technologie – beton v extremnÍch podmÍnkÁch

2/2014

T E C H N O L O G I E – B E T O N

V E X T R E M N Í C H P O D M Í N K Á C H

S P O L E Č N O S T I A S V A Z Y

P O D P O R U J Í C Í Č A S O P I S

SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR

K Cementárně 1261, 153 00 Praha 5

tel.: 257 811 797, fax: 257 811 798

e-mail: [email protected]

www.svcement.cz

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR

Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4

tel.: 246 030 153


www.svb.cz

SDRUŽENÍ PRO SANACE

BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Sirotkova 54a, 616 00 Brno

tel.: 541 421 188, fax: 541 421 180

mobil: 602 737 657


www.sanace-ssbk.cz, www.ssbk.cz

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ

SPOLEČNOST ČSSI

Samcova 1, 110 00 Praha 1

tel.: 222 316 173

fax: 222 311 261


www.cbsbeton.eu

C O N A J D E T E V T O M T O Č Í S L E

12 / MONOLITICKÉ ŽELEZOBETONOVÉ

KONSTRUKCE NA RETENČNÍ NÁDRŽI

JENEWEINOVA V BRNĚ

42 / PŘÍČINY STŘECHOVITÉHO

ZDVIHU BETONOVÝCH

DESEK KRYTU VOZOVKY

/3KONGRES f ib 2014

/19ANALÝZA BETONU Z TĚLESA PŘEHRADY

ORLÍK PO PADESÁTI LETECH

6 / VÍTR, PÍSEK A HVĚZDY

26/ POSOUZENÍ TĚŽNÍCH VĚŽÍ

V SEVERNÍM MOŘI Z HLEDISKA

ODOLNOSTI PROTI PŮSOBENÍ

CHLORIDŮ

12 / 2 0 1 4 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N

ROČNÍK: čtrnáctý

ČÍSLO: 2/2014 (vyšlo dne 15. 04. 2014)

VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ

VYDÁVÁ BETON TKS, S. R. O., PRO:

Svaz výrobců cementu ČR

Svaz výrobců betonu ČR

Českou betonářskou společnost ČSSI

Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

VYDAVATELSTVÍ ŘÍDÍ: Ing. Michal Števula, Ph.D.

ŠÉFREDAKTORKA: Ing. Jana Margoldová, CSc.

PRODUKCE: Ing. Lucie Šimečková

REDAKČNÍ RADA:

prof. Ing. Vladimír Benko, PhD., doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (před seda), prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místo předseda), Ing. Jan Hrozek, Ing. Jan Hutečka, Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D., doc. Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Milada Mazurová, doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D., Ing. Hana Némethová, Ing. Milena Paříková, Petr Škoda, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.

GRAFICKÝ NÁVRH: 3P, spol. s r. o.Staropramenná 21, 150 00 Praha 5

SAZBA: 3P, spol. s r. o.Staropramenná 21, 150 00 Praha 5

ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic

TISK: Libertas, a. s.Drtinova 10, 150 00 Praha 5

VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE:

Beton TKS, s. r. o.

Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4

www.betontks.cz

Redakce a inzerce: 604 237 681


Předplatné (i starší výtisky): 602 839 429


ROČNÍ PŘEDPLATNÉ:

základní: 720 Kč bez DPH, 828 Kč s DPH

snížené – pro studenty a nově i seniory nad 70 let: 270,- Kč bez DPH, 311 Kč s DPH

pro slovenské předplatitele: 28 EUR bez DPH, 32,20 EUR s DPH(všechny ceny jsou včetně balného a distribuce)

Vydávání povoleno Ministerstvem

kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157

ISSN 1213-3116

Podávání novinových zásilek povoleno

Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne 23. 11. 2000

Za původnost příspěvků odpovídají autoři.Označené příspěvky byly lektorovány.

FOTO NA TITULNÍ STRANĚ:

Horský hotel v sedle pod vrcholem Cerro Paranal, Chile (výřez), foto: credit ESO

BETON TKS je přímým nástupcem časopisů

Beton a zdivo a Sanace.

O B S A H ❚ C O N T E N T

ÚVODNÍKVladimír Benko / 2

TÉMA

KONGRES fib 2014 / 3

STAVEBNÍ KONSTRUKCE

VÍTR, PÍSEK A HVĚZDY / 6

MONOLITICKÉ ŽELEZOBETONOVÉ

KONSTRUKCE NA RETENČNÍ NÁDRŽI

JENEWEINOVA V BRNĚ

Jiří Zahrada / 12

MATERIÁLY A TECHNOLOGIE

ANALÝZA BETONU Z TĚLESA PŘEHRADY

ORLÍK PO PADESÁTI LETECH

Ondřej Zobal, Lubomír Kopecký, Pavel Padevět, Vít Šmilauer, Zdeněk Bittnar / 19

POSOUZENÍ TĚŽNÍCH VĚŽÍ

V SEVERNÍM MOŘI Z HLEDISKA ODOLNOSTI

PROTI PŮSOBENÍ CHLORIDŮ

Steinar Helland, Ragnar Aarstein, Magne Maage / 26

ALKALICKO-KŘEMIČITÁ REAKCE

V ČESKÉ REPUBLICE A MOŽNOSTI

JEJÍ ELIMINACE

Zdeněk Pertold, Šárka Šachlová, Aneta Šťastná, Vlastimil Bílek ml., Kateřina Krutilová, Vlastimil Bílek st., Libor Topolář / 34

PORUCHY BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

PŘÍČINY STŘECHOVITÉHO ZDVIHU

BETONOVÝCH DESEK KRYTU VOZOVKY

DÁLNIC V ČR OD ROKU 2010

Jan Hromádko / 42

POUŽITÍ MODERNÍCH BETONŮ

A OPAKOVANÉ VADY MONOLITICKÝCH

KONSTRUKCÍ

Vítězslav Vacek / 53

VĚDA A VÝZKUM

PREDIKCE DEGRADACE


VÝPOČETNÍM MODELOVÁNÍM

Břetislav Teplý, Drahomír Novák / 58

VYUŽITÍ ÚLETOVÝCH POPÍLKŮ

PRO BETONÁŽ MASIVNÍCH

KONSTRUKCÍ

Vít Šmilauer, Ondřej Zobal, Zdeněk Bittnar, Rudolf Hela, Roman Snop, Pavel Donát / 60

VYUŽITÍ MODERNÍCH KOMPOZITNÍCH

MATERIÁLŮ V REÁLNÝCH APLIKAČNÍCH

OBLASTECH

František Girgle, Vojtěch Kostiha, Jan Prokeš, Petr Daněk, Petr Štěpánek / 66

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

POROVNÁNÍ VÝPOČTŮ ŠÍŘKY TRHLINY

DLE RŮZNÝCH PŘÍSTUPŮ

Marek Vinkler, Jaroslav Procházka / 72

AKTUALITY

CONCRETE AND CULTURE:

A MATERIAL HISTORY (recenze) / 18

THE ECONOMY OF SUSTAINABLE

CONSTRUCTION (recenze) / 52

VALNÁ HROMADA SDRUŽENÍ

PRO SANACE BETONOVÝCH

KONSTRUKCÍ / 57

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ / 79

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA / 80

FIREMNÍ PREZENTACEDlubal Software / 25

Betosan / 41

Červenka Consulting / 65

XYPEX / 73

12TH ISCR / 79

SSBK / 4. strana obálky

KONTROLNÝ STATIK NA SLOVENSKU

2 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 2 / 2 0 1 4

Ú V O D N Í K ❚ E D I T O R I A L

Milé čitateľky, milí čitatelia,

desať rokov v Európskej únii.

Čo sa zmenilo za toto obdobie

v oblasti navrhovania a zhoto-

vovania stavieb? Funguje sta-

vebníctvo bez vážnejších pro-

blémov, alebo sú potrebné zá-

sadné zmeny v nastavení celé-

ho systému? Myslím, že všetci

veľmi dobre poznáme odpove-

de na tie to otázky. Diskutujeme

o nich na verejných aj neverej-

ných podujatiach a niekoľko rokov sa o nich vyjadrujeme už

aj ofi ciálne v médiách. Európska únia nám v stavebníctve pri-

niesla liberálny trh, verejné obstarávania s jediným kritériom

minimálnej ceny, zrušenie honorárových poriadkov, tlak na li-

berálne nastavenie uznávania odborných kvalifikácií. Liberál-

ny trh Európy nastavený na voľnú tvorbu cien na základe do-

pytu a ponuky zrejme môže dobre fungovať pre väčšinu pro-

duktov s krátkodobou návrhovou životnosťou. Stavby s ná-

vrhovou životnosťou 50 a viac rokov nie je dobré ponechať

len voľnej tvorbe cien bez regulácie, a už vôbec nie v čase

hospodárskej krízy. Už niekoľko rokov varujeme kompetent-

ných, že pri takomto nastavení bude dochádzať k škodám,

a nakoniec k zlyhaniam stavieb s fatálnymi následkami. Stav-

by sa bez nezávislej kontroly často navrhujú s ďaleko nižšou

spoľahlivosťou a bezpečnosťou ako je predpísaná v normo-

vých predpisoch. Nárast škôd a zlyhaní stavieb na Sloven-

sku, v Čechách a v iných krajinách EÚ potvrdzuje pravdi-

vosť našich predpovedí. V decembri 2012 na najvýznamnej-

šom podujatí v stavebníctve na Slovensku – Stretnutí lídrov

slovenského stavebníctva – riaditeľ spoločnosti CEEC Re-

search pán Vacek v štatistickom prehľade povedal „...kaž-

dú štvrtú stavbu pred kolaudáciou treba opravovať...“ Prezi-

dent Zväzu stavebných podnikateľov Slovenska Zsolt Lukáč

tvrdí, že prioritné využívanie kritéria najnižšej ceny vo verej-

nom obstarávaní spôsobilo v stavebníctve neprimeranú ce-

novú vojnu. Stavebné firmy v súťažiach vzájomne podliezali

nielen ceny, ale aj náklady stavebnej výroby. Označil to za zlé

a choré, lebo to vedie do záhuby firmy aj projekt, ktorý sa má

realizovať.

Európska únia, okrem tlaku na liberálne nastavenie trhu,

vydáva aj právne predpisy, ktoré majú zabezpečiť verejný

záujem – ochranu životov a zdravia ľudí a majetku. Naria-

denie európskeho parlamentu a rady (EÚ) č. 305/2011 jed-

noznačne definuje základné požiadavky na stavby, ktoré sú

štátne orgány v krajine povinné zabezpečiť. „Stavby musia

byť ako celok a vo svojich častiach vhodné na zamýšľané

použitie, a to najmä vzhľadom na zdravie a bezpečnosť ľu-

dí počas ich celého životného cyklu.“ Medzi základné požia-

davky na stavby patrí aj zabezpečenie mechanickej odol-

nosti a stability, bezpečnosť v prípade požiaru, bezpečnosť

pri používaní a ďalšie. Je povinnosťou štátu zabezpečiť pre

stavby spoľahlivosť a bezpečnosť predpísanú v normových

predpisoch. Otázkou ostáva, ako a či to štát zabezpečuje?

V apríli 2011 v časopise Eurostav som v príspevku „Za ce-

nu trabanta nemôžeme očakávať mercedes!“ povedal: „Dú-

fajme, že tlak na nízku cenu nielen za projekt, ale hlavne

tlak na nízku cenu realizácie stavby nebude tak vysoký, že

stavebné konštrukcie začnú ohrozovať zdravie a životy ľu-

dí a verejný majetok. Alebo až potom kompetentní pocho-

pia, že stavby nie sú produkty, ktoré sa môžu ponechať len

na voľnú reguláciu trhu.“ V roku 2012 sme mali na Slovensku

štyri stavby, ktoré sa zrútili ešte pred kolaudáciou.

Dva týždne pred zlyhaním podpornej skruže mosta pri Ku-

rimanoch s tragickými následkami som v rozhovore pre ča-

sopis ASB (vydavateľstva JAGA) v článku „Zlá stavba sa ne-

dá zahodiť ako pokazený jogurt!“ označil za hlavnú príčinu

nárastu nekvalitne realizovaných stavieb najmä nedostatoč-

nú kontrolu zo strany štátu. „Je úlohou štátu zabezpečiť, aby

stavby poskytovali verejnosti príslušnú spoľahlivosť defino-

vanú normami. Stavby sú produkty s návrhovou životnosťou

niekoľko generácií, ktorých osud nemožno ponechať voľnej

regulácii trhových požiadaviek. Za primeranú cenu dosta-

nú zákazníci primeranú kvalitu. Tlak na čo najlacnejšiu kon-

štrukciu však môže byť chybou s fatálnymi následkami. Keď

vidíme, koľko stavieb má dnes problémy, je jasné, kam sa

prepadáva spoľahlivosť stavebných konštrukcii vďaka tlaku

na nízku cenu. Spoľahlivosť stavebných konštrukcií (pravde-

podobnosť výskytu poruchy) je podľa noriem nastavená tak,

že po roku štandardného užívania stavby by mohla mať pro-

blém jedna z milióna stavieb. Po 50-tich rokoch užívania bez

dodatočného zosilňovania je pravdepodobnosť výskytu po-

ruchy 1 : 10 000. Dnes sme svedkami potrebného zosilnenia

mnohých stavieb nielen počas prvých rokov od odovzdania

do užívania, ale stavby sa opravujú ešte pred kolaudáciou, či

dokonca sa spevňujú spodné podlažia nedokončenej stav-

by, aby sa vôbec mohli postaviť ďalšie.“

Na Slovensku je v legislatívnom konaní nový stavebný zá-

kon. Po spomínaných haváriách stavieb, ktoré potvrdili na-

še predpovede, sa požiadavky stavebného zákona na kva-

litu a kontrolu projektových prác a zhotovovania stavieb vý-

razne zmenili. Projekty budú spracovávať výhradne autori-

zované osoby s oprávnením na území Slovenska. Projekt

nosných konštrukcií vyhradených stavieb bude vo verejnom

záujme nezávisle kontrolovať „kontrolný statik“ (podobne

ako v niektorých nemeckých krajinách „Prüfingenieur“). Pri

zhotovovaní vyhradených stavieb bude hlavným stavbyve-

dúcim autorizovaná osoba, ktorá splní kvalifikačné predpo-

klady pre tieto stavby. Dodržiavanie projektu bude vo verej-

nom záujme sledovať nová kategória stavebno-technických

dozorov, ktorí budú členmi komory ako autorizovaní sta-

vební inžinieri. Navrhované zmeny počas zhotovovania bu-

de schvaľovať autorizovaný stavebný inžinier – autor projek-

tu – a navrhované zmeny projektu nosných konštrukcií bude

overovať vo verejnom záujme „kontrolný statik“.

Pred nami stojí ťažká úloha: pokúsiť sa zabezpečiť vyššiu

kvalitu projektov a vyššiu kvalitu stavieb. Úspešní budeme,

len ak sa na Slovensku zmení niekoľko vecí, ktoré dote-

raz nefungovali: obstarávanie stavieb na základe kritérií pri-

meranej kvality za primeranú cenu, prednostné preplatenie

faktúr subdodávateľov (pr. Nemecko a Maďarsko), zavede-

nie honorárov s minimálnou a maximálnou cenou podob-

ne ako je to v Nemecku a Taliansku, a samozrejme, musí

sa zmeniť to najdôležitejšie – dodržiavanie zákona a vymo-

žiteľnosť práva. Očakávam však aj lobistické tlaky tých naj-

silnejších, ktorí by konečne mali pochopiť, že takéto nasta-

venie, ktoré im nepatrne zvýši cenu projektu a zhotovenia

stavby, chráni nielen širokú verejnosť, ale v prvom rade ich

investície.

prof. Ing. Vladimír Benko, PhD.

predseda SKSI


T É M A ❚ T O P I C

Letošní, už čtvrtý, fib kongres 2014 se od 10. do 13. února ko-

nal v indickém Mumbai. Jeho hlavní téma bylo „Improving per-

formance of concrete structures“ a jednání se zaměřila na po-

třeby současné měnící se společnosti. Mezi nejdůležitější ře-

šené otázky patřily:

• opravy, rekonstrukce a zpevňování stávajících betonových

konstrukcí,

• nový Model Code a jeho vliv na národní a mezinárodní nor-

my,

• návrh, výstavba a údržba velkých nebo inovativních před-

pjatých betonových konstrukcí,

• ocelo-betonové hybridní konstrukce,

• zlepšování předpínacích systémů,

• lepší pochopení chování nových materiálů,

• vysoce užitné a vysokopevnostní betony (HPC a HSC).

Na slavnostním zahájení odborného programu kongresu

promluvili C. R. Alim chandani za pořádající organizaci IMC-

-fib, A. Basa (president IE (I)) a současný prezident fib Gor-

don Clark, který připomněl, že do Indie se vrcholné betonář-

ské rokování vrátilo, aby navázalo na úspěšný FIP kongres

pořádaný v roce 1986 v New Delhi a fib sympozium v roce

2004 tamtéž. Ve svém projevu zmínil také „kombinované“

60leté výročí organizací fib-CEB-FIP s jejich bohatou historií

a důležitými okamžiky jejich vývoje.

Dalším bodem programu bylo vyhlášení výsledků soutěže

o vynikající betonové konstrukce organizované fib ve čtyř-

letých intervalech. Ve dvou kategoriích (budovy a inženýrské

konstrukce) odborná porota vybírá stavby označené jako no-

minované, vyšší ocenění je speciální (čestné) uznání a nej-

vyšším oceněním je titul vynikající konstrukce. Mezi vynika-

jící konstrukce byly vybrány: rakouský Egg Graben Bridge,

dánský Bella Sky Hotel, francouzský Térénez Bridge, japon-

ský Park City Musashi Kosugi a švýcarské Centro Ovale. Me-

zi konstrukce, které si zaslouží čestné uznání, byly zařaze-

ny: Shenzhen Vanke Center postavené v Číně, Lávka pro pě-

ší v německém Albstadtu-Lautlingenu, chladící věže s přiro-

zeným tahem postavené v Indii, UHPFRC most postavený

v Nizozemsku, vyhlídka Trollstigen v Norsku a Hoover Dam

Bypass v USA.

Porota představená na fib symposiu 2013 v izraelském Tel

Avivu a vedená profesorem György L. Balazsem, předcho-

zím prezidentem fib, hodnotila konstrukce dle následujících

kritérií: aspekty projektu včetně estetiky, technologie výstav-

by a kvality provádění všech fází, posouzení návrhu a realiza-

ce ve vztahu k prostředí, trvanlivosti a udržitelnosti a zejmé-

na z pohledu přínosu k vývoji a rozvoji betonového stavitelství.

Všechny vybrané (nominované) konstrukce (44) jsou popsány

ve zvláštní publikaci rozesílané členům fib, další informace lze

získat prostřednictvím ČBS, národní skupiny fib.

Na kongresech se též uděluje mimořádné ocenění za vy-

nikající technický příspěvek k rozvoji konstrukčního beto-

nu, které patří k nejprestižnějším oceněním udělovaným fib –

Freyssinetova medaile. V Mumbai byla tato medaile uděle-

na Joostu Walravenovi a Armandu Ritovi (obr. 1 a 2).

Na kongresu bylo předneseno kolem dvě stě padesáti pří-

spěvků v padesáti tematických sekcích. Nejvíce obsazené

sekce pokrývaly témata Vývoj a navrhování a Mosty a do-

pravní stavby. Pozornost byla věnována i vysoce aktuálním

otázkám, jako je udržitelný rozvoj nebo vývoj betonů velmi

vysokých pevností (UHPC). Zazněla zde též řada příspěvků

z ČR prezentující jak mosty, inženýrské konstrukce, tak i vý-

sledky výzkumu.

Nedílnou součástí kongresu jsou i národní zprávy, kde člen-

ské země představují své stavby realizované od doby minu-

lého kongresu. Bohužel vzhledem k nákladnosti těchto pub-

likací, rozvoji internetu a současné ekonomické situaci, počet

zpráv prezentovaných jednotlivými zeměmi klesá. Tradičně

byly předloženy zprávy z Brazílie, Dánska, Francie, Maďarska,

Indie, Japonska, Norska, Portugalska, Slovenska, Švýcarska

a Velké Británie. Vysoce kvalitní zprávu, co do obsahu i gra-

fického zpracování, připravil za Česko tým ČBS.

Kongres jako obvykle shrnul výsledky dosažené za uplynulé

čtyři roky. Zejména je patrné, že vývoj se ubírá směrem apli-

kace nových materiálů a betonů mimořádných vlastností. Též

se prosazují netradiční technologie výstavby vedoucí k zrych-

lení a zjednodušení výstavby. Byla zde prezentována komplet-

ní verze Model Codu 2010 vydaná knižně. Členové fib i ne-

členové ji mohou zakoupit přes internetové stránky fib (www.

fib-international.org).

V návaznosti na jednání kongresu se uskutečnilo jedná-

ní Generálního shromáždění fib. Po dvou letech byly opět

na programu volby nového vedení a zejména prezidenta

fib. Novým prezidentem fib na roky 2015 a 2016 byl zvolen

Harald S. Müller, profesor na Karlsruhe Institute of Technolo-

gy (KIT) a ředitel MPA Karlsruhe, Německo.

Kongresová jednání byla zakončena předáním tradičního

„kongresového zvonu fib“ Stephenu Fosterovi a Davidu Milla-

rovi, představitelům australské organizace fib pověřené pří-

pravou následujícího kongresu fib, který se bude konat v ro-

ce 2018 v Melbourne.

KONGRES fib 2014

Obr. 1 J. Walraven převzal Freyssinetovu medaili

Obr. 2 A. Rito oceněný Freyssinetovou medailí

1 2



VYNIKAJÍCÍ BETONOVÉ KONSTRUKCE

POSTAVENÉ MEZI LETY 2009 AŽ 2013

Tři oceněné budovy prezentují tři velmi rozdílné přístupy uži-

tí betonu, které přinášejí jejich uživatelům specifické výhody.

Podobně se v konstrukcích obou oceněných mostů promítá

jedinečnost místa, kde spojují dva břehy.

Dánský Bella Sky Hotel

Hotel tvoří dvě věže odklánějící se od sebe v úhlu 15 °

od svislice devět horních pater jedné a devět spodních pa-

ter druhé a obě se vodorovně kroutí o dalších 19 ° (obr. 3).

Je vůbec možné postavit takovou konstrukci z prefabrikátů?

Všude jinde než v Dánsku by se pravděpodobně tako-

vá konstrukce stavěla z monolitického betonu nebo z oce-

li. V Dánsku má však prefabrikovaná technologie výstavby

dlouhou tradici. Projektový tým musel promyslet a navrh-

nout všechny běžné detaily pro komplexní geometrii a síly

působící v 76,5 m vysokých věžích. Všechny výpočty a ná-

sledné výkresy vycházely z počátečního 3D modelu. Řeši-

lo se jak nerovnoměrné sedání podloží, tak posuny jednot-

livých bodů konstrukce v prostoru způsobené postupným

přitěžováním během výstavby.

Návrh: architects 3XN

Francouzský Térénez Bridge

Původní zavěšený most spojující Bretaň s poloostrovem

Crozon přes ústí řeky Aulne byl postaven už v roce 1925.

Během II. světové války byl vážně poškozen a v roce 1951

přebudován. Na obou věžích se však časem začala proje-

vovat ASR a bylo rozhodnuto, že je neekonomické ho dále

opravovat a je lépe nahradit ho novým.

Nový 515 m dlouhý horizontálně zakřivený zavěšený most

s hlavním rozpětím délky 285 m je usazen v mírně zvlněné

krajině (obr. 4). Žádná z jeho linií není přímá nebo svislá. Za-

křivený návrh umožnil architektovi usadit most přes údo-

lí, ale nezasahovat do něj. Dva pylony tvaru lambda nesou

deskovou konstrukci zavěšenou na ocelových kabelech.

Návrh: Charles Lavigne a Michel Virlogeux

Švýcarské Centro Ovale

Užití betonu na konstrukci Centro Ovale v Chiasso ukazuje

švýcarský přístup k udržitelnosti a budoucí adaptabilitě budovy.

Oválná konstrukce, někdy označovaná jako „stříbrné vejce“, je

samonosná tvořená betonovou skořepinou s 1 024 otvory, kte-

ré nabízejí návštěvníkovi výhled ven po celém obvodu a dovo-

lují dennímu světlu pronikat dovnitř (obr. 5). Obchodní centrum

se rozprostírá na čtyřech úrovních s vnitřním otevřeným atriem.

