sklad vyhořelého jaderného paliva je temelín

Sklad vyhořelého jaderného paliva JE Temelín

E. Novák, Statika s.r.o.V. Hanuš, Statika s.r.o.P. Beneš, Statika s.r.o.

Sklad vyhořelého jaderného paliva JETE

Statika s.r.o., Jana Masaryka 677/45, 120 00 Praha 2

Obsah prezentace1. Úvod2. Konstrukce objektu3. Koncepce návrhu4. Mimořádná zatížení5. Návrh s ohledem na objemové změny a vlivu hydratačního tepla6. Základy7. Prefamonolitické zastřešení objektu8. Bednění střešní desky9. Závěr

– 04.2010 – 2– Konference Statika, Nové Město na Moravě


1. Úvod• Příprava stavby skladu vyhořelého jaderného paliva (SVJP) na

území jaderné elektrárny Temelín vychází z usnesení vlády ČR č. 121/1997 z 5.3.1997, kterým vláda ČR doporučila budování skladů vyhořelého jaderného paliva v areálech JE jako prioritní řešení konce palivového cyklu, a to před jeho uložením do hlubinného úložiště. Předpokládá se provoz reaktoru ve čtyřletém palivovém cyklu. Sklad se dispozičně dělí na příjmovou a skladovou část.

• Úvodní projekt byl zpracován f. ÚJV Řež a.s., divize Energoprojekt Praha a.s. Statika s.r.o. zpracovala prováděcí a dodavatelský projekt betonových a ocelových konstrukcích. Dodavatelem stavby byla f. PSG international a.s.

– 04.2010 – 3


– Konference Statika, Nové Město na Moravě

2. Konstrukce objektu• Jedná se o průmyslový skladový objekt členěný na příjmovou a

skladovou část. Skladová část je půdorysných rozměrů 46,7 x 74,0 a výšky 24,30 m. Příjmová část je půdorysných rozměrů 25,5 x 67,0 a výšky 25,85 m. Založení je navrženo na dvoustupňových robustních železobetonových základových pasech, které dohromady vytvářejí tuhý základový rošt, a to v úrovni zvětralých pararul. Ve skladové části je spodní část základu rozměrů 6,5 m x 1,2 m a horní část 3,3 - 3,7 x 2,0m. V příjmové části jsou základy tvořeny základovou deskou tl. 1,2 m se ztužujícími stěnami proměnné šířky a výšky 3,2 m. Nosné konstrukce horní stavby jsou tepelně izolovány, kompletně na vnějším povrchu a do úrovně +9,0m na vnitřním povrchu.

– 04.2010 – 4



Celkový pohled

– 04.2010 – 5



Půdorys

– 04.2010 – 6

47 m

58 m

77 m 25 m

Nosný systém objektu skladu



Příčný řez skladovou částí

– 04.2010 – 7

20 m



Podélný řez skladem

– 04.2010 – 8

20 m

25 m



Základy

– 04.2010 – 9



• Použité materiály• Na základy byl použit beton C 30/37, pro železobetonové

konstrukce horní stavby beton C35/45 a C40/50. Výztuž je navržena B500B a B500C. Výztuž B500C byla použita v kritických regionech. Vyztužení konstrukcí bylo provedeno s ohledem na seismické namáhání.

• Spotřeba materiálu

– 04.2010 – 10

Total Per 1 m3

Concrete C35/45 22 333 m3

Reinforcing steel 5 937 t 265 kg



3. Koncepce návrhu, výpočetní modely• Řešení nosné konstrukce je navrženo podle mezinárodních standardů pro jadernou

energetiku, které jsou nadřazeny normám ČSN EN a představují velice rozsáhlý komplex norem a předpisů. A to bez ohledu na skutečnost, že jaderná bezpečnost a radiační ochrana je založena na bezpečnosti obalových souborů (OS), jsou stavební konstrukce SVJP konzervativně navrženy na účinky vnějších extrémních vlivů s nízkou pravděpodobností výskytu. Toto řešení umožní kontrolu a manipulaci s OS i v případě účinků mimořádných vnějších extrémních zatížení.

