky od krajních opěr ke středu mostu pomocí betonářského vozíku firmy Doka. Délka betonážních úseků byla do 25m.
Statická analýza konstrukce
Statická analýza konstrukce v podélném směru byla provedena na roštovém prutovém modelu (obr. 8), kde byly modelovány oba nosníky a jednotlivé příčné vazby odpovídajícími tuhostmi. Při stanovení tuhosti podporového průřezu byl zohledněn vliv příčných trhlin od záporného ohybového momentu a tuhost mostovkové desky v podélném směru byla uvážena pouze betonářskou výztuží.
Vzhledem ke složitosti konstrukce byly roštové prutové modely v programu MIDAS doplněny prostorovým modelem v programu ANSYS, kombinujícím prutové, stěnové a objemové prvky. Prostorový výpočetní model byl použit pro stanovení příčného namáhání spodní pásnice a stanovení vnitřních sil na příčných prvcích jak během výstavby, tak při provozu mostu. Příčný moment v pásnicích ocelového nosníku je důsledkem kroucení hlavního nosníku mostu (obr. 9).
Průběh a velikost krouticího momentu byla ovlivněna zejména výškou nosníku, půdorysným obloukem mostu a tuhostí příčného řezu. Výpočet ukázal, že v našem případě způsobí kroutící moment dodatečné příčné napětí v místě podporových segmentů až 60 MPa.
Dominantní složka napětí byla způsobena zatížením od příčného větru. Pro snížení velikosti příčného namáhání byly realizovány konstrukční úpravy, které zvýšily tuhost příčného řezu v místě podpory a zajistily přenos horizontální posouvající síly z desky přímo do příčně pevného ložiska.
Na obr. 10 je vykreslen průběh příčného napětí na spodní pásnici po délce mostu od stálého a proměnného zatížení dopravou.
S ohledem na optimalizaci betonářské výztuže základů byl ve spolupráci s VUT Brno použit program Atena 3D, který umožňuje modelovat skutečné chování konstrukce. Tento program je založen na metodě konečných prvků ve spojení s materiálovými modely a nelineárními metodami řešení. Ve výpočtu byly uvažovány následující nelineární vlivy:
– vznik a vývoj trhlin v betonu v souladu s principy lomové mechaniky,
– tlakové porušení betonu modelováno teorií plasticity,
– plastické tečení výztuže při dosažení meze kluzu.
Součástí výpočtového modelu byly kromě základní betonové části dvoustupňového základu také diskrétní betonářské výztuže, pružné roznášecí desky uvažované v místech uložení základu na pilotách a zárodek pilíře délky 4,4 m, který sloužil v modelu pro umožnění reálného vnesení uvažovaného silového zatížení z paty pilíře do posuzovaného základu (obr. 11). Celý základ byl podepřen pružnými podporami simulujícími tuhost jednotlivých pilot, která byla rozdílně uvažována pro tlačené, resp. tažené piloty.
Model konstrukce byl zatížen nejprve návrhovým zatížením, poté byl přitěžován užitným zatížením až do porušení konstrukce. Mezní únosnost získaná simulací byla stanovena jako maximální zatížení, při kterém bylo ještě nalezeno řešení, tj. iterační proces nalezl řešení. Pro řešení rovnic rovnováhy byla ve výpočtu použita iterační metoda Newton-Raphson v kombinaci s metodou Line-search pro urychlení konvergence.
Z důvodu lepší názornosti dosažených výsledků bylo analyzováno několik variant základního výpočetního modelu. Varianta Model A uvažovala pružný materiál betonu zárodku pilíře. Ve variantě Model B byl zadán nelineární model betonu i pro zárodek pilíře. Ve variantě Model C byla zjemněna síť konečných prvků z důvodu studie vlivu velikosti sítě. Odezvy jednotlivých variant modelu jsou znázorněny na obr. 12. Pro každou variantu modelu byl do grafu vynášen maximální průhyb základu, tzn. zatlačení krajní piloty P24.
Výsledky ukázaly dostatečnou únosnost optimalizované konstrukce vzhledem k meznímu stavu únosnosti. Požadovaný globální součinitel odolnosti 1,27 (úroveň momentového zatížení 239 MNm) byl dosažen ve všech uvažovaných případech. Model B dosahoval únosnosti 263 MNm, což představovalo dodatečnou rezervu cca 10 %.
Tato rezerva zhruba odpovídá předpokládaným modelovým nejistotám nelineárního výpočtu v rozsahu přibližně 5 až 10 %.
V modelu se zadaným nelineárním materiálem samotného základu i zárodku pilíře (model B) byla při návrhovém zatížení ULS (krok 60) v základové desce trhlina o šířce 0,43 mm, maximální napětí ve spodní výztuži bylo 237 MPa (obr. 13). V mezním stavu (krok 80) byla maximální šířka trhlin v základové desce 1,28 mm a maximální napětí ve spodní výztuži bylo 402 MPa.
Po inicializaci trhlin (cca při 0,3 MULS) a jejich rozvoji došlo ke snížení ohybové tuhosti základu. Při nárůstu dalšího zatížení základ nepřerozděloval síly do pilot na základě teorie tuhého šroubového přípoje, ale větší porce ohybového momentu přenášely vnitřní piloty a menší porce krajní piloty. Docházelo tedy k redistribuci sil v pilotách směrem pod pilíř. Důsledkem toho krajní piloty nebyly v mezním stavu tolik namáhány, tudíž i konzolové momenty na základ i smyk v předstupku základu byly v mezním stavu výrazně nižší.
Závěr
Snahou projektanta bylo vypracovat projekt spolehlivé robustní konstrukce s minimálními nároky na výstavbu a údržbu konstrukce. Výstavbu mostu Vŕšok realizovala společnost Doprastav a.s., most Čadečka byl dodán společností Strabag s.r.o.
Od partnerů ASB
Výrobu ocelové konstrukce zajišťovala společnost Ingsteel spol. s r.o. společně s firmou Promont s.r.o. Výsun ocelových konstrukcí realizovala maďarská společnost Heed pod vedením profesora Szatmáriho. Společnost Stráský, Hustý a partneři s.r.o. byla zpracovatelem realizační dokumentace, dále byla zodpovědná za geometrii ocelové konstrukce při výsunu a zajišťovala technický dozor během výstavby obou mostů.
Design of two composite bridges Vŕšok and Čadečka on highway D3
The two bridges across deep valleys on Slovak highway D3 Svrčinovec – Skalité were designed as continuous beams formed by two steel girders and composite concrete deck. Both bridges were longitudinally launched.
TEXT: Pavel Svoboda, Petr Zukal, Jiří Urban, Jan Pozdíšek
OBRÁZKY: Stráský, Hustý a partneři s.r.o.
Pavel Svoboda, Petr Zukal, Jiří Urban a Jan Pozdíšek působí v společnosti Stráský, Hustý a partneři s.r.o.
Článek byl uveřejněn v časopisu Inženýrské stavby 6/20016.