Podmínkou výstavby bylo precizní sestavení vnitřního dře-

věného bednění, jehož prostorová přesnost byla zaměřová-

na laserovým scanerem. Nehledě na atraktivní architekto-

nický výraz a velmi neobvyklou formu, vnější „skořápka“ má

zcela prozaický účel – chránit vnitřní prostředí proti vnějším

vlivům a umožnit jeho prostorovou reorganizaci a přestavbu

dle budoucích potřeb. Je to nepochybně zajímavá ukázka

funkčnosti a estetické mnohotvárnosti betonu.

Návrh: Holzbau AG

3

4



Japonský Park City Musashi Kosugi

Park City Musashi Kosugi je 59podlažní 200 m vysoká obyt-

ná budova (obr. 6). Je to nejvyšší rezidenční budova v Ja-

ponsku. Projekt počítal s výstavbou z betonu FC150, te-

dy z HSC, pro obytnou budovu poprvé v Japonsku. Vývoj

a použití HSC bylo nezbytné, aby bylo možno realizovat vy-

sokou budovu v seismicky aktivním regionu. Pečlivě navrže-

ná hustá příčná výztuž zajišťuje budově dostatečnou smy-

kovou odolnost a svírá beton (confinement) a podélné pruty,

pokud dojde k pohybům podloží. Sevřením betonu vzrůstá

jeho tlaková pevnost, duktilita, je možno řídit (omezit) rozvoj

trhlin a udržet jeho integritu. Vložené prefabrikované betono-

vé prvky umožnily navrhnout cenově zajímavé řešení, snad-

nou realizaci s požadovanými statickými vlastnostmi a dyna-

mickými charakteristikami odpovídajícími vysoce seismické

oblasti.

Návrh: Takenaka Corporation

Rakouský Egg Graben Bridge

Vzhledem k vysokým nákladům spojenými s údržbou a opra-

vami mostů jsou v současnosti zdůrazňovány požadavky

na nutné prodloužení jejich životnosti a trvanlivosti. Dodateč-

ně předpínané mosty bez klasické výztuže ocelovými pruty je

jeden z možných přístupů. Chování takové konstrukce bylo

zkoumáno v rámci rozsáhlého výzkumu, který zahrnoval i vel-

korozměrové zkoušky. Bylo třeba přesvědčit zemské předsta-

vitele v Salzburgu, že nová metoda návrhu a realizace kon-

strukce bude pro ně přínosná. Předpjatá superkonstrukce ob-

loukového mostu horizontálně zakřivená není vyztužená oce-

lovou betonářskou výztuží. Po osmnácti měsících výstavby byl

most otevřen pro veřejnost v listopadu 2009 (obr. 7).

Návrh: J. Berger a J. Kolleger

Vybrané oceněné stavby z obou kategorií postupně podrobněji

představíme čtenářům v dalších číslech časopisu.

sestavila Jana Margoldová, redakce

Redakce děkuje kanceláři fib, paní Lauře Vidale

za zprostředkování fotografií oceněných staveb.

Obr. 3 Bella Sky Hotel, Dánsko

Obr. 4 Térénez Bridge, Francie

Obr. 5 Centro Ovale v Chiasso, Švýcarsko

Obr. 6 Park City Musashi Kosugi, Japonsko

Obr. 7 Egg Graben Bridge, Rakousko

5

6

7

credit: Pez Hejduk


S T A V E B N Í K O N S T R U K C E ❚ S T R U C T U R E S

Článek popisuje důvody výstavby horského

hotelu v sedle pod vrcholem Cerro Paranal

v severní časti chilské pouště Atacama. Jsou

vysvetleny i důvody, proč byl jako hlavní kon-

strukční materiál pro stavbu zvolen červený

pigmenty zabarvený beton. ❚ The article

describes reasons for building a mountain hotel

in a pass below the Cerro Paranal mountain in

the north of the Atacama Desert. The article

also explains reasons why was red pigmented

concrete chosen as the main construction

material.

Co táhne člověka do nejsušších míst

na naší planetě daleko od civilizace?

Odpověď je celkem jednoduchá: dů-

vodem je hora v chilské poušti Ataca-

ma, 2 600 m vysoká Cerro Paranal le-

žící 120 km jižně od pobřežního města

Antofagasta (obr. 1 a 2).

ESO (European Southern Observato-

ry), evropská organizace pro studium

jižní hemisféry, vybrala po ročním hle-

dání Cerro Paranal jako vhodné mís-

Obr. 1 a) Pohled z vrcholu Cerro Paranal

na sedlo s hotelem a dalším vybavením

(elektrárna, dílny, tělocvična ad.), únor

2002, ESO, M. Tarenghi, b) horské sedlo

s hotelem, v pozadí vrchol Cerro Paranal se

čtyřmi teleskopy třídy VLT, červenec 2010,

J. Colosimo ❚ Fig. 1 a) View from the

Cerro Paranal summit to the pass with the

hotel and other buildings (power plant,

workshops, gym and other). February 2002,

EDO, M. Tarenghi, b) mountain pass with the

hotel, in the background Cerro Paranal summit

with its four VLTs, July 2010, J. Colosimo

Obr. 2a, b Schematické znázornění umístění

observatoře na Cerro Paranal v Jižní Americe,

ESO ❚ Fig. 2 Plan of location of the Cerro

Paranal Observatory in South America, ESO

Obr. 3 Model architektonického návrhu

hotelového a administrativniho komplexu, ESO

❚ Fig. 3 Architectural model of the hotel and

administration complex, ESO

Obr. 4 Schematický a) příčný a b) podélný

řez konstrukcí, Auer Weber Assoziierte ❚

Fig. 4 a) Cross and b) longitudinal section,

Auer Weber Assoziierte

VÍTR, PÍSEK A HVĚZDY ❚ WIND, SAND AND STARS

1a

2b2a

7



to k uskutečnění ambiciózního vědec-

kého projektu – výstavbě a provozová-

ní v současnosti nejvýkonnějšího po-

zemního teleskopu úrovně Very Large

Telescope (VLT).

Centrum sestává ze čtyř identických

velkých teleskopů s průměrem antény

8 m. Obrazy složené kombinací z je-

jich záběrů umožňují sledovat vesmír

do zatím nepoznané hloubky a šíře.

Ačkoliv je místo úžasné pro sledování

hvězd, stálý vítr podél pacifického po-

břeží vytváří mikroklima bránící mra-

kům zahalovat vrcholy hor, není to po-

hostinné místo pro delší pobyt. Od ro-

ku 1991, kdy byla instalace VLT na Ce-

rro Paranal dokončena, žili pracovníci

technické obsluhy těchto zařízení a vě-

decký personál po dobu svého poby-

tu na astronomické observatoři v ex-

trémních klimatických podmínkách, in-

tenzivní sluneční svit 365 dnů v roce,

extremně suchý vzduch (hodnoty od-

povídají polohám ve dvojnásobné výš-

1b

3

4b

4a



ce okolo 5 000 m n. m.), stálá vysoká

rychlost větru, velké rozdíly teplot me-

zi dnem a nocí a nebezpečí zemětře-

sení, v osadě vystavěné ze staveništ-

ních (unimo) buněk daleko od civili-

zace, kde by si mohli mezi náročný-

mi pracovními směnami přiměřeně od-

počinout a relaxovat. Brzy bylo jasné,

že kromě výstavby špičkové vědecké

technologie musí ESO rovněž počítat

s vybudováním odpovídajícího záze-

mí pro techniky, vědce a administrativ-

ní personál ve vzdálenosti cca 2,5 km

od teleskopů.

Normálně by v takových extrémních

podmínkách byla požadována něja-

ká čistě užitková praktická stavba. Být

astronomem je však nesmírně nároč-

né povolání vyžadující po dlouhou do-

bu plné soustředění a pozornost, proto

ESO žádalo místo, kde by si lidé moh-

li odpočinout a obnovit své síly zce-

la mimo svět pokročilých technologií

a elektronických přístrojů.

Vypsanou mezinárodní architektonic-

kou soutěž na návrh hotelového a ad-

ministrativního komplexu vyhrál v roce

1998 mnichovský architektonický ate-

liér Auer Weber Assoziierte.

Úvahy nad návrhem centra se kon-

centrovaly následně do základní otáz-

ky: jaký druh ochrany nabídnout lidem

žijícím v tak nehostinném prostředí?

Myšlenka „kultivace rozdílu“ – k zmír-

nění extrémních klimatických podmí-

nek panujících v okolí budovy vytvořit

uvnitř klima oázy pro pohodlí těch, kdo

zde pobývají – vedla architekty k vel-

mi jednoduchému a snadno pochopi-

telnému řešení. Vytvořili oázu, která se

snaží navázat symbolický vztah s okol-

ním prostředím.

Integrace stavby do okolního prostře-

dí bylo dosaženo jejím částečným za-

hloubením do země a použitím pig-

menty zbarveného betonu. Červeno-

-hnědá barva betonu odpovídá okol-

nímu terénu a tvar stavby jako umělé

opěrné zdi, či malé přehrady nijak ne-

ruší úžasný výhled na horizont směrem

k Tichému oceánu. Hotel svým usaze-

ním v mělkém horském sedle vytváří

vizuální kontrast bílému komplexu tele-

skopů na vrcholu Cerro Paranal.

Jednoduchá betonová konstrukce

hotelu s plochou střechou je z dálky

nad horizontem sotva viditelná, pouze

bílá kruhová kopule s ocelovou pod-

půrnou konstrukcí průměru 35 m zve-

dající se nad centrálním prostorem ho-

telu se zahradou a bazénem tvoří for-

mální protipól obrovským konkávním

zrcadlům.

Hmota betonu má pozitivní vliv

na prostředí ve vnitřních prostorách,

protože zmírňuje velké teplotní rozdí-

ly mezi dnem a nocí, které jsou v tom-

to místě běžné. Během slunného dne

zastiňuje tmavý beton interiér, akumu-

luje do sebe teplo ze slunečních pa-

prsků a umožňuje udržet uvnitř příjem-

né chladno. Jen měkké večerní a ranní

paprsky pronikají nízkými okny hlubo-

ko do interiérů. Naopak v noci se za-

chycené teplo z betonu pozvolna uvol-

Obr. 5 Začátek výstavby v sedle pod Cerro Paranal, červenec 1999,

ESO ❚ Fig. 5 At the beginning of the construction in the pass, July

1999, ESO

Obr. 6 Postupující výstavba komplexu, listopad 1999, Auer Weber

Assoziierte ❚ Fig. 6 Building under construction, November 1999,

Auer Weber Assoziierte

Obr. 7 Dokončené betonové konstrukce, pohled do centrálního atria

s budoucím bazénem a zahradou, prosinec 2000, ESO, G. Hüdepohl ❚

Fig. 7 Finished concrete structures, view into the central atrium with

a future pool and garden, December 2000, ESO, G. Hüdepohl

Obr. 8 Jídelna v dokončeném hotelu, duben 2013, ESO, C. Malin ❚

Fig. 8 Canteen in the finished hotel, April 2013, ESO, C. Malin

Obr. 9 Hotelová kuchyně s betonovým pultem, únor 2002, ESO,

M. Tarenghi ❚ Fig. 9 Hotel kitchen with a concrete counter, February

2002, ESO, M. Tarenghi

Obr. 10 Chodba v ubytovacím křídle prosvětlená střešními světlíky

a malým atriem, červenec 2012, ESO, M. Alexander ❚

Fig. 10 Corridor in the living quarters lit by roof skylights and a small

atrium, July 2012, ESO, M. Alexander

Obr. 11 Velké atrium v centrálním prostoru s plaveckým bazénem

a osázenou zahradou, červenec 2012, ESO, G. Hüdepohl ❚

Fig. 11 The big atrium in the central space with a swimming pool and

a garden, July 2012, ESO, G. Hüdepohl

5

76

9



8

9

11

10

1 0 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 2 / 2 0 1 4


ňuje a prohřívá vnitřní prostory. Doda-

tečné chlazení a vytápění je tím mi-

nimalizováno. Jinými slovy, poměrně

uzavřená tmavá betonová fasáda slou-

ží jako obrovský termální kolektor a zá-

sobárna tepelné energie (obr. 12 a 13).

Kultivace rozdílů/kultivace kontras-

tů byl pro návrh velmi těžký úkol – 365

dnů ostrého slunečního svitu bylo sku-

tečně zásadní otázkou z pohledu při-

měřeného přistínění. Vedle otázek kva-

lity přirozeného denního světla uvnitř

budovy bylo stejně tak obtížným úko-

lem zajistit budovu proti úniku umělého

osvětlení do vnějšího prostoru během

večera a noci (ochrana proti světelné-

mu znečištění), neboť vysoce citlivé

aparatury teleskopů potřebují ke své

činnosti úplnou tmu. Podle generální-

ho ředitele ESO i světlo 100W žárov-

ky jim škodí.

Hotel Area na Cerro Paranal, nebo

Paranal Residencia, je čtyřpodlažní

budova dramaticky napjatá mezi zvl-

něnými svahy kopců na poušti Ataca-

ma (obr. 4). Stavební práce začaly v ro-

ce 1998 a hotel se pro své obyvatele

otevřel v lednu 2002. Byl to malý zá-

zrak, protože Residencia je špičkový

horský luxus s 10 000 m2 obytné plo-

chy, který zahrnuje 110 pokojů, kino se

70 místy, plavecký bazén, knihovnu,

pět teras a společnou jídelnu s výhle-

dem k Tichému oceánu, 12 km vzdále-

nému a o 2 250 m níž než hotel.

Rozhodnutím použít pigmentem

zbarvený beton na sebe vzali architek-

ti vcelku neznámé riziko, neboť v době

výstavby hotelu byly zkušenosti pou-

ze s barvením prefabrikovaných be-

tonových prvků, tedy s jejich výrobou

ve zcela jiných podmínkách, než pano-

valy uprostřed horské pouště. Výsle-

dek naštěstí nenápadně splývá s oko-

lím, lehce skvrnitá fasáda byla přija-

ta jako zcela přirozená, čmouhy v růz-

ných odstínech základní barvy připo-

mínají stále se měnící stíny v okolní

poušti.

Nízká, tuhá železobetonová konstruk-

ce je navržena ve tvaru L tak, aby mě-

la dostatečnou odolnost vůči země-

třesení, které je v nízkých hodnotách

v Chile zcela běžnou součástí života,

ale občas může dosáhnout i hodnot

8,5 stupně Richterovy stupnice. Z dál-

ky vypadá také jako přirozená skalnatá

plošina, z které pouštní větry sfoukaly

po dlouhé době působení všechny ze-

rodované vrstvy.

Budova je převážně podzemní, pouze

jižní a západní fasády vystupují nad te-

rén a poskytují tak z pokojů, kanceláří

a restaurace nádherný výhled k Tiché-

mu oceánu. Běžné vybavení, restaura-

ce, kanceláře, knihovna, recepce a klu-

bovny jsou uspořádány v rohové čás-

ti budovy, zatímco hotelové pokoje jsou

v obou vzdálenějších křídlech.

Kruhová hala, 35 m v průměru, čtyři

podlaží hluboká a zastřešená bílou ku-

polí, je centrem budovy s přirozeným

denním světlem. Na dně haly je vysa-

zena vegetace typická pro pouštní oá-

zy a plavecký bazén. Vzhledem k vý-

znamu tohoto prostoru pro prostředí

uvnitř hotelu je zde instalováno dálko-

vé ovládání přirozené ventilace.

Beton byl vybrán jako hlavní kon-

strukční materiál vylučovacím způso-

bem. Cihly nebo ocel byly vylouče-

ny vzhledem k ekonomickým a prak-

tickým důvodům. Také požadavky

na údržbu pro zajištění trvanlivosti by-

ly vyšší. Přestože i voda se musela do-

vážet v kontejnerech, byl zvolen beton.

Hlavní pozornost autorů návrhu byla

12

13b13a

1 1



zaměřena na pohodlí cca stovky vědců

a astronomů (z Chile i evropských ze-

mí) na tomto odlehlém místě. Na rov-

né střeše hotelu dominuje 35m bílá ku-

pole překrytá průsvitným polykarbo-

nátem, který stíní vnitřní zahradu před

dopadem ostrých slunečních paprsků.

Vnitřní vlhkost se pohybuje mezi 5 až

80 % – téměř tropické klima.

„Tento projekt je trochu jiný než ty

ostatní, které jsme dělali“, řekl archi-

tekt Phillip Auer a pokračoval: „Me-

zi pobytem v budově a venku je zde

velký rozdíl a my jsme se snažili hra-

nici mezi nimi co nejvíce změkčit. Po-

kud máte v tom nehostinném pro-

středí ještě stále noční směny, taková

soběstačná oáza se určitě vyplatí.“

ZÁVĚR

V sedle postupně vyrostlo i další vyba-

vení, tělocvična, dílny pro pravidelnou

údržbu, čištění a opravy astronomic-

kých zrcadel, místní elektrárna (několik

diesel agregátů zajišťujících stabilní do-

dávku energie pro vysoce citlivé astro-

nomické přístroje) a mechanické dílny.

Celý komplex observatoře funguje ja-

ko „ostrov“ v poušti, kam se musí vše

podstatné, jako voda, potraviny a pali-

vo, dovážet z Antofagasty vzdálené asi

120 km na sever. Izolovanost místa je

pro Paranal observatoř náročná zejmé-

na po logistické stránce, naopak pod-

mínky pro astronomická pozorování

jsou zde excelentní.

ESO hotel na Cerro Paranal tvo-

řil atraktivní kulisu jednoho z filmů

o agentu 007 Jamesi Bondovi „Quan-

tum of Solace“. Konstrukce je ve filmu

poničena výbuchem, v záběru šlo však

pouze o dobře připravený model.

Během přípravy článku, při komuni-

kaci s pracovníky ESO se tito velmi po-

chvalně vyjadřovali o hotelu a podmín-

kách, které uvnitř nabízí pro odpočinek

astronomů a technického personálu

vysokohorské observatoře.

InvestorESO European Southern

Observatory, München

ArchitektAuer Weber Assoziierte,

München

Návrh konstruce Mayr + Ludescher, München

Dodavatel Vial y Vives, Chile

Mezinárodní soutěž 1998

Realizace červenec 1999 až leden 2002

Celkový objem 40 000 m3

Podlahová plocha 8 000 m2

PigmentBayferrox 600 N

2,3 % z váhy cementu

Beton C20/25 a C27/37

Náklady celkem 11 mil Euro

– stavební konstrukce 8,7 mil Euro

Redakce děkuje za poskytnuté materiály

architektonické kanceláři Auer Weber Assoziierte,

München, ESO European Southern Observatory,

München (www.eso.org) a dodavateli pigmentů

do betonu společnosti Lanxess GmbH, Germany.

Připravila Jana Margoldová, redakce

Obr. 12 Červené fasády hotelu, červenec

2010, ESO, J. F. Salgado ❚ Fig. 12 Red

hotel facades, July 2010, ESO, J. F. Salgado

Obr. 13 a) Pohled na červenou fasádu,

květen 2010, ESO, b) výhled z betonové

terasy do okolní horské pouště, květen 2012,

ESO, C. Malin ❚ Fig. 13 a) View to the

red facade, May 2010, ESO, b) view from the

concrete terrace to the surrounding mountain

desert, May 2010, ESO, C. Malin

Obr. 14 Rozsvícený horský hotel v sedle

Paranal s Mléčnou dráhou, červenec 2013,

J. Colosimo ❚ Fig. 14 Lit mountain hotel

in the Paranal pass with the Milky Way, July

2013, J. Colosimo

14

MONOLITICKÉ ŽELEZOBETONOVÉ KONSTRUKCE NA RETENČNÍ

NÁDRŽI JENEWEINOVA V BRNĚ ❚ MONOLITHIC REINFORCED

CONCRETE STRUCTURES ON JENEWEINOVA RETENTION TANK

IN BRNO



Jiří Zahrada

Stavba retenční nádrže (RN) Jeneweinova je

jednou z nejvýznamnějších staveb na kanali-

zační síti města Brna zajišťující zlepšení čistoty

řek protékajících městem. Její umístění v centru

města a technické řešení kladlo vysoké nároky

na postup výstavby, kvalitu provedení žele-

zobetonových konstrukcí a použité betonové

směsi. Ve složitých geologických podmínkách

vzniklo jedinečné vodohospodářské dílo, jehož

podstatná část je skrytá pod terénem v pod-

zemí. ❚ A construction of the Jeneweinova

retention tank (RN) is one of the most important

buildings of the sewer network of the city of

Brno. RN provides improved cleanliness of

rivers flowing through the city. Its location in the

city centre and its technical solutions put high

demands on construction progress, quality and

design of the reinforced concrete structures and

used concrete mixtures. A unique water work

was created in complex geological conditions.

A big part of this construction is hidden under

the ground.

KONCEPCE NÁVRHU RN

JENEWEINOVA

Jedním z nejvýznamnějších projek-

tů města Brna realizovaných v oblas-

ti rekonstrukcí městské stokové sítě

je stavba kryté retenční nádrže v mís-

tě soutoku Svitavského náhonu s ře-

kou Svratkou poblíž ulice Jeneweinova.

Jedná se o podzemní akumulační ob-

jekt, který je navrhovaný podle zásad

nově koncipovaného Generelu odvod-

nění města Brna (GOmB). GOmB slou-

ží jako analytický podkladový materiál

pro Územní plán města Brna.

V červnu 2013 dokončená retenč-

ní nádrž (dále RN Jeneweinova) zajis-

tí ochranu recipientů Svratky a Svitav-

ského náhonu před jejich znečišťová-

ním odpadními vodami z kanalizace

za dešťových událostí. V retenční ná-

drži se budou v průběhu intenzívněj-

ších dešťů akumulovat odpadní vo-

dy, které přitékají převážně jednotnou

kanalizací z povodí kmenové stoky B

a stoky B01.

Retenční nádrž je navržena jako prů-

točná se dvěma postupně plněný-

mi komorami – vnitřní retencí o obje-

mu 4 000 m3 a vnější retencí o obje-

mu 4 600 m3.

V průtočném režimu plní RN funk-

ci hydro-mechanického separátoru vli-

vem efektu „příčné cirkulace“ ve vnitř-

ním mezikruží. Ta svým účinkem přispí-

vá k zachycení vysokého podílu usa-

ditelných látek ve vnitřní retenci. Ne-

rozpuštěné látky zachycené v nádrži

budou již v průběhu srážky (po na-

stoupání hladiny ve vnitřní retenci

do výšky 2 m – upřesní výsledky pro-

vozních zkoušek) transportovány čer-

padly zpět do kanalizace. Po každé

srážkové události, která způsobí na-

plnění retenční nádrže, dojde k au-

tomatickému vyprázdnění, vyčerpá-

ní nádrže s následným oplachem dna

nádrže.

Ekonomicko-ekologická studie, vy-

pracovaná v rámci GOmB, doporuči-

la jako nejefektivnější návrh vybudo-

vání retenčního objemu 8 600 m3. Ne-

dostatek místa pro potřeby stavby RN

si vynutil poměrně komplikované tva-

rové řešení s uvažovaným zahloube-

ním dna retenčního prostoru do hloub-

ky – 19,4 m. Kruhové půdorysné řeše-

ní, jež v současnosti využívá napří-

klad podobně koncipovaná retenč-

ní nádrž ve francouzském Bordeaux

(40 000 m3, hloubka 20 m), umožnilo

plynulé zaústění přepadů nejen z kme-

nové stoky „B“, ale i plánované při-

pojení stoky z povodí uličních stok

Dornych–Plotní. Předpokládaná doba

prázdnění nádrže po skončení srážky

je 8 h – dle kapacitních možností ČOV.

Schéma retenční nádrže je znázor-

něno na obr. 1, orientační situace na

obr. 2. Retenční nádrž byla budová-

na ve velmi stísněných podmínkách

na soutoku Svratky se Svitavským ná-

honem. Vedle samotné RN byly budo-

vány nebo rekonstruovány další objek-

ty na funkčních stokách B a B01, byl

proveden protlak pod dnem Svitav-

ského náhonu pro výtlačná potrubí ze

střední retence a všechny práce mu-

sely být provedeny bez přerušení pro-

vozu. Na obr. 3 je vidět, jak tato stavba

přispěje k čistotě vod v řece Svratce,

neboť k přepadu, již předčištěné vo-

dy z RN, dojde pouze ve čtyřech pří-

padech ročně.