• Základní a mimořádné kombinace zatížení jsou uvažovány podle předpisů IAEA-TECDOC, NS-G a dalších. Základní kombinace uvažují tyto dominantní zatížení: zatížení jeřáby, větrem, sněhem, provozním užitným zatížením a teplotou. Mimořádné kombinace uvažují odděleně v kombinaci se stálým zatížením, zatížení seismicitou, nárazem letadla, extrémním větrem, extrémním sněhem, extrémní teplotou a výbuchem. Jelikož se jedná o rozlehlý objekt, byla konstrukce základů navržena tak, aby docházelo k jednotnému buzení základů seismicitou. Zvýšená pozornost byla věnována vyztužení kritických zón s uvažováním vzniku plastických kloubů s požadavkem na disipaci energie. Při návrhu konstrukcí bylo obezřetně použito duktility. Rozhodující pro návrh SVJP byly mimořádné a extrémní zatěžovací stavy – sesimicita (sloupy, některé nosníky), dále náraz letadla (střecha, stěny), extrémní a běžná teplota (stěny, základy).

– 04.2010 – 11



• Detailní rozbor byl věnován mimořádným zatížením – seismicitě (návratnost až 10 000 let), pádu letadla, mimořádným teplotám a výbuchu.

• Teplotní namáhání konstrukcí bylo detailně ověřováno numerickými modely, při uvažování postupného plnění skladu. Teplota obalových souborů totiž dosahuje teploty až +80°C, současně vnější teplota je uvažována v extrémních hodnotách až -46°C

• Značná pozornost byla věnována betonáži velkých objemů, návrhu betonové směsi a postupu betonáže. Návrh betonové směsi s použitím směsných cementů, detailní návrh postupu betonáže a vyztužení na účinky objemových změn umožnilo provádět betonáže masivních konstrukcí výšky až 3,0m (základové pasy) a 2,5 m (masivní nosníky apod.), a to v jediném pracovním záběru, aniž by došlo k poruchám vlivem objemových změn tvrdnoucího betonu. Současně betonáž takovýchto úseků urychlila výstavbu. S ohledem na urychlení výstavby byla navržena prefamonolitické zastřešení objektu bez montážního podepření prefabrikovaných vazníků.

– 04.2010 – 12



• Teploty konstrukce v zimním období -30 °C (gradient 5 °C) tedy -30/-25 °C - horní stavba, základy spodní část +5 °C a horní žebro +5 °C až -10 °C. Vysvětlení min. roční teplota je -46 °C, teplota konstrukce je –35 °C, s vlivem tep. izol. je teplota o 5 °C vyšší tedy -30 °C, s uvážením gradientu -30/-25 °C. Oteplení od kontejnerů neuvažujeme pro zvýšení teploty v zim období.

• Teploty konstrukce byly uvažovány v letním období +51 °C (gradient 5 °C) tedy 51/46 °C horní stavba, základy spodní část +5 °C a horní žebro +5 °C až +17 °C (je uvažováno oteplení základů). Vysvětlení - max. roční teplota je 46 °C, vlivem tep. izol. je teplota o 5 °C nižší, tedy 41 °C, pokud připočteme 10 °C na oteplení od kontejnerů, pak je teplota 51 °C a s uvážením gradientu 51/46 °C.

• Zatížení je uvažováno dle [3], [4], [P1], upřesnění [P4] a studií [P5], [P6].

– 04.2010 – 13



Rozložení teplot ve skladu

– 04.2010 – 14



4. Mimořádná zatížení• Mimořádné kombinace uvažují odděleně v kombinaci se stálým zatížením dle [6],

[7] :- zatížení seismicitou - maximální výpočtové zemětřesení (úroveň SL – 2 dle IAEA)

bylo stanoveny hodnotou zrychlení v úrovni terénu pro směr horizontální 0,1g a pro směr vertikální 0,067g. Opakovatelnost pro tyto hodnoty je 10 000 let s pravděpodobností nepřekročení 95%.

- zatížení nárazem letadla - havarijí pád lehkého letadla typu Cesna hmotnosti 2 000 kg a rychlosti 200 km/h je definován impulsem 2,2 MN, doba trvání impulsu je 34 ms. Vyhdonocení dle metodiky IAEA – stupeň II.