VÝSTAVBA RETENČNÍ NÁDRŽE

Pažení výkopu

Pažení výkopu pro kruhovou reten ční

nádrž s obrysem o průměru 32,8 m

a hloubkou dna výkopu 20,83 m pod

horní hranou pažení bylo navrženo mo-

nolitickou podzemní stěnou tloušťky

1 m (beton C30/37-XA1) ve tvaru pra-

videlného 45stěnu, složeného z pat-

nácti třízáběrových lamel celkové výšky

31 m včetně ohlubňového věnce. Sta-

ticky působí podzemní stěna jako uza-

vřená kruhová klenba zatížená radiál-

ně zemním tlakem. Pro zajištění sta-

bility dna retenční nádrže bylo navrže-

no zpevnění zemin pode dnem výkopu

tryskovou injektáží.

Dle dohody se statikem vestavby

a projektantem akce byl líc kruhové

podzemní stěny (PS) – pažící výkop

pro RN ztotožněn s obrysem RN a pří-

padné odchylky PS mohly být řešeny

v obvodové monolitické železobetono-

vé stěně RN tloušťky 1,2 m.

Předpokladem návrhu bylo odděle-

ní výkopu pro RN a výkopu pro náto-

kový žlab (NŽ), přičemž hloubení vý-

kopu pro žlab bylo možno provádět

až po dokončení hrubé stavby reten-

ční nádrže [1].

Konstrukce RN

Celá nádrž je řešena jako železobe-

tonová konstrukce, včetně nátokové-

ho žlabu, který překonává na rozvinuté

délce 35 m převýšení 14 m a jehož po-

délný sklon se plynule mění v rozsahu

cca 5 až 80 % (obr. 4).

Při návrhu jednotlivých betonových

konstrukcí muselo být přihlédnuto

k tomu, že se nacházejí v prostředí

Obr. 1 Příčný řez RN ❚ Fig. 1 Cross

section

Obr. 2 Orientační situace kanalizačního uzlu

u retenční nádrže (RN) ❚ Fig. 2 Indicative

situation of the sewage node around the

retention tank (RN)

Obr. 3 Znázornění přepadů do RN

a z RN do recipientu v typickém roce ❚

Fig. 3 Diagram of the overflows into the RN

and out of the RN into the recipient within

a typical year

1 3



9

1717SVRATKA

SVITAVSKÝ NÁHON

15

14

13

1012

21

1

16

20

19

18

11

11

8

0

Počet dešťových událostí

Ob

jem

[m

3]

2 000

4 000

6 000

8 000

10 000

12 000

14 000

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44

1

2

3

1 Nátokový žlab

2 Čerpací jímka

3 Vnitřní retence

4 Vnější retence

5 Schodiště

6 Obslužný domek

7 Podzemní pažící konstrukce

8 Příjezdová komunikace a sadové

úpravy

1 Nátokový žlab

8 Příjezdová komunikace

9 Odlehčovací komora na stoce B

10 Odlehčovací komora na hlavní

stoce B01

11 Odlehčovací stoky

12 Lapáky štěrku

13 Nádrž na oplachovou vodu

14 Výtlak vnitřní retence

15. Výtlak vnější retence

16. Měrné šachty

17. Napojení výtlaků do kmenové

stoky B

18. Odtok z retenční nádrže

19. Shybka pod hlavní stokou B01

20. Soutoková komora na odlehčovací

stoce

21. Oplocení areálu

Přepad z odlehčovacích komor

do RN

Čerpání z vnitřní retence

do kmenové stoky B

Přímý přepad z RN do recipientu



s účinkem obrušování a otloukání uná-

šenými splaveninami, a to při vysoké

rychlosti proudění vody. Nejvíce namá-

hanými částmi jsou žlab a spodní čás-

ti vnitřní retence.

Postup výstavby monolitických beto-

nových konstrukcí byl limitován několi-

ka statickými omezeními:

• Dno nádrže a první takt betonáže

musel být separován od pažící milán-

ské stěny.

• Před betonáží druhého taktu vnější

stěny musela být vybetonována pře-

vážná část ostatních vnitřních kon-

strukcí a uložena polovina objemu vy-

rovnávacího betonu.

• Druhý a další takty vnější stěny mu-

sely být kotveny k milánské stěně vle-

penými trny.

• Před bouráním prostupu pro nátoko-

vý žlab musela být dokončena mono-

litická stropní konstrukce.

• Čerpání spodních vod mohlo být

ukončeno až po dokončení vyrovná-

vacího a spádového betonu.

K těmto omezením jsme museli při-

hlédnout při organizaci výstavby že-

lezobetonových konstrukcí. Výstav-

ba RN byla zahájena betonáží dna

ve dnech 20. a 21. prosince 2011 a do-

končena betonáží druhé vrstvy be-

tonu stropu 6. srpna 2012. Nátokový

žlab byl dokončen a napojen na lapa-

če štěrku 6. března 2013.

Použité betony

Betony RN byly navrhovány jako be-

tony pro významné stavby (předpoklá-

daná životnost 100 let) dle tabulky F.2,

CZ, ČSN EN 206-1, Změna Z3.

Projektant požadoval maximální prů-

sak vody dle ČSN EN 12390-8 50 mm.

Ze statického hlediska by byl pro že-

lezobetonové konstrukce dna a stěn

RN vyhovující beton pevnostní třídy

C20/25. Beton RN je vystaven vlivu

spodní vody (XA1), která nastoupá me-

zi pažící Milánskou stěnu a vnější stě-

nu nádrže.

Vnitřní stěny a dno nádrže je vystave-

no vlivu přepadových vod ze společ-

né kanalizační sítě jen několikrát do ro-

ka (obr. 3). Po každé srážkové událos-

ti, která způsobí naplnění retenční ná-

drže, dojde k automatickému vyprázd-

nění, vyčerpání nádrže s následným

oplachem dna nádrže. Voda zůstá-

vá v retenční nádrži jen krátce, pro-

to byl pro stěny navržen stupeň vli-

vu prostředí (XC2). Nejvíce namáhané

jsou části dna a stěn spodní části vnitř-

ní retence a nátokový žlab unášený-

mi splaveninami XM2. Nakonec statik

rozhodl, že budou použity betony dle

tabulky 1.

Masivnost konstrukce (vnější stěna

má tloušťku 1,2 m) nedovolila z eko-

nomických důvodů omezit šířku trhlin

vyztužením ve smyslu EN 1992, pro-

to jsme se snažili eliminovat smrště-

ní a vývin hydratačního tepla betonu

jeho složením a minimalizací množ-

ství cementu. Pro zajištění odolnosti

proti obrusu byly stanoveny požadav-

ky na složení betonu, přičemž spod-

ní části stěn byly navíc opatřeny sili-

katizačním nátěrem pro zpevnění po-

vrchu a částečné utěsnění povrcho-

vých pórů.

Pro návrh složení betonů jsme stano-

vili další doplňující požadavky:

• Beton musí vyhovovat EN 206-1 po-

žadované třídy.

• Obsah cementu + obsah částic ≤

0,125 mm

- musí být ≤ 400 kg/m3 betonu pro

obsah cementu c ≤ 300 kg/m3 be-

tonu,

- musí být ≤ 450 kg/m3 betonu pro

obsah cementu c ≥ 350 kg/m3 be-

tonu,

- mezi těmito extrémními hodnotami

je možno interpolovat.

• Cement: CEM I, CEM II/A-S, CEM II/

B-S, třídy 32,5 nebo 42,5, minimalizo-

vat obsah cementu.

• Konzistence – při sednutí kužele 80

až 170 mm by mělo být rozlití beto-

nu 410 ± 20 mm při přejímce na stav-

bě a během hodiny po přejímce by

rozlití betonu nemělo být menší než

360 mm. Beton musí být čerpatelný.

• Kamenivo

- zrnitost dle EN 933-1,

- ≤ 0,063, ≤ 3 % (kamenivo 0-4),

≤ 1,5 % (kamenivo d > 4 mm),

- obsah chloridů ≤ 0,02 %,

- sírany rozpustné v kyselině ≤ 0,8 %,

- celková síra ≤ 1 %,

- lehké zněčišťující částice ≤ 0,25 %

(kamenivo 0-4), ≤ 0,05 % (kamenivo

d > 4 mm),

- organické složky ovlivňující tuhnutí

a tvrdnutí cementu se nepřipouští,

- mrazuvzdornost (úbytek hmotnosti)

≤ 1 %,

- hustota – deklarované hodnoty,

- odolnost proti alkalické reakci – ne-

reaktivní,

- podíl drcených zrn ≥ 50 %, EN 933-5

(kamenivo d > 4 mm).

• Pro agresivitu prostředí XM2, popř.

XM3 použít kamenivo (0-4) těžené

z vody.

- Kamenivo d > 4 mm drcené LA25.

Nesmí být použito kamenivo z uhli-

čitanových hornin (vápence, dolomi-

tu), podíl silicitů, křemene a vůči vě-

trání odolných hornin > 75 %.

• Dmax ≤ 22 mm.

• Je možno použít příměsi v souladu

s EN 206-1 doporučeno w/(c + kf )

≤ 0,5; c/ρc + f/ρf + w max. 300 l/m3.

U žlabu a otěruvzdorných spádových

betonů doporučeno použití křemiči-

tých úletů v množství 8 až 10 %.

• Provzdušňovací přísady a superplas-

tifikační přísady s retardačními účinky

se nedoporučují.

Na základě požadavků platných

norem a našich doplňujících poža-

Tab. 1 Použité druhy betonů na RN ❚ Tab. 1 Used types of concrete on the RN

sledovaná veličina

Typ betonové konstrukce

monolitické konstrukce výplň prefabrikáty

C25

/30,

XC

2, X

A1,

– C

l0,4

,

Dm

ax=

22, (

60d

nů)(C

Z, F

2)

C25

/30,

XC

2, X

A1,

Cl0

,4,

Dm

ax=

22, (

CZ

, F2)

C30

/37,

XC

2,X

A1,

XM

2 C

l0,4

,

Dm

ax=

22 (C

Z, F

2)

C30

/37,

XC

2,X

A1,

XM

2

Cl0

,4, D

max

=22

(CZ

,

F2)+

mik

rosi

lika

C30

/37,

XC

4, X

F3, –

Cl0

,4,

Dm

ax =

22(

CZ

, F2)

C16

/20,

X0,

– C

l0,4

,

Dm

ax =

22(

CZ

, F2)

C40

/50,

XC

2, X

A1,

– C

l0,4

,

Dm

ax =

16

(CZ

, F2)

C40

/50,

XC

4, X

F3, –

Cl0

,4,

Dm

ax =

22(

CZ

, F2)

množství [m3] 1 600 2 500 150 500 820 1 300 6 200

místo použití dno stěny stěny

spádové

betony

a žlab

stropní

deska

vyro

vnáv

ací s

pádo

vá v

rstv

a

scho

dišť

ová

ram

ena

stro

pní p

anel

y

CEM I, 42,5 [kg/m3] 255 300 345 325 390

příměsi [kg/m3] 90 45 0 32 0

w/c [-] 0,54 0,53 0,5 0,52 0,45

frakce kameniva, počet 4 4 4 4 3

průkazní zkoušky fcm,cube [MPa] 40 40 48 49 54

vzorky stavba fcm,cube [MPa] 51 47 54 52 48

hl. průsaku průkazní zk. [mm] 30 28,8 25,8 16,2 12,5

hl. průsaku stavba [mm] 22 25,4 17,3 16 15

1 5



davků byly navrženy betony uvede-

né v tab. 1. Omezení jemných čás-

tic a množství cementu vedlo k návr-

hu čtyřfrakčních betonů z praného ka-

meniva. Pro betony XM2 byly vybrány

lokality kameniva Zaječí (0/4) a Olbra-

movice (4/8, 8/16, 11/22), v ostatních

případech byly použity Ledce (0/4),

Olbramovice (4/8, 8/16) a Lomnička

(8/16, 11/22). Cement u všech typů

betonů byl CEM I 42,5 R Ladce, ja-

ko příměsi byly použity jemně mletá

struska Štramberk, popílek Dětmaro-

vice a křemičité úlety, přísady od firmy

Sika.

Bohužel v době návrhu složení beto-

nů nebyla ještě platná ČSN EN 206-1

Změna Z4 (platnost říjen 2013), kte-

rá zrušuje*1) všechny odkazy na tabul-

ku F.2 (ČSN EN 206-1 Změna Z3), pro-

to nemohlo být optimalizováno i slože-

ní betonu C30/37, XF3. Domnívám se,

že ČSN EN 206-1, Změna Z3 spolu

s TKP ŘSD, z kterých částečně vychá-

zí, zasluhuje mnohem hlubší revizi, a to

nejen co se týče betonů v prostředí

XF.

V tab. 1 jsou uvedeny kubatury, místo

určení a základní charakteristiky včet-

ně výsledků průkazních a kontrolních

zkoušek betonů, které byly použity

na RN. Všechny betony vyhověly po-

žadavkům projektu.

VZHLED POVRCHU BETONŮ RN

Veškeré betony byly požadovány ja-

ko pohledové, proto byla vybetonová-

na referenční stěna, aby projektant, ob-

jednatel i budoucí provozovatel posou-

dili dosaženou kvalitu povrchu betonu.

Referenční stěna

Základ referenční stěny byl z betonu

určeného pro betonáž vnějších stěn

a vyšších betonážních taktů stěn vnitř-

ních. Vlastní referenční stěna byla vy-

betonována 18. ledna 2012 z betonu

se zvýšenou odolností proti otěru, kte-

rý byl navržen pro první takt betonáže

vnitřní a středové stěny.

Druhý takt referenční stěny o výšce

1 m byl z betonu určeného pro beto-

náž vnějších stěn.

Použité betony (maximální jmeno-

vitá horní mez frakce kameniva dle

EN 12620+A1) C25/30 XC2-XA1-Cl0,4,

Dmax = 22 (CZ, F.2), S3, 50 mm

průsak pro číslo receptury 439805

a C30/37, XC2, XA1, XM2,-Cl0,4, Dmax

= 22 (CZ, F.2), S3, 50 mm průsak pro

číslo receptury 439806.

Beton byl dodáván z certifikované be-

tonárny STAPPA mix., spol. s r. o., prů-

kazní zkoušky betonů byly doloženy.

Referenční plocha byla obdobou

středové stěny retenční nádrže a před-

stavovala v podstatě výsek vnitřní stě-

ny o rozměrech 2 x 3 m. Odpovídající

byla i výztuž referenční stěny.

Jako bednící desky byly použity des-

ky pro nejtvrdší požadavky z křížem

lepené dýhy. Tyto vysoce kvalitní pře-

kližky jsou používány pro hladký po-

hledový beton a jsou oboustranně po-

taženy zesíleným povlakem z fenolové

pryskyřice.

Odbedňovací přípravek na bázi mi-

nerálních olejů (Peri olej) byl na bední-

cí dílce nanášen nástřikem s násled-

ným rozetřením.

Beton byl z betonárny dopraven au-

todomíchávačem. Do bednění byl

ukládán po vrstvách čerpadlem. Hut-

nění a ukládka probíhala ve smyslu TP

po vrstvách s hutněním ponornými vi-

brátory. Po osazení těsnícího plechu

byl horní povrch stržen dřevěným hla-

dítkem.

Průběh teplot [oC] v části referenční

stěny z C30/37, XC2, XA1, XM2 je uve-

den v tab. 2.

Stěna byla odbedněna a ihned

po odbednění opatřena parotěsným

nástřikem, překryta geotextilií a vodo-

nepropustnou plachtou.

Na základě prohlídky referenční stěny

bylo rozhodnuto:

• Pohledovost betonů na RN bude od-

povídat nebo bude lepší.

• Referenční stěna bude přístupná

po celou dobu výstavby železobeto-

nových konstrukcí.

• Provést ukázkovou sanaci nehomo-

genit v oblasti pracovní spáry a v ob-

lastech kolem spřahovacích tyčí včet-

ně utěsnění otvoru.

• Na půlce stěny provést silikatizační

nátěr Chem-Crete Pavix® CCC 100.

• Z referenční stěny budou odebrány

tři jádrové vývrty přes celou tloušť-

ku stěny.

• Povrch stěny bude jednoznačně po-

psán a fotograficky zdokumentován.

• Bude vypracována závěrečná zpráva

o referenční stěně.

Následně byly prohlédnuty jádrové

vývrty a sjednocen celkový popis vy-

hodnocení referenční plochy pro kva-

litu pohledových betonů pro stavbu

RN Jeneweinova a vodovod Komárov.

Všichni zúčastnění se shodli a podpi-

sem stvrdili následující popis:

a) struktura povrchu a provedení

spár

- hladká a uzavřená, povětšinou jed-

notná betonová plocha,

- žádná hnízda hrubšího kameniva,

- v místech spojů dílců bednění vý-

rony cementového mléka (jemné

malty) šířky do 3 mm,

- skoky povrchu mezi jednotlivými

bednícími dílci do 5 mm,

- otisk rámu bednícího dílce se při-

pouští,

Tab. 2 Teploty betonu referenční stěny ❚ Tab. 2 Temperature of concrete in a reference wall

datum a čas betonáže

Beton C30/37,XC2,XA1,XM2

teplota vzduchu

[°C]

teplota povrchu

betonu [°C]

teplota 70 mm

od povrchu [°C]

teplota ve středu

stěny [°C]

18. 1. 2012, 15:00 5 8,5 9,1 9,9

19. 1. 2012, 7:45 -0,5 9,5 19 22,2

20. 1. 2012, 7:45 2 8,3 16,4 18,6

Tab. 3 Rozhodující konstrukce RN se základními rozměry a počtem betonážních taktů ❚

Tab. 3 Main constructions of the RN, dimensions and number of cycles of concreting

typ konstrukce

vnější

poloměr

[m]

vnitřní

poloměr

[m]

tloušťka

betonu

[m]

výška

konstrukce

[m]

takty betonáže,

počet

dno 16,4 - 1,98 - 1

vnitřní prstenec 3 2,65 0,35 17,1 5

střední prstenec 10 9,5 0,5 17,1 5

vnější prstenec 16,4 15,2 1,2 17,1 4

strop 16,4 2,8 1 17,1 2

Haindlovo spadiště střed 4 x 3 m 0,35 17,1 5

schodiště střed 4 x 3 m 0,35 17,1 5

vyrovnávací betony vnější i vnitřní 0-7 15

spádové betony vnější i vnitřní 0,35 3

nátokový žlab příčný řez 3 x 2 m 0,4 Lamely = 42

*1) Poznámka k ČSN EN 206-1/Z4: dříve bylo obvyklé,

krásně česky: „V článku se ruší….“ v této změně Z4 je

důsledně používáno: „V článku se zrušuje….“.



b) pórovitost

- povrch betonu musí být uzavřený,

rovný, bez větších pórů. Výskyt pó-

rů o velikosti do 15 mm a hloubce

5 mm se připouští ojediněle, a to

v počtu pórů 10 až 15 mm max.

10 ks/m2,

c) barevnost

- není žádný požadavek na barev-

nost realizované konstrukce,

d) pracovní spáry

- výškový odskok mezi dvěma sou-

sedními úseky betonáže do 5 mm,

- výrony jemné malty na straně k dří-

ve betonovanému dílu musí být

včas odstraněny,

- doporučuje se použití trojhranných

lišt,

e) dodatečná úprava povrchu beto-

nové konstrukce

- stěna mezi vnitřní a vnější retencí

ze strany vnitřní retence, v rozsahu

prvního pracovního postupu, bu-

de ošetřena nátěrem Chem-Crete

Pavix® CCC 100. Ve stejném roz-

sahu bude ošetřena i stěna čerpa-

cí stanice vnitřní retence ze stra-

ny vnitřní retence. Jedná se o ná-

těr otěruvzdorných betonů. Ošetře-

ní bude provedeno nad úrovní spá-

dových betonů.

- bude provedeno utěsnění otvorů

po spínacích tyčích bednění dle TP

zhotovitele.

Tím, že byly jednoznačně stanove-

ny vizuální parametry povrchu, betonu

a vypracována závěrečná zpráva, kte-

rá byla schválena zástupci objednava-

tele i budoucího uživatele, odpadly ob-

197

a b e f g h j kc d197,770

196

195

194

193

192

191

190

189

188

186

187

185

184

183

182

181

180

179

197

196

195

194

193

192

191

190

189

188

186

187

185

184

183

182

181180,620

180

179

a b

a

c

bd

a

bc

d

e

f

g

h

j

k

m

194,180

193,910192,960

192,960

190,160

186,220

183,460

181,820

181,130

180,870

180,620

180,620

181,080

181,010

194,200 193,910

190,160

181,1305,0%

13,6%

32,8%

55,2%

79,6%

57,2%

17,6%5,13%

5070 50001000

5000 5000 5000 5000 5000 5000 5000

1340

2045 3605 3690 660

4 5

8

6

7

1 7



vyklé problémy při subjektivním posu-

zování pohledové stránky betonu při

přejímání konstrukce. Měřením teplot

byla prokázána účinnost navrhované-

ho způsobu ošetřování betonu i za níz-

kých teplot.

Výsledná pohledovost betonu RN by-

la lepší než u referenční stěny, lokální

sanace byly provedeny pouze na ně-

kolika hranách konstrukce.

VÝSTAVBA RN

RN je možné rozdělit na několik vzájem-

ně propojených železobetonových kon-

strukcí (tab. 3). Betonáž vnitřních stěn

probíhala do skruženého oboustranné-

ho bednění, vnější stěna byla betono-

vána do jednostranného bednění s při-

kotvením skalními kotvami k milánským

stěnám. Vnější stěna byla betonována

po polovinách. Vyrovnávací betony by-

ly betonovány po lamelách schodovi-

tě, spádové betony byly ukládány pro-

ti spádu a povrch byl ručně zapraven.

Velmi obtížná byla betonáž nátokového

žlabu, proto bude popsána podrobněji.

Nátokový žlab RN

Osa nátokového žlabu je v půdorysu

kružnicí, v rozvinutém řezu pak empi-

ricky proloženou křivkou, která na dél-

ce cca 35 m překonává výškový roz-

díl cca 14 m (obr. 4). V oblasti inflexní-

ho bodu byl spád cca 80 %, proto by-

lo nutné ukládat beton do bednění se

záklopem. Obdélníkový průřez žlabu

3 x 2 m je konstantní a v obou osách

kolmý na osu žlabu, povrch žlabu tedy

tvoří zborcené plochy.

Vytváření složitého prostorového

Obr. 4 Schéma žlabu, řez v ose a pohled shora ❚ Fig. 4 Schema

of the trough-section in axis and top view

Obr. 5 Separace dna od Milánských podzemních stěn

❚ Fig. 5 Separation of a base from Milan underground walls

Obr. 6 Poslední takt vnější stěna ❚ Fig. 6 Last tact outer wall

Obr. 7 Strop RN ❚ Fig. 7 Ceiling of the RN

Obr. 8 Dokončená RN ❚ Fig. 8 Completed RN

Obr. 9 Bourání Milánské podzemní stěny ❚ Fig. 9 Demolition

of the uderground walls

Obr. 10 Žlab vně RN ❚ Fig. 10 The trough outside the RN

Obr. 11 Dno žlabu ve stěně RN ❚ Fig. 11 Base of trough

in the wall of the RN

Obr. 12 Zabetonovaný průchod žlabu stěnou RN ❚

Fig. 12 General view on pass through the wall after concreting

of the trough

109

12

11



bednění by bylo velmi nákladné a ne-

ekonomické, proto bylo rozhodnuto

žlab betonovat po lamelách vytvoře-

ných z rovinných ploch. Délka každé

lamely byla výpočtem stanovena tak,

aby navazovala výškově na teoretic-

ké vytýčení lamely předchozí a v ose

byla sečnou požadované křivky prů-

běhu žlabu. Po proložení roviny vypo-

čítanými krajními body a osou bedně-

ní nesměl rozdíl ve vzdálenějších ro-

zích bednění lamely překročit ± 15 mm

oproti teoretickým výškám. Délky jed-

notlivých lamel nepřekročily 1,2 m.