- zatížení extrémním větrem - 68 m/s.- zatížení extrémním sněhem -1,60 kNm-2.- zatížení extrémní teplotou - maximum roční teploty +45,6oC a minimum roční

teploty -45,9oC.- zatížení výbuchem - zatížení přetlakem na čele rázové vlny 6 kPa. Pro návrh koncepce

nosné konstrukce SVJP byla pozornost zaměřena na látky které mohou být zdrojem zatížení tlakovou vlnou výbuchu v případě exploze. Rozborem bylo stanovena jeho rozhodující návrhová událost nehoda na silnici II/105, konkrétně nehoda vozidla převážejícího LPG vedoucí k vytvoření výbušného oblaku a následné explozi.

– 04.2010 – 15



– 04.2010 – 16



• Převod dynamického impulsu na kvasistatické zatížení byl proveden pomocí teorie měkkého plastického rázu, 0,5 * m * vr2 ≤ Fo * yo

Impuls při pádu letadla

• Podrobné výpočty účinků seismicity byly v ČR v minulosti prováděny pouze při výstavbě jaderných elektráren, a to v souvislosti se zvýšeným tlakem a požadavkem na jejich bezpečnost.

• Pro výpočet seismicity se na území ČR od roku 1973 používala ČSN 73 0036 - Seismické zatížení staveb. Východiskem pro intenzitu zemětřesení byla stupnice M.C.S. (Mecalli – Cancani – Sieber). Změna 2 ČSN 73 0036 z 05/1998 používala stupnice MSK-64 (Medveděv – Sponheur – Kárník). Polohy oblastí s nejintenzivnějšími účinky zůstali stejné. Při této změně v roce 1997 přechodem ze stupnice M.C.S. na MSK 64 se ve stejných oblastech zvýšilo seismické zrychlení. Dále se pro návrh používala ČSN 73 0040 – Zatížení stavebních konstrukcí technickou seismicitou a jejich odezva. Pro návrh staveb se též používalo DIN 4149 – Bauten in deutschen Erdbebengebieten, Richtlinien für Bemessung und Ausführung. V současné době se pro návrh seismicky odolných staveb používá ČSN EN 1998 – navrhování konstrukcí odolných proti zemětřesení. Pro návrh staveb pro jadernou energetiku se používá mezinárodních předpisů pro jadernou energetiku [2] - [6] NS-G-1.4, 1.5, 1.6 3.6 a IAEA-TECDOC-1347. Tyto stavby se posuzují na silnější zemětřesení, a to v souvislosti s požadavkem na vyšší bezpečnost staveb pro jadernou energetiku.

– 04.2010 – 17



• Objekt SVJP v Temelíně nachází v makroseismické intentitě 6ºMSK dle ČSN 73 0036 - Z2 z 05/1998, tomu odpovídá zrychlení cca a/g = 0,0275. Dle ČSN EN 1998 je referenční zrychlení 0,04 – 0,06 g. Dle předpisů pro jadernou energetiku bylo pro návrh SVJP uvažováno referenční zrychlení 0,10 g. Uvažované zrychlení podle [2] - [6] je tedy ca 2x vyšší oproti ČSN EN 1998 a cca 4x vyšší oproti ČSN 73 0036.

• Srovnání seismického zrychlení a/g je a to pro různé stupnice – M.C.S., MSK –64, JMA (Japonese Meterogical Agency - Kobe), a Richter.

– 04.2010 – 18



Poměr seismického zrychlení a/g pro stupnice M.C.S., MSK-64, JMA, Richter-m

– 04.2010 – 19



• Při návrhu staveb pro jadernou energetiku je nutno používat návrhová spektra NUREG tato spektra jsou mírně odlišná od spekter uvedených v ČSN EN 1998. Norma ČSN EN 1998 uvažuje referenční špičkové zrychlení agR s pravděpodobností výskytu 10% během 50 let (t.j střední době návratu 475 let) – pro stavby běžného významu. Seismické účinky SVJP JE Temelín byly odvozeny z hodnocení seismického rizika provedeného pro JETE. Maximální výpočtové zemětřesení (úroveň SL – 2 dle IAEA) bylo stanoveny hodnotou zrychlení v úrovni terénu pro směr horizontální 0,1g a pro směr vertikální 0,067g. Opakovatelnost pro tyto hodnoty je 10 000 let s pravděpodobností nepřekročení 95%. Frekvenční obsah seismického pohybu je dán standardním spektrem NUREG/CR – 0098. Bylo uvažováno spektrum s 2,5% - 5% vikózním poměrným útlumem.