Jednotlivé lamely bednění byly vyro-

beny z překližek a dřevěných trámků,

při své šířce umožnovaly mírné zkrou-

cení, takže byly dodrženy maximální

povolené výškové rozdíly mezi jednotli-

vými lamelami 5 mm. Díky uvedenému

způsobu vytyčování bednění se poda-

řilo udržet teoretický tvar žlabu s do-

statečnou přesností.

Průřez byl betonován s těsněnou pra-

covní spárou umístěnou nad náběhy

spodní desky.

Další komplikací byl průnik žlabu stě-

nou RN a pažící Milánskou stěnou. Dél-

ka průniku vnitřního okraje žlabu pře-

sahovala 10 m. Žlab prochází otvorem

poměrně těsně a horní deska žlabu

je v podstatě nepřístupná. Po dohodě

s projektanty jsme navrhli změny tvaru

výztuže a betonáž celého průniku jako

bloku, v němž žlab vytvořil otvor.

ZÁVĚR

Díky těsné a tvůrčí spolupráci zhotovi-

tele, projektanta, zadavatele a budou-

cího provozovatele se podařilo během

výstavby předejít případným problé-

mům a vytvořit dílo, které je ojedinělé

v rámci kanalizační sítě ČR. Zkušenost

a odborná erudice pracovníků dodava-

telské firmy OHL ŽS, a. s., spolu s tvůr-

čím přístupem všech zaměstnanců da-

la vzniknout dílu, které by svou estetic-

kou úrovní a kvalitou mohlo být cílem

exkurzí všech odborníků zabývajících

se betonovými konstrukcemi, bohužel

však zůstane nenápadně ukryté hlubo-

ko pod zemí.

NÁKLADY STAVBY

Celkem dle smlouvy s objednavatelem či -

nily stavební náklady 478 352 180,50 Kč

bez DPH.

Náklady na železobetonové konstruk-

ce představovaly cca 13 % bez Milán-

ských stěn.

Tento článek vznikl za spolupráce

následujících firem a jejich zástupců:

Ing. Alexandra Hradská a Ing. Petr Prax, Ph.D.

– oba Pöyry Environment, a. s.,

pan Petr Kubík – stavbyvedoucí OHL ŽS, a. s.

Ing. Jiří Zahrada, CSc.

OHL ŽS, a. s.

mob.: 602 565 326


Literatura:

[1] Hradská A., Prax P.: Retenční nádrž

Jeneweinova v Brně, CKAIT IK 2014

CONCRETE AND CULTURE: A MATERIAL HISTORY Adrian Forty

Royal Institute of British Architects

vyhlasil v říjnu 2013 vítěze Ceny

presidenta institutu za výzkum

v roce 2013. Prestižní cena byla

udělena profesoru Adrianu

Fortymu, The Barlett School of

Architecture at UCL, autoru knihy

Concrete nad Culture: A Material

History, za pozoruhodný a význačný

výzkum, jehož poznatky a závěry

jsou prezentovány v uvedené knize.

Porotci se shodli, že je to kniha

o hledání cesty k betonu, materiálu

často znevažovanému, který však

má obrovský potenciál z pohledu estetického, sociálního i technického.

Představuje zajímavé příklady a příběhy, je poutavě napsaná a přináší

řadu významných poznání.

Autor přípravě napsání knihy věnoval několik let vyhledává-

ní a sbírání poznatků a dostupných informací po celém svě-

tě. Na jejich základě mapuje v knize vztah betonu a moderní

kultury v širším slova smyslu, od jeho „znovuobjevení“ v dru-

hé polovině 19. století sleduje, jak se měnil ve vztahu k rozví-

jejícímu se poznání jeho povahy, vlastnostem z pohledu ča-

su a materiálu. Rozebírá a diskutuje také, jak se s ním archi-

tekti postupně učili zacházet, jakou roli hrála v tomto proce-

su aktuální politika, film, náboženství či pracovní vztahy, stej-

ně jako dnešní otázky a argumenty ve vztahu k udržitelnosti.

Přestože beton byl zásadní pro výstavbu některých celo-

světově uznávaných avantgardních staveb, stále je považo-

ván za kontroverzní materiál a to nejen kvůli výhradám, že

stírá jedinečnost místa, protože stejné betonové stavby se

dají postavit prakticky kdekoliv. V knize autor provádí čte-

náře napříč Evropou, Severní a Jižní Amerikou a dálným vý-

chodem a poukazuje na globální konsekvence použití ma-

teriálu v různých místech.

Po úvodu je kniha rozdělena na deset kapitol, které každá

nabízejí jiný pohled na beton, někdy netradiční nebo v pře-

kvapivých souvislostech:

• one – Mud and modernity

• two – Natural or unnatural

• three – A medium without history

• four – The geopolitics of concrete

• five – Politics

• six – Heaven and earth

• seven – Memory or oblivion

• eight – Concrete and labour

• nine – Concrete and photography

• ten – A concrete renaissance

Kniha je doplněna bohatým výčtem referencí (299 polo-

žek), vybranou bibliografií a dobře sestaveným indexem. Po-

někud nečekané je uměřené množství pouze černobílých

fotografií a dalších grafických informací, o to více je tu zají-

mavého textu, který čtenář může prokládat do svých vlast-

ních zážitků ze setkání s betonem.

Concrete and Culture: A Material History

Adrian Forty

Vydalo: Reaktion Books LtD, London,

První vydání 2012

www.reaktionbooks.co.uk

pevná vazba, 175 x 225 mm

335 stran

ISBN 978-1-86189-897-5

1 92 / 2 0 1 4 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N

M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y

Ondřej Zobal, Lubomír Kopecký,

Pavel Padevět, Vít Šmilauer,

Zdeněk Bittnar

Článek pojednává o betonu tělesa přehrady

vodního díla Orlík, a to více jak padesát let

od dokončení. Při výstavbě se z důvodu omeze-

ní maximálních teplot při tvrdnutí betonu použil

elektrárenský popílek v kombinaci se strusko-

-portlandským cementem. Účelem zkoumání

bylo odhalit a stanovit možné látkové, fázové

a strukturní změny betonu, které lze po tak dlou-

hé době předpokládat. Charakteristická pevnost

betonu v tlaku vzrostla z 10,1 MPa ve 28 dnech

na 38,7 MPa po padesáti letech. ❚ The

paper characterizes concrete of the Orlik dam

more than fifty years after construction. Fly

ash in combination with slag-portland cement

was used to mitigate maximum temperatures.

Concrete was analysed for potential changes

in structure, phase composition and physical-

mechanical properties, due to long time period

after construction. The characteristic concrete

compressive strength increased from 10.1 MPa

at 28 days to 38.7 MPa at 50 years.

VODNÍ D ÍLO ORLÍK

Vodní dílo (VD) Orlík stále náleží k nej-

významnějším stavbám svého druhu

uskutečněným na území České repub-

liky. Jako největší vodní dílo na našem

území (obr. 1) je součástí tzv. Vltavské

kaskády, kam se řadí další přehradní je-

zera Lipno, Hněvkovice, Kořensko, Ka-

mýk, Slapy, Štěchovice a Vrané. Nejdů-

ležitější účely tohoto VD jsou minimali-

zace průtoků na Vltavě a ochrana sídel

na řece před katastrofálními záplavami,

dodávka elektrické energie v interva-

lech vysokých odběrů ze sítě, dodáv-

ka povrchové vody, rekreace a vod-

ní sporty, plavba v nádrži a rybí hospo-

dářství [1].

V období výstavby, mezi léty 1956

až 1961, bylo VD Orlík jednou z nejná-

kladnějších staveb: tehdejší cena do-

sahovala 1 miliardy korun. Stavba po-

hltila veliké objemy stavebních mate-

riálů. Návrh díla a zejména jeho prová-

děcí projekt byly během přípravy kon-

zultovány též s externími specialisty,

zejména z ČVUT v Praze [2, 3].

Přehradní těleso VD Orlík

Vodní dílo Orlík tvoří tři části – těleso

přehrady, vodní elektrárna a plavební

zařízení – zdymadlo s výtahem (obr. 2).

Těleso přehrady je přímá, tížná beto-

nová hráz, vysoká max. 81,5 m a v ko-

1

Obr. 1 Letecký záběr VD Orlík [4] ❚

Fig. 1 Aerial view of the Orlík dam [4]

ANALÝZA BETONU Z TĚLESA PŘEHRADY ORLÍK PO PADESÁTI

LETECH ❚ ANALYSIS OF CONCRETE FROM THE BODY OF

THE ORLÍK DAM AFTER FIFTY YEARS



runě dlouhá 450 m [5]. Objem materi-

álu na betonáž samotného tělesa byl

obrovský, jednalo se o 923 000 m3

betonu. Dokonalý harmonogram pra-

cí a promyšlená technologická řešení

však umožnila vybetonovat 83 % ku-

batury již za třicet dva měsíců [3].

Složení betonu hráze

Během betonáže bylo složení betonu

hráze upravováno (viz kapitola Omeze-

ní hydratačního tepla). Do původní re-

ceptury byl přidáván elektrárenský po-

pílek. V tab. 1 je uvedeno složení ko-

nečných receptur betonu.

Výroba betonu pro stavbu hráze

Výroba betonu byla plně mechanizo-

vána a automatizována, pracovalo se

po dvou jedenáctihodinových smě-

nách, pět a půl dne v týdnu. Podle pro-

jektu bylo potřeba vyrábět 40 000 m3

betonu měsíčně, celkově tak bylo na-

mícháno přes 1 mil m3 směsí pro vý-

robu betonu.

Protože nebyly k dispozici místní zdro-

je kameniva a ani štěrk z okolních vltav-

ských teras nebyl vhodný (malé obje-

my, horší vyzrálost sedimentu), byl do-

vážen labský štěrkopísek, tehdy prů-

běžně těžený při úpravách a prohlubo-

vání koryta Labe k zabezpečení říční

dopravy plavid ly stále větších rozměrů

a ponoru. Toto kamenivo bylo vytříděné

do pěti frakcí (0–3, 3–10, 10–25, 25–50,

50–100 mm) a na stavbu dopravováno

po železnici. Celkem bylo dovezeno ví-

ce jak 1,2 mil m3 říčních štěrků a další-

ho, doplňkového kameniva.

Z cementárny v Králově Dvoře by-

lo na místo výstavby přepraveno

220 000 t cementu. Jeho deklarovaná

kvalita však značně kolísala, proto byla

v místě výstavby zřízena kontrolní labo-

ratoř, jež provedla přes 9 000 různých

zkoušek cementu a na 30 000 nede-

struktivních měření vlastností betonu

během hydratace, a to před i po ulo-

žení.

Ojedinělý byl způsob kontinuální vý-

roby betonu ve třech horizontálních mí-

chačkách. Na stavbu bylo třeba rych-

le dodávat veliké objemy betonu, navíc

v celkem deseti různých druzích. Hrá-

zové lamely byly oddilatovány po 15 m

a byly široké až 30 m. Kubatura jedné

lamely činila až 900 m3. Beton byl po-

stupně zhutňován v 500 mm mocných

vrstvách, pomocí „dvoumužných“ vib-

rátorů o váze 86 kg. Pracovaly s frek-

vencí 9 000 kmitů/min. [2, 3].

Omezení hydratačního

tepla

Během počáteční betonáže hráze (cca

pět bloků, 130 000 m3 betonu) měla

směs pro výrobu betonu běžné slože-

ní, s aplikací pouze strusko-portland-

ského cementu. Po vybetonování a při

příchodu chladnějšího období se za-

čaly na blocích objevovat trhliny. Trhli-

ny byly většinou 1 mm široké a zasa-

hovaly do hloubky 1 maximálně až 3 m.

Příčinou trhlin byly rozdílné teploty

mezi povrchem a vnitřní partií masivní

konstrukce, kdy byl zjištěn teplotní roz-

díl 22,5 °C v hloubce 6 m. Teplotními

čidly byla naměřena povrchová teplota

Obr. 2 a) Příčný řez přehradním tělesem Orlické přehrady [1], b) pohled na těleso přehrady –

vzdušná strana, v popředí těleso lodního výtahu, vpravo dole budova elektrárny, c) revizní štola

v tělese přehrady ❚ Fig. 2 a) Cross section of the Orlík dam [1], b) the body of the dam, –

aerial side, in the front the body of the ship elevator, on the bottom right the power plant building,

c) inspection gallery in the body of the dam

2a 2b

2c



0 °C, avšak uvnitř bloku +40 °C, a to

v betonu starém 30 dní od zhotovení.

Příčinou vzniku trhlin byl nadměrný vý-

vin hydratačního tepla. Pro jeho sníže-

ní se tehdy používaly následující meto-

dy: chlazení záměsové vody, přidává-

ní ledové krupice do betonové směsi,

nebo chlazení uloženého betonu sou-

stavou trubek s proudící studenou vo-

dou [2, 3].

Z ekonomických, časových a záso-

bovacích důvodů nebyla ani jedna va-

rianta použita. Naopak byl zvolen ji-

ný postup, a to nahrazení části slinku

elektrárenským popílkem. Tato aplika-

ce se úspěšně používá i v současnosti

pro masivní konstrukce, jak ukazují pří-

klady z praxe i modely [6].

V počátečním stadiu hydratace po-

pílek nereaguje a nárůst teploty je dán

pouze uvolňováním hydratačního tep-

la vlastního cementu, jehož množ-

ství v daném případě bylo redukováno

ve prospěch popílku. Popílek vstupuje

do děje až v etapě vývoje Ca(OH)2, při

hydrataci alitu a belitu a vzniku prvních

C-S-H gelů, formou pomalé pucoláno-

vé reakce s Ca(OH)2. Teprve, až když

se alkalinita prostředí genezí hydroxidu

vápenatého výrazně zvýší (pH > 11),

nastává částečné rozpouštění alumisi-

kátových komponent popílku – v prv-

ní řadě struskovitých částic. Při této

reakci se zároveň spotřebovává Ca-

(OH)2, uvolňovaný hydratací cemento-

vého slínku.

Nově vzniklé pojivo téměř neobsahu-

je volný Ca(OH)2, který by byl jinak za-

stoupen v hojném množství. Přídavek

popílku má několik příznivých efektů:

• menší množství hydratačního tepla

na objem betonu,

• úsporu cementu,

• spolu s hrubě mletým slinkem též při-

spěl k zvýšení dlouhodobé pevnosti

takto připraveného betonu.

Odběry vzorků betonu pro

instrumentální analýzy a měření

Ve štole a na povrchu tělesa přehrady

byly provedeny jádrové vývrty o průmě-

ru 80 mm a délce až 3 m, které ode-

braly 3krát jádrový a 3krát obalový be-

ton. Na obr. 3 je ukázka odvrtávání jád-

rového betonu v jedné ze štol. Navíc

byla získána tělesa o průměru 300 mm

z jiného staršího odvrtu. Vzorky o prů-

3a 3b

Tab. 1 Složení pojiva betonu na VD Orlík, [2]

❚ Tab. 1 Composition of the binder for the

Orlík dam, [2]

Beton Složení [kg/m3]

Označení

Strusko-

portlandský

cement

Popílek

B170-obalový 200 50

B80-jádrový 130 50

Obr. 3 a) Odběr jádrového vývrtu o průměru

80 mm v revizní štole přehrady, b) detail

betonu vzdušné strany hráze s otvorem

po odběru jádrového vývrtu ❚

Fig. 3 a) Core drilling of 80 mm in diameter in

the gallery, b) detail of concrete from the aerial

side of the dam with a hole after removing the

core

Obr. 4 Jádra o průměru 80 mm

❚ Fig. 4 Cores with 80 mm in diameter

4



měru 80 mm byly použity pro chemické

a mikroskopické analýzy (obr. 4). Vel-

ké vzorky sloužily pro stanovení pev-

nosti betonu v tlaku a pevnosti v příč-

ném tahu.

Mikroskopická a fázová analýza

K měření byl využit elektronový mi-

kroskop FEI XL-30-ESEM vybavený

energeticky disperzním mikroanalyzá-

torem s Si(Li) detektorem (EDAX). Sní-

mání ve zpětně odražených elektro-

nech (BSE) poskytlo důležité informa-

ce o distribuci stávajících fází, tedy po-

tvrzení přítomnosti portlanditu, charak-

ter a zrnitost zbytkových slinkových

minerálů, obraz porozity, kvalitu styko-

vé zóny mezi kamenivem a cemento-

vým tmelem a indikaci reliktních částic

popílku. Důležitými poznatky byly též

charakter zrnitosti a složení štěrkopís-

ků. Prvková analýza poskytla podrob-

nou informaci o látkovém složení, resp.

její údaj v at. % pak nepřímý odhad za-

stoupení minerálních složek.

Na SEM-BSE mikrofotografiích ná-

brusů betonu z konstrukce přehra-

dy Orlík (obr. 5) je patrný vysoký stu-

peň zhutnění čerstvého betonu – pó-

rozita zavlečeným vzduchem je mini-

mální, také se nevyskytují póry po se-

gregované vodě. Velká bílá svítící zrna

(v BSE) jsou zbytky nezhydratovaného

slinku – většinou belitu (C2S), podruž-

ně též alitu (C3S) a kalcium-alumino-

ferritu (C4AF). Cement byl dle dostup-

ných informací mlet nahrubo záměrně,

hrubé zrno cementu efektivně zpoma-

luje hydrataci.

Zajímavý je též charakter kameniva –

jak bylo uvedeno, byly to labské štěr-

ky těžené přímo z říčního koryta, tedy

ne tzv. „kopané“ štěrkopísky ze star-

ších labských teras. Míra opracová-

ní je značná – převážně oválné valou-

ny, zejména však zastoupení zrnitost-

ních frakcí rovnoměrně vykrývá zrni-

tostní křivku od nejmenších zrn (pou-

ze křemen, zirkon, monazit, ilmenit

– tedy transportu odolávající minerá-

ly), v řádu setin až desetin milimetrů,

až po velké valouny téměř deseticen-

timetrové. Petrografické složení štěrků

(tzv. valounová analýza) prozrazuje vy-

zrálý sediment, tvořený dobře opraco-

vanými valouny velice odolných hornin

(kvarcitů, lyditů, metaprachovců, dole-

ritů, granulitů).

V případě labských štěrků, těžených

v oblasti před soutokem s Vltavou,

se uplatňuje ještě jeden faktor výbor-

né vyzrálosti sedimentu – tedy, že veš-

keré toto kamenivo pochází z horních

toků Labe a jeho přítoků: Úpy, Orli-

ce, Metuje, Cidliny aj. Střední a dol-

ní úseky těchto toků, zejména labské-

ho, totiž protékají oblastí české křído-

vé tabule vyrovnanou spádovou křiv-

kou a do „portfolia“ již nepřibírají další

– měkké horniny.

Právě tyto dva faktory, tedy spoji-

tá křivka zrnitosti a sedimentologic-

ky velmi vyzrálý říční štěrk, umožnily

mj. významě redukovat nutné množ-

ství cementu. Mezerovitost volně lože-

ného štěrkopísku je tedy relativně ma-

lá. Spolu s aplikací strusko-portland-

ského cementu s přísadou elektráren-

ského popílku tak byl zpomalen pro-

ces hydratace. Produkce hydratačního

tepla byla rozložena do delšího časo-

vého úseku, zejména však nenastal

rychlý nárůst teploty v iniciačním sta-

diu. To byla nutná podmínka betonáže

hráze v tak objemných segmentech.

Samostatně se cementové pojivo

prakticky nevyskytuje (obr. 6). V oblas-

tech mezi zrny štěrkopísku jsou v ce-

mentovém pojivu stále drobná zrn-

ka křemene nejmenší zrnitostní frak-

ce a také nezreagované částice po-

pílku: kuličky Fe, popř. Fe-oxidů, dále

mullitu, popř. křemenného skla. Zá-

5a

6a

5b

6b



sadním poznatkem je nepřítomnost

portlanditu, jenž je zcela běžný v beto-

nech na bázi portlandských cementů,

bez dalších přísad. Portlandit, vznikají-

cí při hydrataci slinkových minerálů (ali-

tu, belitu) pucolánovou reakcí, „spotře-

boval“ struskové částice popílku – tedy

částice s největším měrným povrchem.

„Čisté“ partie C-S-H gelu (HD-CSH)

pouze lemují nezhydratované belity.

Právě hydratace slinkových minerá-

lů, a po ní, s malým časovým odstu-

pem, následující alkalická reakce po-

pílků v přechodně silně alkalickém pro-

středí (pH > 12), dala vzniknout dvěma

geneticky různým typům pojiva. Tyto

dva vzájemně se podmiňující proce-

sy, které nedovolily rozvoj pórů s port-

landitem a ettringitem, jsou také zdro-

jem poměrně vysokých pevností beto-

nu přehradního tělesa.

Objemová hmotnost a volné

otevřené póry

Pro výpočet objemové hmotnosti by-

ly okraje jádrových vývrtů zarovná-

ny. Bezprostředně po vývrtu byla já-

dra uchovávána v uzavřených novodu-

rových trubkách, aby nedošlo ke ztrátě

původní vlhkosti.

Ze zjištěné objemové hmotnosti pů-

vodních přirozeně vlhkých vzorků vy-

chází, že rozdíl mezi objemovou hmot-

ností obalového betonu B170 a jádro-

vého betonu B80 je minimální, průměr-

ně 2 411 kg/m3. Lze konstatovat, že

míra substituce slinku popílkem nemě-

la na objemovou hmotnost vliv.

Jádrové vývrty o průměru 80 mm by-

ly rozřezány diamantovou pilou na plát-

ky o tloušťce 3 až 5 mm (obr. 4). Cel-

kem byly zhotoveny tři skupiny vzor-

ků po deseti kusech. Takto připrave-

né vzorky byly po dobu deseti měsíců

uloženy při stálé teplotě 20 °C ve vo-

dě, dokud nedošlo k ustálení hmot-

nosti. Poté byly po dobu dvou měsí-

ců umístěny do sušárny a při teplotě

105 °C vysoušeny do ustálení hmot-

nosti. Přepočtem bylo zjištěno, že ote-

vřená porozita pro vodu betonu B170

činí 5,3 % a u jádrového betonu B80

5,2 %. Z pohledu nasákavosti se jed-

ná o velmi kvalitní beton, patrně vyso-

ce mrazuvzdorný.

Pevnost v tlaku

Z válců o průměru 300 mm byly vy-

řezány vodou chlazenou diamantovou

pilou krychle o hraně 200 mm a by-

la provedena zkouška pevnosti v tla-

ku jádrového betonu B80. Test byl pro-

0

10

20

30

40

50

60

1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 37 40 43 46 49

distance [um]

wt

%

O

Mg

Al

Si

Ca

Fe

7a

8

7b

9

Obr. 5 Přehledné snímky nábrusů betonu

z vývrtu, BSE zobrazení ve zvětšení 30krát,

resp. 50krát ❚ Fig. 5 Polished sections

from cores in BSE, 30times and 50times

magnification

Obr. 6 Mikrostruktura cementového pojiva,

BSE, zvětšení 250krát, resp. 1 000krát,

trhliny jsou artefakty vysoušení vzorku při

přípravě ❚ Fig. 6 Microstructure of the

cement binder, BSE, 250x and 1 000x

magnification, cracks are artefacts from

sample preparation.

Obr. 7 a) Nezhydratované zrno belitu se

zónou HD-CSH, b) prvková liniová analýza

EDS ❚ Fig. 7 a) Unhydrated belite grain

with HD-CSH rim, b) EDS line analysis of

elements

Obr. 8 Krychle o hraně 200 mm před

zkouškou pevnosti v tlaku ❚ Fig. 8 Cube

200 mm prior to the compressive stress test

Obr. 9 Krychle po zkoušce pevnosti

v tlaku ❚ Fig. 9 Cube 200 mm after the

compressive stress test



veden na čtyřech krychlích. Obr. 8 za-

chycuje těleso připravené ke zkouš-

ce, obr. 9 ukazuje těleso zdeformované

po zkoušce. Naměřené hodnoty pev-

nosti v tlaku se pohybovaly mezi 42 až

51 MPa. Obr. 10 znázorňuje pracov-

ní diagramy.

Z literatury se dochovaly hodnoty

pevnosti betonu v tlaku na krychlích

o hraně 200 mm zkoušených při zho-

tovování díla [2]. V tab. 2 jsou uvedeny

charakteristické pevnosti v tlaku beto-

nu B80 (v současnosti třída C8/10) bě-

hem prvního roku, které jsou doplněny

o hodnotu po padesáti letech (výpočet

proveden dle ČSN EN 1990).

Vývoj pevností v čase lze názorně

shrnout do lineárního grafu s logarit-

mickou časovou osou (obr. 11). Od-

chylka od logaritmického průběhu je

velmi malá. Graf se týká betonu B80,

kde popílek představoval 28 % pojiva.

Pevnost v příčném tahu

Na válcích o průměru 300 mm a výš-

ce 220 mm byla provedena zkouš-

ka pevnosti v příčném tahu. Celkem

bylo vyzkoušeno šest těles a výsled-

né pevnosti se pohybovaly mezi 3 až

4,5 MPa, které odpovídají cca 10%

pevnosti v tlaku. Na obr. 12 je těle-

so připravené ke zkoušce a na obr. 13

poškozené těleso po zkoušce. Typický

průběh zkoušky je zachycen na grafu

na obr. 14.

ZÁVĚR

Vodní dílo Orlík nadále plným právem

náleží k nejvýznamnějším novodobým

technickým stavbám v České repub-

lice.

Mechanické zkoušky a analýzy vzor-

ků betonu, starého více jak padesát

0

10

30

40

20

0 10 100 1000

Čas [dny]

Log. (B80)

B80

y = 4,2652Ln(x) - 2,0339

R2 = 0,9749

Ch

ara

kte

rstická p

evn

ost

v t

laku

[M

Pa]

10000 100000

Tab. 2 Časový vývoj charakteristické pevnosti betonu z Orlické přehrady v tlaku [2] ❚

Tab. 2 Time evolution of the characteristic concrete compressive strength of the concrete

from the Orlík dam

BetonCharakteristická pevnost betonu v tlaku ve dnech [MPa]

7 28 90 100 360 18 615

B80 (C8/10) 5,2 10,1 18,0 20,7 23,4 38,7

10

11

Obr. 10 Pracovní diagram pevnosti betonu

v jednoosém tlaku ❚ Fig. 10 Stress-strain

diagram for the uniaxial compressive test

Obr. 11 Vývoj pevnosti betonu B80

v čase ❚ Fig. 11 Evolution of the

compressive strength of B80 concrete

Obr. 12 Zkušební těleso připravené

na zkoušku pevnosti betonu v příčném tahu ❚

Fig. 12 Specimen prior to the splitting tensile

test

Obr. 13 Rozlomený zkušební vzorek

po zkoušce pevnosti betonu v příčném

tahu ❚ Fig. 13 Specimen after the splitting

tensile test

Obr. 14 Pracovní diagram zkoušky pevnosti

betonu v příčném tahu ❚ Fig. 14 Stress-

strain diagram of the splitting tensile test

12 13



let, prokázaly vysoké hodnoty měře-

ných parametrů a spolu s instrumen-

tální mikroanalýzou objasnily vysokou

kvalitu betonu a potvrdily jeho trvan-

livost. Substituce slinku popílkem se

osvědčila zejména snížením prudké-

ho nárůstu vývoje hydratačního tep-

la v iniciačním stadiu a rozložením jeho

produkce do delšího časového inter-

valu. V dlouhodobém časovém vývo-

ji popílek významně přispěl k nárůstu

pevností, k nízké nasákavosti a umož-

nil vznik kompaktní mikrostruktury

hydratovaného cementového pojiva.

Zkoušky a analýzy prokázaly ekono-

mickou a technologickou výhodnost

aplikací elektrárenských popílků při vý-

robě betonu. Mělo by se tak dít větší

měrou než dosud. Ve výrobě staveb-

ních materiálů (cementu, betonu a cih-

lářských tovarů) se zatím využívá pou-

ze 11 % z celkové produkce elektráren-

ských popílků [6]. Zbytek vesměs končí

na úložištích. Je však třeba podotknout,

že ne všechny typy elektrárenských po-

pílků mají vlastnosti vhodné pro aplika-

ce ve stavebnictví. Vhodnými techno-

logickými úpravami, např. zrnitostním,

popř. magnetickým tříděním, mletím

a mísením, by se využitelný poten ciál

popílků ve stavebnictví zvýšil.

Příspěvek vznikl za podpory projektu

FR-TI3/757 „Zvýšení potenciálu elektrárenkých

popílků jako alternativního pojiva pro výrobu

ekologicky šetrných cementových kompozitů“,

Centra kompetence TAČRTE01020168

a za podpory Evropské unie, OP VaVpI.

CZ.1.05/2.1.00/03.0091 – Univerzitní centrum

energeticky efektivních budov.

Ing. Ondřej Zobal


tel.: 224 354 495

RNDr. Lubomír Kopecký


tel.: 224 354 823

Ing. Pavel Padevět, Ph.D.


tel.: 224 354 484

doc. Ing. Vít Šmilauer, Ph.D.


tel.: 224 354 483

prof. Ing. Zdeněk Bittnar, DrSc.


tel.: 224 353 869

všichni:

Katedra mechaniky

Fakulta stavební ČVUT v Praze

Thákurova 7, 166 29 Praha 6

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Dlubal Software s.r.o.Anglická 28, 120 00 Praha 2Tel.: +420 221 590 196Fax: +420 222 519 [email protected]

Aktuální informace

www.dlubal.cz

Podpora nových evropských norem Různé národní přílohy Cena programu již od 33 450 Kč Česká verze včetně manuálů

FEM program pro výpo et 3D konstrukcí

Program pro výpo et prutových konstrukcí

Inzerce 71.7x259 spad Update 08-2013 (Beton CZ)_01.indd 1 25.8.2013 13:49:33

Firem

ní p

reze

nta

ce

Literatura:

[1] Manipulační řád VD Orlík, vd-tbd a. s.,

červen 2009

[2] Keil J. a kol.: Výstavba vodního díla

Orlík – sborník statí, n. p. Vodní stavby,

1966

[3] Hydroprojekt Praha: Vodní dílo Orlík

souhrnný elaborát – textová část,

1956

[4] FreeYacht pronájem plachetnic

na Orlíku, 2014, http://www.freey-

acht.net/fotoalbum/orlik/vd-prehra-

da-orlik/

[5] Povodí Vltavy, s. p., Vodohospodářské

informace – Vodní díla a nádrže – Orlík,

2013

[6] Šmilauer V. a kol.: Využití úletového

popílku pro betonáž masivních kon-

strukcí, Beton TKS 2/2014, str. 60–65

Specimen No.3

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

0 1 2 3 4 5 6 7

Strain (*0.001)

Str

ess (M

Pa)

14

POSOUZENÍ TĚŽNÍCH VĚŽÍ V SEVERNÍM MOŘI Z HLEDISKA

ODOLNOSTI PROTI PŮSOBENÍ CHLORIDŮ ❚ IN-FIELD

PERFORMANCE OF NORTH SEA OFFSHORE PLATFORMS WITH

REGARD TO CHLORIDE RESISTANCE



Steinar Helland, Ragnar Aarstein,

Magne Maage

Od roku 1973 bylo v Severním moři postaveno

třicet čtyři těžních věží pro naftařský a plyná-

renský průmysl, což představuje 2 650 mil. m3

vysokopevnostního (HSC) a vysokohodnotného

betonu (HPC). Konstrukce jsou provozními spo-

lečnostmi podrobně sledovány z hlediska jejich

chování v daném prostředí. Článek analyzuje

chloridové profily vyhodnocené ze 180 jádrových

vývrtů odebraných z deseti konstrukcí během

jejich dvou až dvaceti šesti let používání. Profily

jsou použity pro modelování odhadu zbytkové

životnosti. Na základě toho je zbytková životnost

klasifikována pomocí mezní podmínky spolehli-

vosti, že nedojde ke kritickému obsahu chloridů

v bezprostředním okolí výztuže. Získané poznatky

jsou porovnány s požadavky stanovenými sou-

časnými norskými normami pro betonové stav-

by vystavené drsnému mořskému prostředí. ❚

Since 1973 a total of 34 platforms for the oil and

gas industry, representing 2 650 000 m3 HSC/

HPC, have been installed in the North Sea. The

structures have been closely monitored by the

operating companies with regard to their in-field

performance. The presentation analyzes chloride

profiles from some 180 cores taken from 10

structures after 2 to 26 years service. The profiles

are applied to assess the remaining service life by

modelling. Based on this, the remaining service life

as a function of reliability for not passing a critical

chloride content at the reinforcement, are directly

quantified. The findings are compared with the

requirements given in the present Norwegian

standards for concrete works exposed to a harsh

marine environment.

STAVBY PRO TĚŽBU ROPY

A PLYNU V SEVERNÍM MOŘI

Od roku 1973 bylo v Severním mo-

ři postaveno třicet čtyři těžních věží

pro naftařský a plynárenský průmysl,

což představuje 2 650 mil. m3 vysoko-

pevnostního (HSC) a vysokohodnotné-

ho betonu (HPC). Do betonu bylo po-

užíváno běžné kamenivo i lehké kame-

nivo. Mnoho těžních věží má skořepi-

novou nosnou konstrukci, kde je vyu-

žívána vysoká pevnost betonu v tlaku

ke vzdorování vysokému hydrostatic-

kému tlaku vody (hloubka až 300 m).

V posledních dekádách se pozornost

uživatelů postupně obracela k trvanli-

vosti uvedených konstrukcí v mořském

prostředí, zejména k pronikání chlori-

dů vyvolávajících korozi výztuže. Jako

jedno z opatření ke zpomalení postu-

pu chloridů bývá doporučováno sníže-

ní vodního součinitele w/c, tedy stejné

opatření, které bývá užíváno při výro-

bě vysokopevnostního betonu. Za da-

ných okolností, na existujících kon-

strukcích, se tedy dalo ověřit, jak sní-

žení vodního součinitele skutečně pů-

sobí v dlouhodobých a reálných pod-

mínkách expozice konstrukcí.

Zkušenosti byly využity pro kalibra-

ci požadavků návrhu dle životnosti pro

konstrukce v mořském prostředí v nor-

ských betonářských normách. Naftař-

ské společnosti, které těžní věže pro-

vozují, zpracovaly během let jejich uží-

vání řadu různých posudků založených

na informacích získaných z jádrových

vývrtů odebraných z těchto konstrukcí.

Vzhledem k povaze tohoto průmyslové-

ho odvětví je obtížné získat, shromaž -

ďovat a publikovat takové informace.

Článek prezentuje data získaná z de-

seti konstrukcí (tab. 1 a 2), kde ope-

rátoři velkoryse uvolnili střežené infor-

mace ve prospěch průmyslového vý-

zkumu. Data zahrnují 180 chloridových

profilů z jádrových vývrtů odebraných

z konstrukcí za jejich dvou až dvace-

tišestiletou expozici v drsném prostře-

dí. Data byla analyzována autory člán-

ku. Jeden z nich se také podílí na vět-

šině inspekcí na konstrukcích (obr. 1),

což umožňuje vyhodnotit reprezenta-

tivnost dat a množství viditelných de-

fektů na konstrukcích.

Bylo zamýšleno odebírat jádrové vý-

vrty z náhodných míst, avšak inspek-

toři přiznávají, že vizuální defekty ovliv-

ňovaly jejich pozornost a měli tedy ten-

denci odebírat vzorky právě v těchto

místech. Autoři proto posuzují repre-

zentativnost odebraných vzorků jako

mírně podhodnocující skutečnou kvali-

tu konstrukcí. Data jsou shromažďová-

Tab. 1 Konstrukce postavené v Severním moři posuzované v článku, všechny konstrukce vyjma

Shore Approach byly betonovány do posuvného bednění ❚ Tab. 1 Structures from the North

Sea assessed in this paper, all structures except the Shote Approach landfall were cast by slip

forming

Rok

dokončení

Název

konstrukceOperátor

Typ

konstrukce

Hloubka

dna [m]

Objem betonu

[m3]

Návrhová

pevnost

1973 Ekofisk Philips keson 71 80 000 C45

1975 Brent B Shell GBS 140 64 000 C45

1977 Statfjord A Mobil GBS 145 87 000 C50

1982 Shore Approach Statpipe 0 až 30 10 000 C60

1986 Gullfaks A Statoil GBS 135 125 000 C60

1988 Oseberg A Norsk Hydro GBS 109 116 000 C60

1989 Gullfaks C Statoil GBS 216 244 000 C65

1993 Draugen Shell GBS 251 85 000 C70

1995 Heidrun (plovoucí) Conoco TLP 350 63 000 LC60

1995 Troll B (plovoucí) Norsk Hydros proměnnou

hloubkou ponoru325 43 000 C75

GBS: gravitační konstrukce, TLP: tension leg platform

Tab. 2 Základní data složení betonových směsí, obsah cementu kolísal

mezi 420 až 450 kg/m3 ❚ Tab. 2 Key data for the concrete compositions,

the cement content varies in range of 420 to 450 kg/m3

Název

konstrukceKamenivo Cement Mikrosilika [%] w/(c + s)

Ekofisk NDA CEM I - 0,45

Brent B NDA CEM I - 0,38

Statfjord A NDA CEM I - 0,38

Shore Approach NDA CEM I 8 0,36

Gullfaks A NDA CEM I - 0,38

Oseberg A NDA CEM I - 0,37

Gullfaks C NDA CEM I 2 0,38

Draugen NDA CEM I 2 0,4

Heidrun NDA; LWA CEM I 5 0,39

Troll B NDA; LWA CEM I 7 0,35



na z oblastí zasahovaných vlnami mo-

ře a vyšších.

Všechny konstrukce těžních věží jsou

v částech pod hladinou moře vybave-

ny „ztracenými“ anodami k ochráně-

ní mechanických částí, soustav potru-

bí a pažnic vložených do vrtů proti ko-

rozi. Protože mezi nimi a výztuží existu-

je elektrický kontakt, ocelová výztuž je

také chráněna proti korozi i v případě,

že chloridy proniknou betonem na je-

jí úroveň. Trvanlivost těchto spodních

částí tedy nebyla řešena.

Expoziční podmínky v Severním

moři

Podmínky, kterým jsou vystaveny be-

tonové konstrukce v Severním moři,

mohou být popsány následujícími úda-

ji: slanost vody v Severním moři je cca

35 g/l, teplota při hladině se pohybu-

je mezi 5 až 17 °C, nejvyšší výšky vln

a rychlost větru užívaná pro návrh kon-

strukcí jsou 25 až 30 m a 45 m/s. Tako-

vé klima lze charakterizovat jako drsné.

METODOLOGIE POSOUZENÍ

Analýzy jsou založeny na předpokladu,

že vnikání chloridů se řídí modifikovanou

verzí 2. Fickova zákona difúze (1), kde je

koeficient difúze závislý na čase [1], [2].

C x t C Cs Cix

tDs,

4erf (1)

kde Cs reprezentuje zatížení prostře-

dím, zatímco koeficient difúze D cha-

rakterizuje schopnost materiálu odolá-

vat průniku chloridů.

Koeficient D byl dříve považován

za na čase nezávislý parametr, avšak

laboratorními zkouškami i sledováním

konstrukcí vystavených až 37 let půso-

bení prostření bylo potvrzeno, že tato

odolnost se časem zlepšuje, [2] a [3],

v matematickém vyjádření

D t

D

t

t0

0 , (2)

kde D (t) je časově závislý koefici-

ent chloridové difúze, t je doba expo-

zice a D0 je měřený referenční koefi-

cient difúze, určený křivkou prolože-

nou měřenými chloridovými profily z vý-

vrtů (obr. 2).

Parametr α je tzv. faktor stárnutí. Kro-

mě těžní věže Heidrun byl rozptyl hod-

not koeficientů difúze příliš velký a ča-

sový interval mezi měřeními příliš krát-

ký k určení spolehlivých hodnot para-

metru α pro tyto konstrukce. Na zá-

kladě předchozích zkušeností a praxe

[4] byl ve výpočtech používán parame-

tr α = 0,6.

Ačkoliv se předepsaná tloušťka kry-

cí vrstvy mění v intervalu 50 až 75 mm,

skutečné rozdělení tloušťky krycí vrst-

vy není autorům známé. Protože hlav-

ním záměrem tohoto článku je po-

soudit současné požadavky na slože-

ní betonu a tloušťku krycí vrstvy beto-

nu v norských betonářských normách

NS 3473 (Standards Norway, 2003)

NS-EN 1992-1-1 (Standards Norway

2008) a NS-EN 206-1 (Standards Nor-

way, 2007), byla stanovena minimál-

ní tloušťka krycí vrstvy výztuže pro ex-

poziční třídu XS3 (plochu zaplavovanou

vlnami, oplachovanou a ostřikovanou

plochu) od 50 mm (50letá životnost). To

odpovídá nominální tloušťce krycí vrst-

vy 60 mm. Statistická interpretace těch-

to čísel uskutečněná normalizační ko-

misí ukázala, že maximálně okolo 10 %

povrchové výztuže má tloušťku krycí

vrstvy nižší než 50 mm. Mezní stav uva-

žovaný v tomto článku nastává, když

kritický obsah chloridů vyvolávající ko-

rozi výztuže dosáhne k povrchu výztu-

že. Tyto prahové hodnoty závisí na hod-

notách parametrů, jako jsou typ pojiva,

vodní součinitel w/c, vlhkost ad. Hodno-

ty použité v prezentovaných analýzách

jsou uvedeny v tab. 3 [5].

Úroveň obsahu chloridů od 0,07 % vá-

hy betonu je fib bulletinem 34 [6] inter-

pretována jako 10% pravděpodobnost

depasivace a v literatuře [7] jako 10 až

15% pravděpodobnost. Kritický obsah

chloridů k započetí koroze oceli je čas-

to považován za nezávislou proměnnou

k parametrům řídícím průnik chloridů

(Cs, D a tloušťka krycí vrstvy).

V tomto článku autoři uvádějí vypočí-

tané iniciační časy dosažení prahových

hodnot 0,07; 0,18 a 0,36 % váhy beto-

nu v houbce 50 mm. Protože kalibra-

ce použitého modelu se při delší ex-

pozici stala postupně více a více nejis-

tou, jsou uvedeny pouze iniciační doby

do 120 let.

Pro návrh životnosti založený na prav-

děpodobnosti musí být známo statis-

tické rozdělení povrchových koncentra-

Obr. 1 Inspektor ze společnosti RaKon AS

při kontrole betonového dříku věže ❚

Fig. 1 An inspector from RaKon AS

assessing a concrete shaft

Obr. 2 Typický chloridový profil konstrukce

vystavené působení mořské vody (z Oseberg A

po devíti letech expozice)

❚ Fig. 2 Typical chloride profile in concrete

exposed to sea water (from Oseberg A after

9 years exposure)

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

2010 30 400

Depth [mm]

Ch

lori

de

s in

% o

f c

on

cre

te w

eig

ht

Tab. 3 Prahové hodnoty chloridových

koncentrací pro spuštění koroze [5] ❚

Tab. 3 Treshold values for chloride

concentrations to trigger corrosion [5]

Cl-

[% vh. cementu]

Cl-

[% vh. cementu]

(předpokládáno

440 kg cementu

na m3 betonu)

Pravdě-

podobnost

koroze výztuže

> 2 > 0,36 jistá

1 až 2 0,18 až 0,36 pravděpodobná

0,4 až 1 0,07 až 0,18 možná

< 0,4 < 0,07 minimální

1 2



cí chloridů a koeficienty difúze [6]. Pro

prezentovaný případ byl k dispozici do-

statek informací.

Skutečné povrchové koncentrace

chloridů a koeficienty difúze určené

pro každý jádrový vývrt byly použity

jako vstupní parametry modelu pro ur-

čení zbytkového času do vzniku koro-

ze na každém vývrtu. Na jejich zákla-

dě byly vykresleny aproximované dis-

tribuční (kumulativní) funkce pravdě-

podobnosti pro dosažení životnosti

dané mezním stavem depasivace v té-

to studii. Protože úroveň spolehlivos-

ti užívaná pro projektové výpočty za-

číná na 90 % (tj. 10 % nevyhoví poža-

davkům), [6] a [4], byla zde pozornost

obrácena ke spodnímu konci kumula-

tivní křivky.

Tento přístup byl vybrán, protože tra-

diční výpočty založené na středních

hodnotách a standardních odchylkách

by byly nepřesné vzhledem k faktu, že

pro řadu konstrukcí je několik výsled-

ků s nejnižší pravděpodobností zřejmě

způsobeno jinými mechanismy než ve

zbytku souboru. Tato důležitá informa-

ce zapadne a zmizí, pokud je celý sou-

bor hodnocen, jako by pro něj platilo

stejné statistické rozdělení. Toto je dis-

kutováno později.

VÝSLEDKY Z JEDNOTLIVÝCH

KONSTRUKCÍ

Ekofisk

Keson Ekofisk z roku 1973 je první be-

tonovou konstrukcí umístěnou do Se-

verního moře poté, co zde byla objeve-

na ložiska ropy a zemního plynu. Keson

byl navržen z HSC té doby (charakte-

ristická pevnost betonu v tlaku měřená

na krychlích začíná na 45 MPa, což byla

tehdy nejvyšší návrhová pevnost betonu

uvažovaná v norské normě). Použité po-

jivo byl nemíchaný Portlandský cement

(CEM I) a vodní součinitel w/c byl 0,45.

Na základě vyhodnocení deseti jád-

rových vývrtů odebraných z konstruk-

ce v roce 1990, [8] a [9], byl sestaven

graf na obr. 3, který ukazuje, kdy bu-

de dosaženo kritického obsahu chlori-

dů na úrovni 0,07 a 0,18 % z váhy be-

tonu v hloubce 50 mm pod povrchem.

Stojí za povšimnutí, že není zřej-

mé, zda odolnost vůči průniku chlori-

dů na této konstrukci naplní očekává-

ní 50leté použitelnosti udávané norský-

mi normami s dostatečným přesahem.

Pro skutečnou konstrukci však byla za-

dána krycí vrstva 60 mm. To více mé-

ně odpovídá současným požadavkům

v NS 3473/NS-EN 1992-1-1, [10] a [11],

Obr. 3 Ekofisk (vnější stěna tanku): doba do dosažení kritického obsahu chloridů v hloubce

50 mm pod povrchem, akumulované hodnoty z deseti vývrtů odebraných z kon struk ce po 17

letech ❚ Fig. 3 Ekofisk (external wall of tank): time to reach critical chloride content at 50 mm,

accumulated based on ten cores taken from the structure after 17 years

Obr. 4 Brent B: čas do dosažení kritického obsahu chloridů v hloubce 50 mm, akumu lované

hodnoty z patnácti vývrtů odebraných z konstrukce po 19 letech ❚ Fig. 4 Brent B: time

to reach critical chloride content at 50 mm, accumulated based on 15 cores taken from the

structure after 19 years

Obr. 5 Odběr jádrových vývrtů z pobřežní konstrukce při odlivu ❚ Fig. 5 Drilling cores from

the Shore Approach landfall at low tide, the structure protecting two gas pipelines in the Statpipe

system from the impact of waves, the export to Europe is about 7 billion m3 gas per yeas

0

20

40

60

80

100

0 20 40 60 80 100 120

years

% o

f th

e s

am

ple

s

0.07 % Cl–

0.18 % Cl–

0,0

20,0

40,0

60,0

0 20 40 60 80 100 120

years

% o

f th

e s

am

ple

s

0.07 % Cl–

0.18 % Cl–

3

4

5



na 50 mm minimální a 60 mm nominální

tloušťku krycí vrstvy. Původní navrhova-

ná doba použitelnosti byla pouze 30 let.

Po 35 letech užívání byl keson vyřazen

z provozu bez jakékoliv větší opravy ne-

bo zpevnění během užívání – naplnil tak

předpoklady návrhu.

Horní nástavba a technologické in-

stalace byly demontovány, ale betono-

vá část konstrukce zůstala stát na mís-

tě. Dle autorům dostupných informací,

těžební společnost neuvažuje o něja-

kých aktivitách spojených s opravami

této konstrukce, které by umožnily je-

jí provozování po nějaké další nespeci-

fikované období.