– 04.2010 – 20



Spektrum NUREG

– 04.2010 – 21



• Seismicita kromě oblastí s velmi silnou seismicitou náleží do skupiny mimořádných zatížení. Při tomto návrhu je téměř vždy nutné využívat plastické rezervy konstrukce, kdy uvažujeme s duktilitou konstrukce. Vlivem plastických přetvoření dochází hysterezí k pohlcování pohybové energie vnášené do konstrukce z podloží. Plastickým přetvářením přestává být lineární odezva konstrukce. Metoda statického přitěžování („pushover analysis“) je náročná a proto se pro řešení v pružnoplastickém stavu často používá používá lineární analýza používající více tvarů (multi modeal respons anaylysis) s uvážením duktility konstrukce. Při uvažování seismicity byla uvažována duktilita konstrukce pro svislý směr 1,5 a pro vodorovný směr 2,0. Dále byl uvažován součinitel významnosti hodnotou 1,4. Hodnota duktility byla zavedena na straně návrhového budícího spektra a i použité souč. duktility jsou konzervativní. Současně je nutno konstruovat a vyztužovat kritické zóny s požadavkem na disipaci energie podle zásad pro vyztužování kritických regionů. Zejména se jedná o nutnost použití výztuže s vysokou duktilitou B500C (euk >7,5%).

– 04.2010 – 22



• Dále je při vyztužování konstrukcí mj. nutno používat uzavřené zahuštěné třmínky k zabránění vybočení tlačené výztuže, vnitřní třmíky, větší kotvení výztuže, dostatečnou výztuž pro oboustranné momenty ve vetknutí a v poli, pečlivě provádné kritické zóny a detaily. Podstatné bývá takové uspořádání základů, aby byly jednoměrně buzeny jednotlivé části základů. U velkých objektů, kde není konstrukce buzena jako celek, je nutné zvolit rozdílené buzení jednotlivých základů.

• Seismická odezva SVJP JE Temelín byla řešena metodou spektra odezvy využívající více vlastních tvarů. Bylo tedy použito spektrální analýzy, zatížení bylo definováno spektrem odezvy zrychlení. Chování konstrukce při zemětřesení lze popsat soustavou nerozložených diferenciálních rovnic MŸ + CŸ + KY = 0, kdy bod konstrukce má při zěmětřesení výchylku Y = U +Yg (Yg – výchylka základů, U - relativní výchylka hmoty, Y – celková výchylka hmoty. Při výpočtu bylo spočteno 100 vl. frekvencí. První frekvence je f1 = 1,80 Hz a je ohybová ve vodorovném směru, stá vl. frekvence je f100= 13,30 Hz.

– 04.2010 – 23



• Při spočtených vlastních frekvencích a jím odpovídajícím tvarům kmitá ve vodorovné směru 100% modálních hmot a ve svislém směru 97%. Typ vyhodnocení vnitřních sil byl použit SRSS.

• Seismické zatížení bylo rozhodující při návrhu sloupů a některých spojů. Max. zrychlení konstrukce při uvažované seismicitě je okolo 3 000 mm.s-2, rychlost je cca 265 mm.s-1. Takovýmto vibracím jsou schopny kvalitně provedené železobetonové rámy odolávat a to bez vážných poruch.

– 04.2010 – 24



– 04.2010 – 25

První vlastní tvar – f1=1,80 HZ



– 04.2010 – 26

Deformace objektu seismicita – (nutno násobit souč. duktil – pozor velikost dilatace apod.)



• Komplet norem EN 1998 a jím nadřazených předpisů pro jadernou energetiku představuje velice rozsáhlý komplex norem a předpisů. Z těchto předpisů se v ČR použije pouze dílčí část, u staveb pro jadernou energetiku je nutno použít speciálních předpisů. Znalost těchto předpisů určených pro návrh seismicky odolných staveb je často nezbytná u zahraničních zakázek.

– 04.2010 – 27



5. Návrh s ohledem na objemové změny a vlivu hydratačního tepla

• Jelikož se jedná o betonáž velkých objemů, byla věnována velká pozornost koncepčnímu návrhu konstrukce, návrhu postupu betonáže a betonové směsi. Objemové změny betonu jsou totiž jednou z hlavních příčin poruch betonových konstrukcí. V případě nebezpečí vzniku poruch od teplotních účinků vyvolaných hydratačním teplem je potřeba zvláštních opatření.