Brent B

Z devatenáct let provozované konstruk-

ce bylo odebráno patnáct jádrových vý-

vrtů a byly změřeny jejich chloridové

profily [12]. Na základě zaznamenaných

profilů analyzovali autoři článku chová-

ní konstrukce. Kumulativní funkce prav-

děpodobnosti iniciačního stadia pro vý-

ztuž v hloubce 50 mm je znázorněna

na obr. 4.

Stojí za povšimnutí, že převážná část

souboru vykazuje dobré hodnoty pro

prostředí bohaté na chloridy. Situa-

ci však zhoršuje několik vývrtů s mini-

mální odolností. Vzhledem k tomu, že

všechen beton byl vyráběn dle stej-

né specifikace, potenciál směsi je po-

psán střední hodnotou iniciačního sta-

dia, musel být potenciál nevyhovujících

vývrtů narušen během betonáže. Lep-

ší betonová směs nebo zvýšení krycí

vrstvy výztuže by tuto situaci nevyřešilo.

Statfjord A

Z šestnáct let provozované konstrukce

bylo odebráno devět jádrových vývrtů,

[8] a [9]. Žádné z vývrtů nevykazovaly

jakékoliv ohrožení chloridy.

Důvodem byla pozornost obrácená

na odolnost proti zmrazování v sedm-

desátých letech minulého století. Vzhle-

dem k určitým nejistotám bylo rozhod-

nuto natírat povrchy betonových kon-

strukcí nad hladinou moře epoxidem,

aby se snížila úroveň vlhkosti uvnitř

betonu. I když dnes je taková ochrana

kvality betonu proti zmrazování zpo-

chybňována, epoxid efektivně bránil

chloridům vnikat do konstrukce. Míst-

ní šetření rovněž potvrdila, že epoxido-

vý nátěr je dodnes, 32 let po nanese-

ní, nepoškozený.

Přístup na pobřeží

V roce 1982 byl na západním pobře-

ží Norska postaven 590 m dlouhý pod-

Obr. 6 Shore Approach: čas do dosažení

kritického obsahu chloridů v hloubce 50 mm,

akumulované hodnoty z deseti vývrtů ode-

braných z konstrukce po 12 a 26 letech po

instalaci ❚ Fig. 6 Shore Approach: time

to reach critical chloride content at 50 mm,

accumulated based on 10 cores taken from

the structure after 12 and 26 years after

installation

Obr. 7 Oseberg A: čas do dosažení

kritického obsahu chloridů v hloubce 50 mm,

akumulované hodnoty z 87 vývrtů odebíraných

z konstrukce během 18 let po instalaci ❚

Fig. 7 Oseberg A: time to reach critical

chloride content at 50 mm, accumulated

based on 87 cores taken from the structure up

to 18 years after installation

Obr. 8 Těžní plošina Oseberg A v bouřlivém

počasí ❚ Fig. 8 Oseberg A platform in

stormy weather

0

20

40

60

0 20 40 60 80 100 120

years%

of

the s

am

ple

s

0.07 % Cl–

0

20

40

60

0 20 40 60 80 100 120

years

% o

f th

e s

am

ple

s

0.07 % Cl–

0.18 % Cl–

0.36 % Cl–

6

7

8



mořský tunel (obr. 5). Jeho úkolem by-

lo chránit dvě plynová potrubí proti do-

padům působení vln v pobřežní oblas-

ti. Návrhová výška vlny byla uvažována

18,5 m. Potrubí přichází z plynových

polí Statfjord a Gullfask v Severním

moři a odvádí zpracovaný plyn do Em-

denu v Německu (7 bil. m3 plynu roč-

ně). Tento příbřežní úsek je součás-

tí 880 km dlouhého Statpipe systému

uloženého na dno Severního moře.

Tunel sestává z pěti prefabrikovaných

betonových prvků 90 až 150 m dlou-

hých s výtlakem až 7 000 t. Příčný řez

komorových nosníků se mění od 30

do 45 m2. Vyšetřovaný prvek je uložen

v přílivové oblasti.

Prvek byl kontrolován po 7, 12 a 26

letech provozu tunelu [13]. Obr. 6 uka-

zuje výsledky získané z deseti jádro-

vých vývrtů odebraných po 12 a 26

letech. Výsledky opět potvrzují dobrý

stav betonu vztažený k minimální kry-

cí vrstvě výztuže 50 mm a předpokla-

dům návrhu učiněným dle norských

norem.

Gullfaks A

K dispozici bylo celkem šestnáct jádro-

vých vývrtů ze sedm a dvanáct let sta-

ré konstrukce [8], [9] a [14]. Vývrty byly

odebrány ve výšce od 5 do 18 m nad

hladinou moře.

Po aplikování 2. Fickova zákona by-

lo vypočteno, že iniciační stadium pro

tloušťku krycí vrstvy 50 mm by pro

všechny vývrty nastalo za mnoho set

let, a to i v případě konzervativnější

prahové hodnoty. To je nad možnosti

jakékoliv kalibrace na modelu.

Oseberg A

Těžní plošina Oseberg A byla dokonče-

na v roce 1988 (obr. 8). Z konstrukce

bylo mezi devátým až osmnáctým ro-

kem provozu odebráno celkem 87 já-

drových vývrtů, [8], [9] a [14]. Předpo-

kládané časy dosažení iniciačního sta-

dia jsou vyneseny na grafu na obr. 7.

Podobně jako v případě plošiny

Brent B, většina vývrtů dokazuje do-

statečnou kvalitu betonu v daném pro-

středí. Avšak opět se objevilo několik

vývrtů, které narušují celkový obrázek,

protože mají téměř nulovou odolnost

vůči vnikání chloridů. Protože opět byl

všechen použitý beton vyráběn na zá-

kladě stejné specifikace, muselo dojít

ke snížení jeho odolnosti vůči vnikání

chloridů během jeho přepravy a uklád-

ky do bednění.

Stejně jako v případě jiných konstruk-

cí s několika nevyhovujícími vývrty,

i zde data potvrzují, že levá část rozdě-

lení může být přičítána vysokým (špat-

ným) hodnotám difúzních koefi cientů

a pravá část může být připisována vý-

vrtům, kde je povrchová koncentrace

chloridů (zatížení prostředím, Cs) z ně-

jakého důvodu velmi nízká.

Gullfaks C

Tato konstrukce je v provozu od ro-

ku 1989 (obr. 9). Šest jádrových vývrtů

bylo odebráno a analyzováno po sed-

mi letech jejího užívání, [8] a [9]. Při uži-

tí nejkonzervativnější prahové hodno-

ty 0,07 % betonu a 50mm tloušťce kry-

cí vrstvy jeden z vývrtů vykázal iniciační

stadium po padesáti pěti letech. Zbytek

vývrtů vykazoval hodnoty hodně přesa-

hující sto let.

Draugen

V roce 2008, tj. po patnácti letech

provozu, bylo z konstrukce odebráno

a analyzováno devět jádrových vývr-

tů, [15] a [16]. Všechny vývrty s dosta-

tečnou rezervou vůči návrhovým před-

pokladům vyhověly předepsaným pod-

mínkám. Opět byla použita nejkonzer-

vativnější podmínka prahové hodnoty

0,07 % betonu s 50mm tloušťkou kry-

Obr. 9 Těžní plošina Gullfaks C během provozu ❚ Fig. 9 Gullfaks C during operation

Obr. 10 Plovoucí plošina Heidrun ukotvená v hloubce 300 m, obálka je postavena z 63 000 m3

lehkého betonu pevnostní třídy LC60 ❚ Fig. 10 The floating Heidun installed at 300 meter

water depth, the hull is constructed of 63 000 m3 lightweight concrete of grade LC-60

10

9



cí vrstvy. Jeden vývrt vykazoval iniciač-

ní periodu blízko sto rokům, ostatní vý-

znamně převyšovaly sto let.

Předpokládalo se, že jádrové vývr-

ty reprezentují hlavní část věže. Avšak

během inspekce bylo možno sledo-

vat místa s lokálními defekty. K hlav-

ním příčinám těchto nedostatků patřily

nedostatečně zhutněný beton a trhliny

vzniklé posunem posuvného bednění

při změně geometrie průřezu (rostou-

cím průměru věže nebo změně válco-

vého tvaru na hranolový). Rozsah těch-

to nevyhovujících míst byl zanedba-

telný a počítalo se s pouze minimál-

ními opravami. Na některé části pláš-

tě věže byl nanesen epoxidový nátěr,

který efektivně bránit průniku chloridů

do konstrukce.

Heidrun

Toto je jediná plovoucí konstrukce, kde

byl jako hrubé kamenivo použit expan-

dovaný jíl (obr. 10). Beton s lehkým kame-

nivem měl hustotu okolo 1 950 kg/m3.

Obsah mikrosiliky byl 7 % z obsahu ce-

mentu.

Z konstrukce bylo mezi dvěma a de-

víti lety provozu odebráno celkem tři-

cet šest jádrových vývrtů [14]. Nejnižší

hodnota iniciačního stadia s kritériem

0,09 % chloridů z váhy betonu (upra-

veno vzhledem k nízké hustotě beto-

nu) v 50mm hloubce od povrchu by-

la 120 let. Všechny ostatní vývrty do-

sáhly hodnot několika stovek let. To

je opět daleko za možnostmi použité-

ho modelu.

Pro tuto konstrukci byly provedeny

rozsáhlé laboratorní zkoušky chlorido-

vé odolnosti na prvcích vystavených

mořské vodě a odebíraných ve věku

od jednoho dne do dvou let a potom

po dvou letech expozice [3].

Troll B

Jedná se opět o plovoucí konstrukci.

Část hrubého kameniva byla tvořena

lehkým kamenivem s cílem snížit hus-

totu betonu o 200 kg/m3 ve srovná-

ní se směsí sestavenou pouze z kame-

niva běžné hustoty. Z konstrukce by-

lo mezi druhým až osmým rokem pro-

vozu postupně odebráno a analyzo-

váno dvanáct jádrových vývrtů, [8], [9]

a [14].

Všechny vývrty dávaly výsledky pro

iniciační stadium i při nejnižší praho-

vé hodnotě a 50 mm hloubky mnoho

set let. Je opět daleko za možnostmi

spolehlivého určení parametrů pomo-

cí nějakého použitého modelu a kon-

strukce potvrdila velice dobrou funkč-

nost v tvrdých podmínkách mořské-

ho prostředí.

DISKUZE VSTUPNÍCH

PARAMETRŮ MODELU

Zatížení prostředím – Cs

Zatížení prostředím je reprezentová-

no vypočítanou povrchovou koncen-

trací chloridů Cs. Výpočet se prová-

dí pomocí modelu a proložením křiv-

ky vhodného tvaru a musí být použit

společně s odpovídajícím difúzním ko-

eficientem odvozeným ze stejné křiv-

ky. Protože všechny hodnoty Cs pou-

žité v tomto článku byly určeny z vý-

vrtů odebraných z konstrukcí vysta-

vených působení prostředí více než

dva roky, lze předpokládat, že zjiště-

né koncentrace již dosáhly stabilizo-

vanou úroveň. Tento předpoklad je

podpořen obr. 11, kde jsou vynese-

ny všechny hodnoty Cs jako funkce

času.

Střední hodnota Cs pro 137 ana-

lyzovaných jádrových vývrtů dosáhla

0,63 % chloridů na váhu betonu se

směrodatnou odchylkou 0,43 % (vý-

Obr. 11 Povrchová koncentrace chloridů (Cs)

jako funkce věku od instalace těžní plošiny,

data z devíti konstrukcí ❚ Fig. 11 Surface

chloride concentration (Cs) as a function of age

after installation of the platform, field data from

nine structures

Obr. 12 Povrchová koncentrace chloridů

(Cs) jako funkce výšky nad hladinou moře,

data z devíti konstrukcí ❚ Fig. 12 Surface

chloride concentration (Cs) as a function of

height above sea level, field data from nine

structures

Obr. 13 Povrchová koncentrace chloridů (Cs)

jako funkce orientace plochy na konstrukci,

data z osmi konstrukcí ❚ Fig. 13 Surface

chloride concentration (Cs) as a function of

orientation, field data from eight structures

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30

years

Cs; %

weig

ht

of

co

ncre

te

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

-15 -5 5 15 25 35

meter above sea level

Cs; %

weig

ht

of

co

ncre

te

-2

-1

0

1

2

-2 -1 0 1 2

North

South

West

East

1.0

1.0

1.0

1.0

11

12

13



sledky těžní věže Statfjord A zde ne-

jsou zahrnuty).

K získání dalších zkušeností, pokud

jde o účinky místních expozičních pod-

mínek na stav posuzovaných konstruk-

cí, se autoři zaměřili i na vliv výšky nad

hladinou moře (těžní věže obvykle do-

sahují něco málo přes 30 m nad hladinu

moře). Výsledky pro různé vzdálenos-

ti od hladiny jsou vyneseny na obr. 12

a sotva dokazují nějaké významné od-

chylky. Klimatické podmínky očividně

vytváří stejně tvrdé mořské prostředí

po celé výšce věže.

Byl vyšetřován i vliv orientace pláš-

tě věže vzhledem k světovým stranám.

Dominantní směr větru je z jihozápadu.

Obr. 13 může naznačovat, že zatížení

prostředím je poněkud vyšší z této stra-

ny, ale vliv je nevýznamný.

Vlivy stárnutí

V použitém modelu (vztahy (1) a (2)) vy-

jadřuje exponent α stárnutí. Tento fak-

tor zahrnuje oba vlivy, tj. vliv pokračují-

cí hydratace/reakce pojiva a současně

vliv interakce povrchu betonu a mořské

vody. V rámci ní probíhá výměna iontů

a výsledkem je blokování pórové struk-

tury betonu, [17] a [18].

Parametr α je běžně velmi význam-

ný faktor, zejména pokud je model po-

užit s daty z mladého betonu. K sní-

žení jeho vlivu v prezentované studii

jsou v modelu vědomě použita pou-

ze data ze starších konstrukcí. Roz-

ptyl v naměřených difúzních koefici-

entech z většiny posuzovaných kon-

strukcí neumožňoval odvodit parame-

tr α spolehlivě.

Příkladem je obr. 14 z těžní ploši-

ny Oseberg A, kde je vynesen difúzní

koe ficient jako funkce času.

Konstrukce plošiny Heidrun je jedi-

ná, kde mají data dostatečnou přes-

nost a odlišnost dle stáří, aby parame-

tr α mohl být určen spolehlivě.

Na obr. 15 je zobrazen vliv stárnutí

na difúzní koeficient vyrovnáním křivky.

α = 0,82, pokud jsou měření in-situ po-

užita společně s laboratorními výsled-

ky ze vzorků mladého betonu ulože-

ných v mořské vodě. Pokud jsou pou-

žita data pouze z měření na konstruk-

cích vystavených dva až devět let za-

tížení prostředím, α vzroste na 0,88.

První a třetí autor článku dříve pre-

zentovali faktory stárnutí o hodnotách

okolo 0,7 zjištěné na konstrukcích po-

břežních mostů užívaných až 37 let, [1]

a [2]. Je však třeba připustit, že byly

uváděny i nižší hodnoty. Jak bylo uve-

deno v článku dříve, všechny výsledky

zde vycházejí z α = 0,6.

K potvrzení robustnosti této volby by-

ly současně provedeny výpočty s α =

0,5. Nebylo překvapením, že tato změ-

na měla zanedbatelný vliv na vypočtený

iniciační čas. To je částečně způsobe-

no faktem, že starší situace byly extra-

polovány a částečně proto, že relativně

málo „problematických“ vývrtů, zmíně-

ných dříve, vykazovalo tak špatné cho-

vání, že odlišný faktor stárnutí nezpůso-

bil žádné změny.

PROČ INSPEKCE ODHALILY

NEVYHOVUJÍCÍ VÝVRTY?

Druhý autor článku byl zodpovědný

za řadu inspekcí na uvedených kon-

strukcích. Je pevně přesvědčen, že

místní defekty se mohou objevit, když:

• je krycí vrstva výztuže menší než spe-

cifikovaná (není v článku řešeno),

• krycí vrstva je nedostatečná, kom-

paktnost betonu krycí vrstvy je proble-

matická a kvalita betonu v těchto mís-

tech je pak špatná; to obvykle souvisí

s posuvným bedněním,

• v určitých oblastech povrchu betonu

lze nalézt rozevírající se trhliny a špat-

ně zpracovaný beton, tyto defekty

jsou způsobeny:

- nedostatečnou betonovou krycí vrst-

vou výztuže,

- změnami geometrie betonové stěny,

- nedostatečným zhutněním betonu

v krycí vrstvě,

- neodpovídající (příliš nízkou) rychlos-

tí zvedání částí se složitou geometrií,

částí s řadou kotvení a částí s velkým

množstvím výztuže.

ZÁVĚRY

Místní šetření jasně ukázala, že kon-

strukce se chovají v souladu s předpo-

Obr. 14 Difúzní koeficienty zmapované

na Osebergu A v různém stáří konstrukce,

rozptyl v pozorováních a omezený časový

rozsah ztížil odvození vlivu stárnutí ❚

Fig. 14 Diffusion coefficients mapped from

Oseberg A plotted against age, the scatter

in observations and the limited span in time

make it difficult to derive any ageing effect

Obr. 15 Heidrun: vliv stárnutí na difúzní

koeficient (α), laboratorní data (jeden až čtyři

měsíce po betonáži), měření na konstrukci

po 2, 5 a 9 letech ❚ Fig. 15 Heidrun:

ageing effect on diffusion coefficient (α),

laboratory data (exposure one to four months

after casting) and in-field measurements after

2, 5 and 9 years

0

1

2

3

4

6 8 10 12 14 16 18 20

Age (year)

Dif

fusio

n c

oe

ffic

ien

t; 1

0 -1

2 m

2/s

ec

y = 1.3635x10-0.8205

R2 = 0.7887

0,1

1

10

100

11,0

years

Diffu

sio

n c

oeffi

cie

nt;

10 -1

2 m

2/s

ec

14

15



klady návrhu. Počet odchylek je ome-

zen a není společnostmi užívajícími

konstrukce považován za problematic-

ký z pohledu množství oprav.

Studie jasně ukazuje potenciál trvan-

livosti betonů s vodním součinitelem

w/c kolem 0,4 (vyjma Ekofisk s w/c =

0,45) a minimální tloušťkou krycí vrstvy

50 mm, které umožňují životnost kon-

strukcí v mořském prostředí více než

50 let (pro 50mm tloušťku krycí vrst-

vy) a 100 let (pro 60mm tloušťku kry-

cí vrstvy).

Studie dále demonstruje, že kritic-

kým faktorem byla realizace konstruk-

ce na staveništi. Jestliže tohle je ohro-

žující, nezáleží potom na tom, jak těs-

ná je vůči pronikání chloridů navržená

betonová směs a jak silná je specifi-

kovaná betonová krycí vrstva výztuže.

Problém není v materiálu (myšleno tím,

co byl dodán z výrobny) ani v tloušťce

betonové krycí vrstvy, ale ve výsled-

ku betonáže. Pro další zlepšení chová-

ní takových konstrukcí by měla být po-

zornost zaměřena nejen na tradiční cí-

le, jako jsou kompozice betonové smě-

si a zvyšování tloušťky betonové krycí

vrstvy, ale zejména na aspekty realizo-

vatelnosti a vlastní realizaci konstrukcí.

Pokud je optimální návrh realizace

založen na pokročilém systému po-

suvného bednění s proměnným prů-

měrem a tvarem, jak tomu bylo u ně-

kterých vyšetřovaných konstrukcí, mě-

la by do projektu být zahrnuta průvod-

ní nejistota z hlediska kvality oblasti

krycí vrstvy a patřičně kompenzována,

např. epoxidovými nátěry během vý-

stavby, protože toto opatření se ukáza-

lo v šetření jako velmi účinné.

Je nepochybné, že ekonomické pří-

nosy získané užitím sofistikovaných

geo metrických tvarů, které jsou příči-

nou lokálních kvalitativních problémů

v oblastech krycí vrstvy, daleko převáží

dodatečné náklady na údržbu a opra-

vy během užívání konstrukce, nebo lé-

pe, možné nápravné činnosti k dia-

gnostikování a nápravě chyb před tím,

než je konstrukce dostavěna.

Autoři jsou spokojeni s tím, že sou-

časné norské normy, NS 3473/NS-

-EN 1992-1-1, [10], [11] a NS-EN 206-

1 [19] předpisují vodní součinitel (vo-

da/pojivo) nižší než 0,4 při použití po-

pílku nebo strusky a minimální tloušť-

ky krycí vrstvy od 50 mm (50 let)

a 60 mm (100 let) berou jako odpo-

vídající pro zajištění návrhové život-

nosti s úrovní spolehlivosti více než

90 %.

Doufáme, že nová evropská norma

pro provádění betonových konstrukcí

EN 13670 [20] a její mezinárodní protěj-

šek/doplněk ISO 22966 [21] zajistí pře-

vedení potenciálu návrhu konstrukce

na staveništi do reálné stavby.

Steinar Helland

Skanska Norge AS

Norway

Ragnar Aarstein

RaKon AS

Norway

Magne Maage

Skanska Norge AS

Norway

Autoři děkují za podporu COIN (www.sintef.no).

Redakce děkuje autorům a redakci časopisu

Structural Concrete (Structural Concrete 2010-

11-No 1, str. 15-24) za souhlas s publikováním

českého překladu článku a za poskytnutí

podkladů k jeho přípravě.

Literatura a reference:

[1] Helland S.: Service life prediction of

marine structures. Proc. FIP Symp.

Concrete ’95, Brisbane, Australia 1995,

pp. 243–250

[2] Maage M., Helland S., Poulsen E.,

Vennesland Ø. and Carlsen J. E.:

Service life prediction of existing con-

crete structures exposed to marine

environment, ACI journal, vol 93, no 6

Nov – Dec 1996, pp. 602–608

[3] Maage M., Helland S., Carlsen J. E.:

Chloride penetration into concrete with

light weight aggregates. Brite EuRam

project BE96-3942, report R3, CUR

P.O.Box 420, NL- 2800 AK Gouda,

The Netherlands, May 1999

[4] Fluge F.: Marine chlorides – A probabi-

listic approach to derive provisions for

EN 206-1, DuraNet, Third workshop,

Tromsø, Norway, June 2001. Reported

in Betongkonstruksjoners Livsløp

– report no 19, Norwegian Road

Administration, P.O. Box 8142, 0033

Oslo (in English)

[5] Browne et al.: Marine durability survey

of the Tongue Sands Tower. Concrete

in the Ocean program, Technical report

no 5, C&CA, London 1980

[6] fib Bulletin no 34 Model Code for

Service Life Design, Fédération

Internationale du Béton (fib), P.O.Box 88,

CH-1015 Lausanne, Switzerland,

2006

[7] Alonso M. C.: Chloride threshold values

in literature, Proc. from COIN work-

shop in Trondheim 5 – 6 June 2008 on

“Critical chloride contents in concrete”.

NTNU, Trondheim, Norway

[8] Bech S., Carlsen J. E.: Durability of

high-strength offshore concrete structu-

res, Proc. 5th Int. Symp. on HSC/HPC,

Sandefjord, Norway 1999, pp. 1387–

1394

[9] Bech S., Carlsen J. E., Olsen T. O.:

Erfaringer fra offshore konstruksjoner.

Report 2.4 from project ”Bestandige

Betongkonstruksjoner”, SINTEF,

Trondheim Norway, 1999 (in Norwegian)

[10] Standards Norway (2003) NS 3473:

Design of Concrete Structures,

Standards Norway, Lysaker, Norway

[11] Standards Norway (2008) NS-EN 1992-

1-1; Eurocode 2: Design of Concrete

Structures, Standards Norway, Lysaker,

Norway

[12] Sengul O., Gjørv O.: Chloride penetra-

tion into a 20 year old North Sea con-

crete platform, Proc. from CONSEC’07,

Tours, France, 2007

[13] Maage M., Helland S.: Shore Approach

– 26 years experience with high quality

concrete in XS3 exposure, Proc. from

Nordic miniseminar “Nordic exposure

sites – Input to revision of EN 206-

1” arranged by The Nordic Concrete

Federation in Hirtshals, Denmark 2008

[14] Aarstein R.: Various reports from field

inspections, 2008, not published

[15] Barmen K. H., Østmoen T.,

Østgårdstrøen M.: Draugen- Inspeksjon

av utvendig skaft over vann 2008.