• Tyto okolnosti je nezbytné zvážit již v době projektu, i když v době zpracování projektu není znám dodavatel stavby.

• Na betony SVJP bylo použito směsných cementů CEM II/A-M 42,5. Na základy byl použit beton C 30/37 XA2, na horní stavbu beton C35/45 XA2 s pomalým nárůstem pevnosti a sníženým vývinem hydratačního tepla.

• Směsné cementy současně nelze používat u předpjatých konstrukcí (nutno použití CEM I). Při použití CEM I by bylo nutno zajistit chlazení konstrukce, popř. postupovat po menších úsecích, což nebylo z hlediska rychlosti výstavby objektu možné, a to s ohledem na napjatý harmonogram výstavby.

• Při použití strusky při výrobě betonu dochází k vyšším počátečním smršťováním. Po 10 dnech bylo smršťování cca 0,05%, v čase 21 dnů bylo smrštění cca 0,08-0,095%, celkové smršťování v čase 100 dnů bylo cca 0,10%. – 04.2010 – 28



• Před vlastní betonáží byl postup betonáže ověřen na zkušebních vzorcích tak, aby se předešlo časovým zpožděním při vlastní výstavbě. Následně pak probíhalo kontrolní měření teploty na stavbě.

• Základové pasy rozměrů 6,8 x 3,2 m se betonovaly v jedné max. ve dvou vrstvách. V letním období byla situaci nepříznivější oproti zimě. Betonáž dalších vrstev se prováděla až s časovým odstupem, aby byl umožněn únik tepla ze spodní konstrukce. Další vrstva se betonovala po poklesu teploty cca na 35-40ºC. V letním období byla situaci nepříznivější oproti zimě. V letním období dosahovaly teploty betonu téměř teploty vzduchu – okolo 30ºC.

• Měřením bylo prokázáno, že max. teploty betonu nepřekročily 60ºC, maxima bylo dosaženo po 45h od betonáže. Ještě po 90h od betonáže byla teplota 55ºC, při počáteční teplotě betonu 19ºC. Max. gradient teplot dosahoval 25ºC. Při skokových změnách teploty docházelo k minimálním změnám teploty betonu okolo 3ºC.

– 04.2010 – 29



– 04.2010 – 30

Průběh teploty v základech



– 04.2010 – 31

Průběh teploty v hydratační kabině



Průběh teploty ve vaznících

– 04.2010 – 32



Hydratační kabina

– 04.2010 – 33


Knowing kinetic and quantity of the heat individually for recipe is the base for next analysis.

Tests of heat development we prepare in „hydration cabin” (with data logger).

Tests in „hydration cabin” have to be make in constant environment temperature. The barrel with our concrete sample has insulation with knowing thermal conductivity. Because of this inside the „hydration cabin” we have semi-adiabatic conditions and we can treat it as a semi-adiabatic calorimeter.


• Beton použitý na základy - C 30/37 XA2, konzistence S4 (160 –200 mm), frakce 22, 210 kg cementu CEM II/A-M 42,5, popílek Mělník 65 kg, struska Dětmarovice 125 kg, přísady CemexFlow CSP 533 a Isola BV. Vodní součinitel v/c=0,50.

• Na masivní konstrukce horní stavby byl používán beton C 35/45 XA2 konzistence S4, frakce 22 mm. Složení betonu bylo 290 kg cementu CEM II/A-M 42,5, popílek Mělník 90 kg, struska Dětmarovice 100 kg, přísady CemexFlow CSP 533 a Isola BV. Vodní součinitel v/c=0,44. Směs byla navržena s ohledem na betonáž v zimních měsících.

– 04.2010 – 34



Betonáž základů

– 04.2010 – 35



Betonáž základů

– 04.2010 – 36



– 04.2010 – 37

Smršťovací pruh



Betonáž sloupů

– 04.2010 – 38



– 04.2010 – 39

Ztužení sloupu



Celkový pohled na sklad

– 04.2010 – 40



Nosník JD

– 04.2010 – 41



– 04.2010 – 42

Celkový pohled na příjmovou část



6. Interace konstrukce s podložím • Objekt byl řešen v interakci s podložím, a to pomocí výpočetního

modelu SOILIN s proměnným podložím a kontrolně a v dynamických výpočtech pomocí pružného „Winkler – Pasternakovo“ podloží s uvažováním rozdílné tuhosti podloží na koncích objektu a uprostřed objektu, okrajové poklesové kotliny byly vyjádřeny modifikovaným modelem „Kolář – Němec“.