Report from Dr. Ing. Aas-Jakobsen as,

Oslo, Norway 2008

[16] Barmen K. H.: private communication,

March 2009

[17] Maage M., Helland S.: Quality

Inspection of «Shore Approach» High

strength concrete. Proc. 2nd CANMET/

ACI Int. Conf. on Durability of Concrete,

Montreal 1991, ACI SP 126,

Detroit USA

[18] Mohammed T. U., Yamaji T.,

Hamada H.: Microstructures and inter-

faces in concrete after 15 years of expo-

sure in tidal environment. ACI Materials

Journal, Vol 99, No 4 – July-August

2002, pp. 352–360

[19] Standards Norway (2007) NS-EN 206-1:

Concrete, Standards Norway, Lysaker,

Norway

[20] CEN (Comité Européen de

Normalisation) (2009) EN 13670:

Execution of Concrete Structures,

European Committee for

Standardization, Brussels, Belgium

[21] ISO (International Organization for

Standardization) (2009) ISO 22966:

Execution of Concrete Structures, ISO,

Geneva, Switzerland

ALKALICKO-KŘEMIČITÁ REAKCE V ČESKÉ REPUBLICE

A MOŽNOSTI JEJÍ ELIMINACE ❚ ALKALI-SILICA REACTION IN

THE CZECH REPUBLIC AND POSSIBILITIES OF ITS ELIMINATION



Zdeněk Pertold, Šárka Šachlová,

Aneta Šťastná, Vlastimil Bílek ml.,

Kateřina Krutilová, Vlastimil Bílek st.,

Libor Topolář

Alkalicko-křemičitá reakce představuje jednu

z častých příčin porušení betonových konstrukcí.

Kameniva v České republice nejsou z hlediska

alkalicko-křemičité reakce bezpečná a prakticky

ve všech je možné najít fáze, které jsou reaktivní.

Jednou z cest, jak alkalicko-křemičitou reak-

ci eliminovat, je použití vhodných minerálních

přísad. Je demonstrován účinek strusky, popíl-

ku a metakaolinu. Dilatometrická měření jsou

doplněna stu diem mikrostruktury. ❚ Alkali-

silica reaction represents a frequent reason of

failure of concrete structures. Aggregates in the

Czech Republic are not safe from the point of

view of alkali-silica reaction; they nearly always

contain deleterious phases. The use of mineral

admixtures seems to be a convenient way of

eliminating the effects of alkali-silica reaction.

Effects of slag, fly ash and metakaoline are

demonstrated. Dilatometric measurements are

complemented with the study of microstructure.

„Republikou obchází strašidlo, stra-

šidlo alkalicko-křemičité reakce“, tak

mohl kdysi – asi v polovině devadesá-

tých let – začínat článek na téma mož-

ného výskytu alkalicko-křemičité reak-

ce (ASR – alkali-silica reaction) v beto-

nových konstrukcích v České republi-

ce. V té době doznívaly ozvěny rozpa-

du betonových pražců, který byl firmou

Idorn Consulting přisouzen právě ASR

(prof. Šauman z VUT v Brně naopak

za příčinu rozpadu označil sekundár-

ní tvorbu ettringitu a jednoznačně ne-

bylo rozhodnuto nikdy) [1]. A projevily

se i další problémy – tentokrát přede-

vším s cementobetonovými kryty dál-

nic, ASR se dostala do popředí zájmu

pracovníků ŘSD a následně začala vý-

razně ovlivňovat použitelnost kameniv

a hodnocení betonů právě z hlediska

jejich možného porušení alkalicko-kře-

mičitou reakcí [2, 3].

ASR bývá popisována jako soubor re-

akcí mezi reaktivním kamenivem, al-

káliemi a vlhkostí za přítomnosti vápe-

natých iontů [4]. V důsledku rozpínání,

jímž bývá doprovázena, může dochá-

zet ke vzniku trhlin v cementové pas-

tě i v kamenivu, případně až k porušení

betonové konstrukce.

Pokud si všimneme jednotlivých fak-

torů, pak s vlhkostí musíme u betono-

vých konstrukcí počítat téměř vždy. Al-

kálie se do betonu dostávají již z ce-

mentu – jejich obsah se s přechodem

od mokrého způsobu výroby cementu

k suchému výrazně zvýšil. Další alká-

lie mohou do betonu proniknout z oko-

lí, např. i z posypových solí. Zdá se te-

dy, že tím, co je možné ovlivnit, je vý-

běr kameniva.

POTENCIÁLNÍ NEBEZPEČNOST

KAMENIVA V ČR

Pokud bychom chtěli vzít otázku poten-

ciální nebezpečnosti kameniv v ČR (ale

i kdekoliv jinde) doslova, museli bychom

konstatovat, že cementobetonové kryty

komunikací a dalších betonových kon-

strukcí jsou buď ASR již postiženy, ne-

bo se tak stane v budoucnosti. Na roz-

díl od ranných zkušeností s ASR (nebo

obecněji AAR – alkali-aggregate reac-

tion), kdy byly pozorovány účinky silně

reagujícího kameniva [5], v současnos-

ti jsou zaznamenávány poruchy způso-

bené ASR vznikající po mnoha deseti-

letích, např. [6]. Z toho vyplývá, že ASR

může probíhat rychle, pomaleji nebo ta-

ké velmi pomalu. Jaké jsou příčiny roz-

dílného průběhu?

ASR a reaktivnost SiO2

ASR je způsobena rozpustností a mo-

bilitou SiO2, který reakcí s ionty Na+, K+

a Ca2+ vytváří alkalicko-silikátové gely.

Ty při své hydrataci zvětšují objem, což

je vlastní příčinou porušení betonových

konstrukcí. Křemen, nejběžnější sou-

část kameniva do betonu, je tvořen vý-

hradně SiO2. Všechny horninotvorné

alumosilikáty obsahují tuto složku ve své

krystalové struktuře také.

Reaktivita SiO2, jeho rozpuštění a vy-

srážení, je určována termodynamický-

mi a kinetickými faktory. Různé modi-

fikace SiO2 se rozpouštějí ve vodě po-

dle reakce:

SiO2 (s) + 2 H2O = H4SiO4 (aq)

V obecnější formě:

SiO2 (s) + n H2O = SiO2 . n H2O (aq)

Rozpustnost vzrůstá v řadě: křemen

– α-cristobalit – β-cristobalit – tridimit

– amorfní SiO2 [7]. Na rozpustnost kře-

mene, obecněji SiO2, působí řada vněj-

ších faktorů. Jsou to zejména pH, teplo-

ta, velikost a specifický povrch zrn (kře-

mene nebo dalších minerálů).

Vliv pH

Rozpustnost SiO2 je nejmenší při pH 2.

Směrem k pH 8,5 se zvyšuje mírně, ko-

lem pH 9 prudce a maxima dosahu-

je v oblasti pH 11 až 13. Takové pro-

středí je v betonu obvyklé. Pokud je roz-

tok v rovnováze s amorfním křemenem,

tzn. koncentrace SiO2 v roztoku je da-

leko vyšší, mohou vznikat ionizované

vyšší polymery, jako H6Si4O7. Rozpust-

nost a první disociační konstanty SiO2

se mění s teplotou. Tím vzniká poměrně

složitý vztah pro chování křemene v zá-

vislosti na pH a teplotě [7].

Vliv velikosti a specifického

povrchu částic

Míra rozpustnosti SiO2 záleží také na

velikosti povrchu, na němž se sol-

vent (voda) stýká s pevnou fází (SiO2),

a na volné energii povrchu dané látky.

Čím je volná energie látky vyšší a polo-

měr částice menší, tím je rozpustnost

vyšší [7].

Procesy na rozhraní SiO2 – voda

Procesy, které řídí kinetiku interakce

mezi SiO2 a roztokem, se odehráva-

jí na rozhraní pevné fáze a roztoku. Ve-

likou roli proto hrají struktury a chemis-

mus povrchu. Vazby Si-O na povr-

chu se hydroxylují okamžitě (např. při

rozštípnutí čerstvého minerálu), proto

na povrchu převažují >SiOH silanolové

skupiny. Při jejich ionizaci na >SiO- se

uvolňují protony, vzniká elektrický náboj

povrchu a elektrická dvojvrstva.

Protony migrují k povrchu pevné lát-

ky a ovlivňují strukturu rozpouštědla

na rozhraní. Elektronegativní náboj po-

vrchu vzrůstá výrazně se vzrůstajícím

pH a koncentrací alkalických kationtů

až do pH 10 až 11 [7].

Přítomnost a koncentrace

alkalických iontů

Experimenty při teplotách 25 až 70 °C

ukázaly, že sodné a draselné chloridy

zvýšily rozpustnost 5 až 8krát, při čemž

účinek klesá v řadě NaCl~ KCl > LiCl >

MgCl2 [8].

Naopak je znám brzdící účinek ně-

kterých na povrch sorbovaných ion-



tů, např. Al3+ na rozpustnost křeme-

ne, i když jeho mechanismus není zce-

la objasněn.

Podobně je známo, že v přítomnos-

ti dvojmocného železa je křemen roz-

pustnější v porovnání s železem troj-

mocným jak v přírodních, tak i labo-

ratorních podmínkách. Experimentál-

ně byl vyzkoušen brzdící účinek iontů

Al3+, Fe3+, Zn2+, Cu2+, Be2+, Ga3+ [7].

Reaktivita kameniva (hornin)

Reaktivita SiO2 závisí na výše uvede-

ných faktorech. Samotný proces ASR

avšak ovlivňuje komplikované prostře-

dí kameniva (silikátových hornin), ce-

mentového pojiva a dostatečný přísun

vlhkosti. Kamenivo je tvořeno kombi-

nací různých minerálů uspořádaných

do mnoha struktur.

ASR běžných silikátových hornin

je zpravidla ovlivněna více minerály na-

jednou. Některé minerály nebo fáze

mohou ASR brzdit (např. Al(OH)3, [9]),

jiné ji pravděpodobně zvyšují (např.

plagioklasy). Nejreaktivnějšími složka-

mi jsou však amorfní hmoty obsahují-

cí SiO2, ať se jedná o čisté SiO2 (opál),

nebo o vulkanická skla s variabilním

obsahem této složky.

ASR byla poprvé objevena a popsá-

na Stantonem [10] v roce 1940 v Co-

loradu právě na účincích vulkanických

skel. Amorfní a mikrokrystalické hmo-

ty SiO2 (pazourek, křemitý rohovec

apod.) jsou tzv. rychle reagující fáze,

jejichž reaktivnost se projevuje během

5 až 15 let. Dlouhou dobu byly proto

tyto fáze považovány za jedinou příči-

nu ASR.

V průběhu let se však potvrdilo, že

i další horniny jsou příčinou ASR. Kře-

menné agregáty typu kvarcitů, žilné-

ho křemene apod., které jsou nejhoj-

nější součástí štěrků a písků, způso-

bují pomalou ASR projevující se po ví-

ce jak 15 letech. Tyto horniny mají roz-

manité struktury vznikající jak růstem

křemene, tak i jeho pozdější defor-

mací a rekrystalizací v různých geo-

logických procesech. V současnos-

ti se předpokládá, že jejich reaktivnost

je ovlivněna řadou mikrostrukturních

a deformačně-rekrystalizačních para-

metrů. Nejreaktivnější jsou křemenné

agregáty rekrystalizované mechanis-

my „bulging“ a „subgrain rotation“, při

nichž vznikají nová, velmi drobná zr-

na spadající do kategorie mikrokrysta-

lického křemene. Reaktivita takových

agregátů byla ověřena experimentálně

i v reálných betonových konstrukcích,

např. [11, 12].

PORUCHY ZPŮSOBENÉ ASR

V ČESKÉ REPUBLICE

V České republice byly poprvé škody

způsobené ASR identifikovány na ce-

mentobetonovém krytu dálnice D11,

zkoumaném na popud Ing. J. Hromád-

ky z Ředitelství silnic a dálnic ČR. ASR

se projevila makroskopicky v podobě

husté sítě trhlin pozorované na povr-

chu dálnice. Následně byla ASR potvr-

zena uranyl-acetátovou metodou a de-

tailním mikroskopickým výzkumem be-

tonových jader. Vznik alkalicko-křemiči-

tých gelů a mikrotrhlin byl přisouzen vul-

kanogenním drobám, tufitům a tufům,

pocházejícím z barrandienského svrch-

ního proterozoika [13].

V letech 2004 až 2010 bylo ve spo-

lupráci se společností Pontex, s. r.

o., analyzováno patnáct mostních kon-

strukcí, z nichž ve dvanácti byla ASR

potvrzena (obr. 1a, b, c, f). ASR způso-

buje vznik trhlin pokrývajících části be-

tonových dílců (obr. 1a až c, i); trhliny

kumulující se do okrajových a rohových

částí cementobetonových desek (obr.

1d, e, g, h) a odprýskávání míst na po-

vrchu (obr. 1f). Hlavním reaktivním ty-

pem kameniva byly kvarcity a křemen-

né agregáty (obr. 2a, [14]).

Vysoký stupeň ASR se překvapivě

projevil v případě mostu v Praze-Ruzy-

ni obsahujícím jako hlavní složku kame-

niva barrandienské vápence (obr. 2b).

Bližším zkoumáním jsme zjistili, že to

jsou vápence s variabilním podílem

SiO2. Prorůstání vápencové a křemi-

té složky je intimní při velikosti zrna ko-

lem 1 μm. Právě tyto velice jemnozrn-

né křemenné partie způsobovaly ASR.

Jednalo se o velmi rychlý typ ASR, kte-

rý se na mostě projevil po sedmi letech

[15, 16].

Trhliny způsobené pouze ASR (obr. 2a,

b, c, d) jsou částečně vyplněné alkalic-

ko-křemičitými gely (ASG) a pronika-

jí skrz kamenivo nebo podél kontaktu

kameniva a cementového pojiva. Trhli-

ny způsobené kombinací ASR a zpož-

děné ettringitové formace (DEF) (obr.

2d, e) jsou vyplněné ASG a sekundár-

ním ettringitem (ett.s.).

V letech 2008 a 2009 zahrnoval vý-

zkum ASR i pět úseků dálnic: dva

na dálnici D1 (obr. 1d, e), po jednom

na dálnicích D5 a D11 a odpočívka Vr-

bová Lhota (obr. 1g, h) na pravé i le-

vé straně dálnice D11. Stupeň ASR byl

kvantifikován podle měrné délky trh-

lin na povrchu a uvnitř cementobeto-

nového krytu dálnice a objemu alkalic-

ko-křemičitých gelů a mikrotrhlin stano-

vených mikroskopicky. Kombinací mik-

roskopických a makroskopických me-

tod se podařilo odlišit desky porušené

v důsledku ASR od desek postižených

jinými mechanismy.

U desek postižených v důsledku ASR

byly vyčleněny tři stupně intenzity. Nej-

vyšší stupeň ASR byl pozorován u de-

sek obsahujících převážně vulkanogen-

ní tufy, tufity, tufitické prachovce a dro-

by (obr. 2c, f). Vysokou reaktivnost těch-

to hornin způsobuje jemnozrnný kře-

men (velikost zrna pod 10 μm) hojně

zastoupený v matrix hornin. Střední stu-

peň ASR se projevil u desek obsahují-

cích převážně křemenné a křemen živ-

cové agregáty a biotitický granodiorit

typické nízko-teplotně deformovaným

křemenem. Nulový stupeň ASR vyka-

zovaly desky obsahující bazické vulka-

nity (spility, bazické tufy a tufitické pra-

chovce), vápence bez příměsi SiO2,

amfibolity a biotit amfibolický granodi-

orit, [12, 17] .

V přehradním tělese Vrané nad Vlta-

vou byly zjištěny poruchy (obr. 1i), které

jsou způsobeny kombinací ASR a pro-

cesem zvaným DEF (delayed ettringi-

te formation, tj. vznik sekundárního či

opožděného ettringitu).

Minerál ettringit je aluminát (hlinitan)

a síran vápníku. Jeho vzorec je uváděn

jako (CaO)6(Al2O3)(SO3)3 . 32 H2O nebo

Ca6Al2(OH)4(SO4)3 . 26 H2O (např. [18]).

Vznik ettringitu v cementovém systé-

mu závisí na poměru síranu vápenaté-

ho k hlinitanu.

ASR vznikla v přehradním tělese prav-

děpodobně jako první v důsledku pří-

tomnosti reaktivního kameniva (vulka-

nogenních tufů, tufitů a drob, obr. 2d).

Ke vzniku DEF došlo později v důsled-

ku vyššího obsahu fází obsahujících sí-

ru v cementovém pojivu. Sekundární

ettringit tak vyplnil trhliny a dutiny vznik-

lé původně v důsledku ASR (obr. 82e,

[19]).

Z našich dosavadních zkušeností za-

tím vyplývá, že nejrizikovější typy ka-

meniva z hlediska ASR v České re-

publice jsou vulkanity a vulkanogen-

ní horniny s převažujícím obsahem kře-

mene a alkalických živců, které mají

velmi jemnozrnnou křemennou matrix.

Silnou reakci také vyvolávají vápen-

ce s velice jemnozrnnou křemitou slož-

kou. Tyto horniny však nejsou široce

používány vzhledem k svému omeze-

nému geologickému rozšíření. Grano-

diority a žuly jsou často také reaktivní,

pokud jejich křemenná zrna prošla níz-

koteplotní deformací, v jejímž důsled-

ku vznikla velmi drobná zrna mecha-

nismem „bulging“ „subgrain rotation“.



1

2

2a

1a

1d

1g

1b

1e

1h

1c

1f

1i

2d

2b

2e

2c

2f



Nutno však připomenout, že identifika-

ce ASR na stavbách v ČR a zjišťová-

ní jejích příčin byly zatím prováděny jen

v omezeném rozsahu a převážně v čes-

ké části ČR.

Z metodického pohledu se jako neje-

fektivnější jeví aplikace základních mik-

roskopických metod (polarizační a elek-

tronová mikroskopie), s jejichž pomo-

cí je možné přímo identifikovat produk-

ty ASR na základě jejich chemického

složení a morfologie. Doplňkové mikro-

skopické metody se osvědčily při kvan-

tifikaci ASR produktů (obrazová analý-

za) a identifikaci geologických typů kře-

mene v kamenivu (katodová luminis-

cence) [20].

Nejspolehlivějším přístupem, jak ome-

zit vznik ASR, by bylo detailní geologic-

ko-petrografické a technologické otes-

tování jednotlivých ložisek kameniva,

které umožní vyčlenit ty jejich části (ne-

bo celá ložiska), které nejsou vhodné

pro kamenivo do betonu, a zamezit tak

jejich použití. Tím se ovšem v podstatě

znemožní výroba betonu, protože – jak

bylo řečeno na začátku – snad žádné

kamenivo není proti ASR zcela bezpeč-

né. Jde ovšem také o to, jak hodnotit

účinky ASR. To, že tato reakce v něja-

ké míře probíhá, ještě nemusí zname-

nat, že bude trvanlivost betonu výraz-

ně ohrožena.

Pro hodnocení nebezpečnosti kame-

niv z hlediska ASR byla na celém svě-

tě vyvinuta řada metod, které využíva-

jí měření rozpínání malt nebo betonů,

připravených z daného kameniva. Po-

kud rozpínání nedosáhne určité hodno-

ty, je kamenivo považováno za bezpeč-

né a naopak.

Snad nejrozšířenější metodou je

zrychlená zkouška dle ASTM C 1260

C94 Standard Test Method for Potential

Alkali Reactivity of Aggregates (Mortar-

-Bar Method). Zkušební tělesa připrave-

ná z malty přesného složení a z kame-

niva přesné granulometrie mají rozmě-

ry 25 × 25 × 285 mm. Po odformování

po 24 h jsou orientačně změřena a ulo-

žena na dalších 24 h do vody o teplo-

tě 80 °C. Poté je provedeno počáteční

měření (nulové čtení) a tělesa jsou ulo-

žena po dobu 14 dnů, popř. déle, v roz-

toku hydroxidu sodného o koncentraci

1,0 mol ∙ dm-3. V průběhu tohoto ulože-

ní jsou tělesa měřena.

Z hlediska hodnocení rizikovosti ASR

je rozhodující hodnota průměrného re-

lativního prodloužení vzorků dané smě-

si po 14 dnech uložení v roztoku NaOH.

Dle ASTM 1260 C94 je možné výsledky

interpretovat takto:

• je-li relativní expanze menší než 0,1 %,

je kamenivo neškodné,

• je-li expanze vyšší než 0,2 %, je kame-

nivo potenciálně nebezpečné,

• pro kameniva, jejichž expanze leží

v rozmezí 0,1 až 0,2 %, se o nebez-

pečnosti nedá rozhodnout.

Toto hodnocení je založeno na empi-

rických výsledcích a samozřejmě exis-

tují výjimky. Ovšem pro další práci je té-

to normy a tohoto způsobu zkoušek vy-

užito a to pro posouzení možností elimi-

nace nebezpečí ASR.

ELIMINACE NÁSLEDKŮ

ALKALICKO-KŘEMIČITÉ REAKCE

Jak bylo řečeno, existují tři možnosti

eliminace nebezpečí ASR:

• snížení množství alkálií v betonu,

• udržení betonu v suchém stavu,

• nepoužívání kameniva nebezpečné-

ho z hlediska ASR.

Bohužel, tyto možnosti nejsou pro

praxi reálné.

Nabízejí se dvě další. Inhibitory ASR

jsou většinou založeny buď na

• již zmíněných iontech Al3+,

• nebo na sloučeninách lithia [21].

Tento způsob ochrany je ovšem ná-

kladný.

Existuje však jiný způsob, založený

na aplikaci minerálních příměsí. Me-

chanismus potlačování ASR příměsmi

sestává ze souboru dílčích působení

založených na malé velikosti jejich čás-

tic, pucolánové reaktivitě, modifikaci

CSH gelu aj. [22, 23]. Podle Thomaso-

vy rešerše [24] jsou z běžných přímě-

sí nejúčinnější křemičité úlety a meta-

kaolin, méně účinný je pak nízkovápe-

natý vysokoteplotní popílek a ještě mé-

ně vysokopecní struska.

Použité materiály

Pro studium vlivu příměsí na alkalické

rozpínání vzorků byl použit běžný port-

landský cement CEM I 42,5 R. Příměs-

mi, jimiž byl z 10, 20 a 30 % nahrazo-

ván, byla středně mletá vysokopecní

granulovaná struska o měrném povr-

chu přibližně 380 m2/kg, vysokoteplot-

ní popílek a metakaolin. Jako kameni-

vo byl použit písek těžený na jihový-

chodní Moravě. Označení jednotlivých

směsí v závislosti na složení pojivové

fáze udává tab. 1. Příměsi byly vybírá-

ny s ohledem na jejich různou předpo-

kládanou účinnost a různou ekonomic-

kou dostupnost.

Vliv příměsí na ASR

Rizikovost ASR byla posuzována pro-

střednictvím ASTM 1260 C94, princip

zkušebního postupu byl popsán výše.

Průběh rozpínání vzorků je zachycen

na obr. 3. Je patrné, že použité kame-

nivo spadá do oblasti kameniva, kte-

ré se svojí nebezpečností blíží kameni-

vu, potenciálně způsobujícímu škodlivé

rozpínání. Dále je zřejmé, že v případě

všech použitých příměsí ve všech dáv-

kách bylo dosaženo snížení rozpínání

a tedy snížení rizika ASR.