• Při uvažování interakce konstrukce s podložím je nutno uvažovat proměnlivost vstupních dat, kdy zejména modul přetvárnosti zemin může dosahovat pro určité zeminy značné proměnlivosti (v daném případě silimanit – biotitická pararula a její různé migmatizované ekvivalenty, zatřídění dle ČSN 73 1001 - R4 až R5). Rozdílnost modulu přetvárnosti byla potvrzena měřením na základové spáře v době provádění základů a potvrdila tak správnost uvažované proměnlivosti modulů přetvárnosti.

– 04.2010 – 43



• Při návrhu SVJP bylo uvažováno s proměnnou tuhostí podloží, kdy bylo uvažována normální funkce rozdělení tuhosti podloží s variačním součinitelem 0,2. Max. a min. hodnoty tuhosti podloží pak byly stanoveny pro 95% (5%) pravděpodobnost. Dimenzační síly pak vycházejí v daném případě větší i o desítky procent oproti běžnému přístupu bez uvažování proměnnosti tuhosti podloží.

• Hodnoty kontaktní funkce byly uvažovány středními hodnotami C1z= 55 MNm-

3, C2x,y = 35 MNm-3. Smyková konstanta ve vodorovné směru C1x= C1y= 5 MNm-

1. Následně byla provedena obálka vnitřních sil pro uvažované proměnné podloží.

• V době provádění projektu, většinou bývají k dispozici pouze výsledky několika geotechnických sond s průběhy geologických vrstev a jejich mocností, HPV, tabulkových hodnot soudržnosti a úhlu vnitřního tření (či laboratorně stanovených) a dalších vlastností základových půd. Modul přetvárnosti je většinou u poloskalních zemin určen na základě tabulkových hodnot (ČSN 73 1001) podle vzdálenosti diskontinuit a zkušeností zpracovatele IGP, a to ve značném intervalu z hlediska výpočtu vnitřních sil v konstrukci, né již z hlediska zeminy. – 04.2010 – 44



– 04.2010 – 45

Kontaktní napětí – třída LC2



– 04.2010 – 46

Deformace uz – třída LC2



– 04.2010 – 47

Ohybový moment My – třída LC2



7. Prefamonolitické zastřešení objektu• Střešní desková konstrukce je navržena v prefa-monolitické variantě a je

tvořena železobetonovou deskou o celkové tloušťce 400mm, která je spřažena se železobetonovými prefa vazníky a působící jako T-průřezy. Prefa průvlaky nejsou při betonáži desky podepřeny a vazník přenáší skruž a tíhu betonové směsi.

• Hmotnost nejtěžšího prefa vazníku je 140 t. • Vazníky byly vyrobeny v prefě PSG v Otrokovicích. Z formy byly vazníky

vyjmuty po dosažení 70% pevnosti betonu. Vazník byly montovány cca 3 měsíce po vyrobení. Hmotnost nejtěžšího prefa vazníku je 140 t.

• Montáž vazníků představovala jednu z nejsložitěších prací na stavbě SVJP. Přeprava unikátních železobetonových prefabrikovaných vazníků vyrobených v prefě PSG byla náročnou a netradiční zakázkou i pro dopravce ČD Cargo. Ojedinělé nosníky, každý s váhou cca 140 tun, délkou 23 metrů a výškou v nejvyšším bodě kolem 4 m, musely být na stavbu dopraveny vozy, které umožnily umístění jednoho vazníku na dva vagony, a to kvůli jejich obrovské hmotnosti.

– 04.2010 – 48



– 04.2010 – 49

Čelo vazníku



– 04.2010 – 50

Montáž vazníků



– 04.2010 – 51

Montáž vazníků



– 04.2010 – 52

Osazování vazníků na trny



8. Bednění střešní desky• Z důvodu náročného časového harmonogramu výstavby bylo nutné

umožnit současně betonáž střechy skladovací haly, resp. příjmové haly a práce uvnitř objektu. Proto bylo standardní řešení podepření střešní desky skruží nahrazeno pomocnou podlahou v úrovni spodní příruby ž.b. prefa – vazníku.

– 04.2010 – 53



– 54

• Základní údaje pro návrh• deska tl. 400 mm

• čerstvý beton o objemové hmotnosti 2400 kg/m3

• výztuž cca 420 kg/m3

• výška nad podlahou h = 20m

• pole mezi vazníky o sv. šířkách cca 5,4 m

• umožnit přístup na pomocnou podlahu zespoda

• snadná montáž, demontáž po částech

• umožnit přepravu jednotlivých částí po běžných komunikacích

• minimalizovat atypické prvky – max. systémových prvků

– 04.2010



– 04.2010 – 55

• Princip řešení pomocné podlahy

Úložné konzoly

Předmontované panely



– 04.2010 – 56

• Detail zavěšení

Závitová tyč M20 protažená skrz spodní přírubu(předem osazená prostupka)

Přitažení táhla DW 15 maticí přes podložku

Táhlo DW 15 přitahující závoru SRU

Oc. závora SRU

Stykový dř. hranol

Centrovací hranol



– 04.2010 – 57

• Detail zavěšení



– 04.2010 – 58

• Rozmístění konzol



– 04.2010 – 59

Kraje polí mezi vazníky Kraje polí řešeny pomocí konzol VARIOKIT

Důvody: - komplikované protažení závitové tyče skrz přírubu

- tyč není kolmá na stěnu vazníku → ohyb



– 04.2010 – 60

• Rozmístění konzol VARIOKIT• zavěšení na předem osazené kotvy do svislých konstrukcí

pomocí šroubu M 24



– 04.2010 – 61

• Rozmístění konzol VARIOKIT



– 04.2010 – 62

• Nosníkový rošt• Typ A: pouze s dřevěných nosníků

3,0

m

5,4 m



– 04.2010 – 63

• Nosníkový rošt• Typ B – průlezný: s oc. závorami SRU

1,2

m



– 04.2010 – 64

• Stropní bednění nad podlahou• stropní systém PERI MULTIFLEX

• stojky systému osazovány do určených míst → kázeň, kontrola stavby !!

Určená místa pro osazení stojek



– 04.2010 – 65





– 04.2010 – 66





– 04.2010 – 67

• Osazení nosníkových roštů



9. Závěr• Konstrukce SVJP představuje komplikovanou konstrukci z hlediska návrhu, a to

zejména vlivem extrémních a mimořádných zatěžovacích stavů. Při návrhu konstrukce SVJP bylo nutné využít výsledky zkoušek, numerických analýz a nutnost aplikace rozsáhlých předpisů a standartů pro stavby pro jadernou energetiku, které jsou nadřazeny národním normám.

• Navržené řešení prefa-monolitického zastřešení se zavěšeným bedněním umožnilo provádět práce uvnitř objektu současně s prováděním střechy. Toto řešení snížilo finanční náklady pronájmu systémového podepření o cca 75 % a urychlilo celkovou dobu výstavby o 3 měsíce (1/4 celkové doba výstavby). Doprava a montáž vazníků představovala nejsložitější část výstavby objektu.

• Doba výstavby objektu byla 12 měsíců – tedy poměrně krátká. Kvalita provedení vyhovuje náročným požadavkům projektu. Monolitická varianta SVJP s prefamonlitickou střechou představuje konkurenceschopnou variantu k prefabrikovaným variantám vybudovaným v zahraničí. Rozhodují pro volbu konstrukční varianty jsou požadavky národní autority pro jadernou energetiku na mimořádná zatížení.– 04.2010 – 68



• Při návrhu a provádění obdobných konstrukcí je nezbytné podrobně se zabývat objemovými změnami betonu. Koncepční řešení respektující objemové změny betonu a to spolu s dalšími opatřeními jako vyztužením, dodržováním technologických předpisů, postupů výstavby a ošetřování betonu. Výsledky měření teplot, pevnosti betonů, modulů pružnosti jsou použitelné pro koncepční návrh obdobných masivních kosntrukcí.

• Cementy s příměsemi a s omezeným obsahem slínku přispívají k ochraně životního prostředí. Nízký vývoj hydratačního tepla omezuje použijí těchto cementů při nižších teplotách.

• Při návrhu konstrukce bylo též využito zkušeností z návrhu a betonáže masivních konstrukcí jako vodních elektráren a to v ČR a zahraničí.

• Děkuji za pozornost.– 04.2010 – 69



sklad vyhořelého jaderného paliva je temelín

Documents