Jako nejméně účinná příměs se je-

ví vysokopecní granulovaná struska,

kterou bylo pro minimalizaci rozpíná-

ní na úroveň považovanou za bezpeč-

Obr. 1 Makroskopické projevy ASR

na mostech: a) ve Svijanech, b) Tuřicích,

c) Liblíně, f) Dolanech, d), e) na dálnici D1,

g), h) na dálnici D11 – odpočívce Vrbová

Lhota, i) na přehradním tělese Vrané nad

Vltavou, Fotografie a, b, c, f, i – Ing. Míčka,

Pontex, s. r. o.; fotografie d, e, g, h –

Š. Šachlová ❚ Fig. 1 Macroscopic signs of

ASR in bridges a) in Svijany, b) in Tuřice, c) in

Liblín and f) in Dolany; d), e) from D1 Highway,

g) h) from D11 Highway – Vrbová Lhota rest

area and i) from Vrané nad Vltavou water

dam, ASR causes cracks covering portions of

concrete elements (a–c, i); cracks cumulating

in the boundary and edge portions of the

concrete pavement (d, e, g, h) and exfoliations

(f), Pictures a, b, c, f, i - T. Míčka, Pontex Ltd;

pictures d, e, g, h – Š. Šachlová

Obr. 2 Mikroskopické projevy ASR

pozorované ve vzorcích betonu odebraného

z mostu a) v Dolanech, b) v Praze-Ruzyni,

c) f) z cementobetonového krytu dálnice D11 –

odpočívka Vrbová Lhota a d) e) z přehradního

tělesa Vrané nad Vltavou, qtz – kvarcit, cal

– vápenec obsahující křemitou složku, qz –

křemen, t.d. – vulkanogenní tufitická droba, tuf

– vulkanogenní tuf, ett.p. – primární ettringit,

c.p. – cementové pojivo, p – pór, Skenovací

elektronový mikroskop kombinovaný

s energiově disperzním spektrometrem,

snímky v sekundárních elektronech (SE, a)

a ve zpětně odražených elektronech (BSE,

b–f) ❚ Fig. 2 Microscopic characteristics

of ASR observed in concrete samples taken

from bridges in a) Dolany, b) Prague-Ruzyně;

c) f) from concrete pavement of D11 Highway

– Vrbová Lhota rest area and d) f) from Vrané

nad Vltavou water dam, microcracks caused

by ASR only (a, b, c, d) are partially filled

by alkali-silica gels (ASG) and penetrating

aggregate or cement paste boundary (qtz –

quartzite, cal – limestone with silica content,

qz – quartz, t.d. – volcanic tuffaceous

greywacke, tuf – volcanic tuff, ett.p. – primary

ettringite, c.p. – cement paste, p – pore

voids). Microcracks caused by combination

of ASR and delayed ettringite formation

(DEF) (d, e) are filled by ASG and secondary

ettringite (ett.s.), scanning electron microscopy

combined with energy dispersive analysis,

pictures in secondary electrons (SE, a) and in

backscattered electrons (BSE, b–f)



nou (pod 0,1 %) třeba nahradit 30 %

cementu.

Účinnější příměsí byl shledán vysoko-

teplotní popílek. V případě 20% náhra-

dy cementu popílkem bylo dosaženo

nižší expanze než v případě 30% náhra-

dy cementu struskou. Vzorky, v kterých

byl cement nahrazen popílkem z 30 %,

nevykazovaly prakticky žádné délko-

vé změny.

Za nejúčinnější ze studovaných pří-

měsí je zde považován metakaolin, ne-

boť prodloužení těles s 10% náhra-

dou cementu přibližně odpovídá vzor-

Tab. 2 Zastoupení obsahu cementu a příměsí v maltách [%], (obr. 4)

❚ Tab. 2 Proportional composition of binders in mortars [%], (fig. 4)

Složení/Označení směsi R S25S25 S50S50 S25 + V25S25 + V25

CEM 42,5 R [%] 100100 7575 5050 5050

vysokopecní struska [%] 00 2525 5050 2525

vápenec [%] 00 00 00 2525

Složení/Označení směsi P12,5P12,5 P25P25 P12,5 + B12,5P12,5 + B12,5 B25B25

CEM 42,5 R [%] 87,587,5 7575 7575 7575

vysokoteplotní popílek [%] 12,512,5 00 12,512,5 00

mletý betonový recyklát [%] 00 2525 12,512,5 2525

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

Doby od nulového čtení [dny]

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28

R

S25

S50

S25+V25

P12,5

P25

P12,5+B12,5

B25

Rela

tivní p

rod

loužení [%

]Tab. 1 Zastoupení obsahu cementu a příměsí v maltách [%] (obr. 3)

❚ Tab. 1 Proportional composition of binders in mortars [%] (fig. 3)

Složení/Označení směsi R S10 S20 S30 P10

CEM 42,5 R [%] 100 90 80 70 90

vysokopecní struska [%] 0 10 20 30 0

vysokoteplotní popílek [%] 0 0 0 0 10

metakaolin [%] 0 0 0 0 0

Složení/Označení směsi P20 P30 M10 M20 M30

CEM 42,5 R [%] 80 70 90 80 70

vysokopecní struska [%] 0 0 0 0 0

vysokoteplotní popílek [%] 20 30 0 0 0

metakaolin [%] 0 0 10 20 30

-0,05

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Doby od nulového čtení [dny]

Rela

tivn

í p

rod

lou

žen

í [%

]

S10

VP10

MK10

R20

VP20

S20

MK20

S30

VP30

MK30

Obr. 3 Vliv metakaolinu, popílku a strusky

na alkalické rozpínání připravených

malt ❚ Fig. 3 Influence of metakaoline,

fly ash and slag on alkali-silica expansion of

mortars

Obr. 4 Vliv minerálních příměsí a ternárních

pojiv na alkalické rozpínání připravených

malt ❚ Fig. 4 Effect of mineral admixtures

and ternary binders on alkali-silica expansion

of mortars

Obr. 5 Referenční malta R; 1 – alkalicko-

křemičitý gel rozlitý přes zrno ruly a 2 –

lemující okraj póru ❚ Fig. 5 Microstructure

of reference mortar R; 1 – alkali-silica gel

across grain of gneiss and 2 – around pore

Obr. 6 Malty S25 s náhradou 25 % cementu

struskou; 1 – trhlina v zrnu křemene s výplní

alkalicko-křemičitého gelu ❚ Fig. 6 Mortar

S25 with substitution of 25 % of OPC with

slag, 1 – cracks in quartz filled in with alkali-

silica gel

Obr. 7 Malta S50 s náhradou 50 % cementu

struskou; 1 – trhliny v zrnu křemene s výplní

alkalicko-křemičitého gelu ❚ Fig. 7 Mortar

S50 with substitution of 50 % of OPC with

slag; 1 – crack in quartz filled in with alkali-

silica gel

Obr. 8 Malta P12,5 s náhradou 12,5 %

cementu popílkem; 1 – alkalicko-křemičitý

gel vyplňující trhlinu a 2 – jako lem kolem

křemenných zrn ❚ Fig. 8 Mortar P12,5

with substitution of 12,5 % of OPC with fly

ash; 1 – alkali-silica gel infilling crack and 2 –

surrounding grain of quartz

Obr. 9 Malta P25 s náhradou 25 % cementu

popílkem; 1 – alkalicko-křemičitý gel v ztvrdlém

pojivu a 2 – lemující okraj póru ❚

Fig. 9 Mortar P25 with substitution of 25 %

of OPC with fly ash; 1 – alkali-silica gel in

hardened paste and 2 – surrouding pore

Obr. 10 Malta P12,5 + B12,5 s náhradou

cementu popílkem a betonovým recyklátem;

1 – rozlitá forma alkalicko-křemičitého gelu

na klastu křemenného agregátu

❚ Fig. 10 Mortar P12,5 + B12,5 with

substitution of OPC with fly ash and recycled

concrete; 1 – spilt type of alkali-silica gel on

quartz grain

3

4



kům s 20 % popílku a spadá hluboko

do oblasti, v které je kombinace poji-

va a kameniva považována z hlediska

ASR za bezpečnou. Jako vůbec nej-

stálejší ze studovaných směsí se jeví ta

s 30 % metakaolinu. Dosažené výsled-

ky korespondují s teoretickými předpo-

klady (viz úvod).

Prezentované výsledky dobře souhla-

sí s těmi, které již byly provedeny pro

strusku a vysokoteplotní popílek v mi-

nulosti [25, 26].

Při starších experimentech bylo použi-

to písku ze západního Slovenska, jehož

rizikovost, zkoušena dle ASTM 1260

C94 v ZKK Hořice, je vysoká. Jedná se

o světle hnědo-šedý písek s maximální

velikostí klastů do 6 mm. Hlavní složkou

je křemen, který tvoří 50 % objemové-

ho zastoupení všech složek a vyskytu-

je se jak ve formě monokrystalické, tak

i polykrystalické. Další podstatnou slož-

kou jsou klastické sedimenty v podobě

prachovců a pískovců, jejichž obsah či-

ní 25 %. Nezanedbatelnou část tvoří ta-

ké jemnozrnný vápenec (10 obj. %) spo-

lu se zástupci metamorfovaných hor-

nin, rulami a kvarcity (10 obj. %). Akce-

soricky se vyskytují mikroklin, musko-

vit a klasty granitoidů. Hornina působí

čerstvým vzhledem a celkově nevy-

kazuje žádné znaky zvětrávání, zaob-

lení a sféricita jednotlivých klastů je

dobrá.

V tomto případě byl kromě účinku

strusky a popílku zkoušen i efekt ter-

nárních pojiv, konkrétně kombinace ce-

mentu, zmíněných příměsí a mletého

betonového recyklátu (BR). Mletý beto-

nový recyklát byl zkoušen jako alternati-

va k použití mletého vápence. Z hledis-

ka životního prostředí by bylo vhodné

5

7

9

6

8

10



nahradit cenný přírodní materiál – vá-

penec – surovinou druhotnou. A mletý

betonový recyklát (odprach z recykla-

ce betonu) by mohl být vhodnou alter-

nativou. Receptury malt jsou uvedeny

v tab. 2, výsledky jsou znázorněny gra-

ficky na obr. 4.

Je zřejmé, že i v tomto případě došlo

k výraznému snížení expanze při použi-

tí strusky a k ještě podstatně výrazněj-

šímu snížení při použití popílku. Zajíma-

vý je i efekt přídavku vápence, resp. be-

tonového recyklátu. Pokud byl cement

nahrazen pouze recyklátem, byla za-

znamenána velmi výrazná expanze (pro

mletý výpenec byl zaznamenán velmi

podobný průběh). Ovšem při společ-

né aplikaci aktivních příměsí a recyklá-

tu došlo k výraznému snížení expanze.

Mikroskopie malt

Kromě dilatometrických měření byla sle-

dována i mikrostruktura zkoušených

malt. Jak je zřejmé z obr. 4, byly hranoly

dle ASTM 1260 C94 zkoušeny 28 dní,

nikoli jen 14, což je rozhodující pro hod-

nocení rizika ASR. Všechny zkušební

hranoly byly zkoumány při zvětšení pod

mikroskopem, zda se na povrchu nevy-

skytují mikrotrhliny. Zároveň z nich byly

pomocí kotoučové pily kolmo na podél-

nou osu hranolu uříznuty plátky o roz-

měrech 25 × 25 × 30 mm, které byly ná-

sledně rovněž zkoumány na stereomik-

roskopu Leica S6D.

Výbrusy byly zhotoveny speciálním

postupem, kdy jsou hranolová zkušeb-

ní tělesa bezprostředně po vyjmutí z al-

kalického roztoku opláchnuta a nepro-

dyšně uzavřena v igelitovém obalu, aby

se zamezilo jejich vysychání. K mikro-

skopii výbrusů byl použit polarizační mi-

kroskop Leica DMEP a k pořízení sním-

ků digitální kamera Leica.

Srovnávací hranol R obsahuje jako

pojivo pouze cement bez dalších pří-

měsí. Mikroskopicky jsou vidět velmi

četné a dobře patrné reakční lemy

na okrajích pórů (obr. 5) a trhliny zrn

vyplněné alkalicko-křemičitým gelem.

U vzorku S25, kde bylo 25 % obsa-

hu cementu nahrazeno vysokopecní

struskou, můžeme ve výbrusu pozoro-

vat zejména kolem křemenných klastů

časté reakční lemy z alkalicko-křemi-

čitých gelů a místy se nachází i zrna

s trhlinami, které jsou částečně vypl-

něné gely (obr. 6). Častým úkazem je

i výskyt gelového lemu na okrajích pó-

rů podobně jako u srovnávacího hra-

nolu. Vzorek S50 s náhradou 50 % ce-

mentu vysokopecní struskou ukazuje

na ojedinělých křemenných zrnech po-

čátek tvoření reak čních lemů a u jedno-

ho zrna křemene jsou patrné trhliny se

slabou výplní alkalicko-křemičitého ge-

lu (obr. 7) Celkově se však dá zhodnotit

jako vzorek s podstatně menšími reak-

čními změnami než vzorky R a S25.

Malty vyrobené s náhradou 12,5 %

(P12,5) a 25 % (P25) cementu vysoko-

teplotním popílkem vykazují na ojedi-

Literatura:

[1] Vitoušová L.: Současný stav výzkumu příčin rozpadu prefab-

rikátů z předpjatého betonu (především železničních pražců)

v Evropě, Zpravodaj ŽSTH, č. 4, 1989, ÚVAR Brno

[2] TP 137 MD – vyloučení alkalické reakce kameniva v betonu

na stavbách pozemních komunikací, 2003, 2013

[3] Hromádko J.: Vývoj poznatků o škodlivém rozpínání betonu vli-

vem chemické reakce kameniva na betonových stavbách v ČR

v posledních 10 letech, 11. konf. Technologie Betonu 2013,

ČBS Servis, s. r. o., str. 22–35, ISBN 978-80-87158-33-3

[4] Ichikawa T.: Alkali–silica reaction, pessimum effects and poz-

zolanic effect, Cement and Concrete Research, 2009, č. 39,

716–726

[5] Diamond S.: A review of alkali-silica reaction and expansion

mechanisms 2. Reactive aggregates, Cement and Concrete

Research, 1976, č. 6 (4), 549–560

[6] Reinhardt H. W., Mielich O.: Mechanical properties of concretes

with slowly reacting alkali sensitive aggregates. Proc. of the 14th

Intern. conf. on alkali aggregate reaction, Austin, Texas, USA,

May 2012, 022211-REIN

[7] Dove P. M.: Kinetic and thermodynamic controls on silica reacti-

vity in weathering environments. In: White A. F., Brantley S. L.

(Eds.) Chemical weathering rates of silicate minerals, Reviews in

Mineralogy, 1995, č. 31, 235-290

[8] Bennet A.: Quartz dissolution in organic-rich aqueous systems,

Geochimica et Cosmochimica Acta, 1991, č. 55, 1781–1797

[9] Barykov A., Anisimova A.: Efficacy of aluminum hydroxides

as inhibitors of alkali-silica reactions, Materials Sciences and

Applications, 2013, č. 4, 1–6

[10] Stanton T. E.: Expansion of concrete through reaction between

cement and aggregate, Proc. of the American Society of Civil

Engineers, 1940, č. 66 (10), 1781–1811

[11] Jensen V.: Alkali-silica reaction damage to Elgeseter Bridge,

Trondheim, Norway: a review of construction, research and

repair up to 2003, Materials Characterisation, 2004, č. 53,

155–170

[12] Šachlová Š., Burdová A., Pertold Z., Přikryl R.: Macro- and

micro-indicators of ASR in concrete pavement, Magazine of

Concrete Research, 2011, č. 63 (8), 553–571

[13] Pertold Z., Chvátal M., Pertoldová J., Zachariáš J., Hromádko J.:

Poruchy vozovkového betonu dálnice D11 způsobené reakcí

alkálií s kamenivem (RAK). Beton TKS. 2002, č. 2, 21–24

[14] Lukschová Š., Přikryl R., Pertold Z.: Petrographic identification

of alkali-silica reactive aggregates in concrete from 20th century

bridges, Construction and Building Materials, 2009, č. 23 (2),

734–741

[15] Lukschová Š.: Alkali-silica reaction of aggregates in real con-

crete and mortar specimens, Dizert. práce, Univerzita Karlova

v Praze, 2008, 70 str.

[16] Pertold Z., Lukschová Š.: Kvalitativní mikroskopický popis dvou

vzorků betonu z mostu v Praze-Ruzyni a identifikace alkalicko-

-silikátové reakce, Technická zpráva, Univerzita Karlova v Praze,

2008, 14 str.

[17] Pertold Z., Lukschová Š., Přikryl R., Burdová A., Seidlová Z.:

Příčiny a rozsah poruch CBK vozovek způsobených AAR,

Dílčí zpráva za rok 2008, Technická zpráva, Univerzita Karlova

v Praze, 2009, 64 str.

[18] Collepardi M.: A state-of-the-art review on delayed ettringite

attack on concrete, Cement and Concrete Composites, 2003,

č. 25, 401-407

[19] Lukschová Š., Pertold Z., Hromádko J.: Factors affecting DEF

and ASR in concrete. (Sergio Lopes, Universidade de Coimbra,

CI Premier Conference, Eds.) Proc. of the Twin Coimbra intern.

conf. on CE – towards a better environment and the concrete

future, June 2009, Coimbra, Portugal, CI-Premier Pte Ltd, 2010,

ISBN 9810832427, CF189–CF198

[20] Šťastná A., Šachlová Š., Pertold Z., Přikryl R., Leichmann J.:

Cathodoluminescence microscopy and petrographic image

analysis of aggregates in concrete pavements affected by alkali–

silica reaction, Materials Characterization, 2012, č. 65, 115–125

[21] Xiangyin M.: Laboratory study of LiOH in inhibiting alkali-silica

reaction at 20 °C: a contribution. Cement and Concrete

Research. 2005, č. 35, 499–504

[22] Collepardi M.: Moderní beton, Informační centrum ČKAIT, ed.

Betonové stavitelství, 2009, 342 str., ISBN 978-80-87093-75-7

[23] Shafaatian A. M. H., Akhavan A., Maraghechi H., Rajabipour F.:

How does fly ash mitigate alkali-silica reaction (ASR) in acce-

lerated mortar bar test (ASTM C1567)? Cement & Concrete

Composites, 2013, č. 37, 143–153

[24] Thomas M.: The effect of supplementary cementing materi-

als on alkali-silica reaction: A review, Cement and Concrete

Research, 2011, č. 41, 1224–1231

[25] Bilek V. sr., Krutil K., Bilek V. jr., Krutilova K.: Some aspects

of durability of concrete with ternary binders, 8th CCC Durability

of concrete, Plitvice Lakes, Croatia, 2012, 359-364,

ISBN 978-953-7621-14-8



nělých místech v ploše výbrusu proje-

vy ASR. U vzorku s 12,5 % popílku by-

lo nalezeno jedno zrno s trhlinou, vypl-

něné alkalicko-křemičitým gelem a sla-

bý reakční lem kolem kvarcitového zrna

(obr. 8), které jsou ojediněle vidět i u zrn

křemene. Vzorek s 25 % popílku je až

na výjimky (obr. 9) reakcemi téměř ne-

postižen.

Substitucí 12,5 % vysokoteplotního

popílku a 12,5 % mletého betonu za ce-

ment vznikla zkušební tělesa, ve kte-

rých můžeme zejména u křemenných

zrn pozorovat časté reakční lemy z alka-

licko-křemičitých gelů, zrna s trhlinami

a u pórů okrajové gelové lemy (obr. 9).

Zkušební hranoly po zkoušce

ASTM C 1260, u kterých bylo cemento-

vé pojivo částečně nahrazeno struskou

(S50), popílkem (P25) a popílkem s mle-

tým betonem (P12,5 + B12,5), nevyka-

zují žádné viditelné povrchové porušení.

Vzorek S25 + V25 s náhradou cemen-

tu struskou a vápencem má jen tenkou

ojedinělou trhlinku na lícové straně. Zku-

šební tělesa zhotovená s 25% příměsí

strusky na úkor cementu jsou poruše-

ná drobnými trhlinkami na lícové i boč-

ních stranách, stejně tak to můžeme po-

zorovat i u vzorku s příměsí 12,5 % po-

pílku, dále u vzorku s 25% příměsí mle-

tého betonu i u srovnávacího hranolu.

U posledních dvou typů bylo narušení

povrchu výraznější než u ostatních hra-

nolů, přičemž srovnávací zkušební těle-

so mělo porušení nejvýraznější. U žád-

ného ze vzorků nebyly ovšem trhliny vi-

dět pouhým okem a byly patrné až při

zvětšení ve stereomikroskopu.

ZÁVĚR

Bylo ověřeno, že riziko ASR lze pro-

střednictvím vhodných příměsí velmi vý-

razně eliminovat. Ze studovaných pří-

měsí byl jako nejúčinnější shledán me-

takaolin, méně pak vysokoteplotní po-

pílek a relativně nejméně účinnou ze

zkoušených příměsí se jeví vysokopecní

granulovaná struska.

Míra mikroskopicky viditelných proje-

vů alkalicko-křemičité reakce je úměrná

naměřeným hodnotám alkalické rozpí-

navosti hranolů.

To, že ASR představuje celosvětově

nedořešený problém s velkými technic-

kými a ekonomickými důsledky doklá-

dá řada mezinárodních konferencí týka-

jících se mimo jiné i ASR, např. Interna-

tional Cement Microscopy Association

Conference, Euroseminar on Microsco-

py Applied to Building Materials. Pou-

ze na témata související s ASR (a AAR,

resp. ACR) se spe cializuje konference

International Conference on Alkali Agg-

regate Reaction (první uspořádaná roku

1974 v Dánsku; poslední, v pořadí čtr-

náctá, v roce 2012 v Texasu).

Tento článek si rozhodně nedělá ná-

rok na to, aby vyřešil problematiku

ASR v České republice. Ovšem ukazuje

na velmi perspektivní možnost elimina-

ce ASR v kamenivech, která nejsou ani

zcela bezpečná ani potenciál ně nebez-

pečná, tedy ve většině případů, s nimiž

se v České republice setkáváme.

Uvedených výsledků bylo dosaženo díky finanč-

ní podpoře projektu GAČR č. P104/12/0915

a TAČR č. TA03010501.

prof. RNDr. Zdeněk Pertold, CSc.

Mgr. Šárka Šachlová, Ph.D.


Mgr. Aneta Šťastná, Ph.D.


všichni: Ústav geochemie,

mineralogie a nerostných zdrojů

Přírodovědecká fakulta

Univerzita Karlova v Praze

Albertov 6, 128 43 Praha 2

Ing. Vlastimil Bílek ml.

Fakulta chemická VUT v Brně

Purkyňova 464/118, 612 00 Brno


Mgr. Kateřina Krutilová

Zkušebna kamene

a kameniva, s. r. o.

Husova 675, 508 01 Hořice

tel.: 493 620 177


Ing. Vlastimil Bílek st., Ph.D.

ŽPSV, a. s.

Třebízského 207

687 24 Uherský Ostroh

tel.: 572 430 690


Mgr. Libor Topolář, Ph.D.

Ústav fyziky

Stavební Fakulta VUT v Brně

Veveří 331/95, 602 00 Brno

Firem

ní p

reze

nta

ce

PŘÍČINY STŘECHOVITÉHO ZDVIHU BETONOVÝCH DESEK

KRYTU VOZOVKY DÁLNIC V ČR OD ROKU 2010 ❚ CAUSE

OF ROOF-LIKE LIFTING OF CONCRETE SLAB COVERS ON

HIGHWAYS IN THE CZECH REPUBLIC SINCE 2010


P O R U C H Y B E T O N O V Ý C H K O N S T R U K C Í ❚ F A I L E D C O N C R E T E

Jan Hromádko

Od roku 2010 do současnosti se nebývale zvýšil

výskyt dosud vzácného typu poruchy betono-

vého krytu dálniční vozovky, projevující se stře-

chovitým zdvihem nebo vystřelením betonových

desek krytu, nebo výraznými hrboly v navazující

asfaltové vozovce. Tato porucha znamená ohro-

žení bezpečnosti dopravy a odstranění vady

vyžaduje omezení dopravy často na mnoho dnů

v letním období. Příspěvek definuje dosud zjiště-

né a další pravděpodobné příčiny této poruchy,

které souvisí s objemovou roztažností betonu

teplotní, vlhkostní, se škodlivými objemovými

změnami v betonu, s chybami návrhu vozovek,

s chybami stavebního dozoru, s technologickou

nekázní zhotovitele, ale také s chybami údržby

a při opravách. Uvádí popisy případů a zobec-

nění dosavadních poznatků a doporučení pro

projektanty a správce komunikací s betonovým

krytem (silniční vozovky, letištní dráhy, parko-

viště atd.), má však význam i pro jiné betonové

konstrukce navrhované do extrémních podmí-

nek. Shromážděné informace podněcují k ještě

komplexnějšímu přístupu při návrhu tohoto typu

betonových konstrukcí, než jaký vyžadují stá-

vající předpisy pro jejich navrhování. ❚ Since

2010 until now, occurrence of former rare type

of failure in concrete cover slabs on highways

has increased significantly. These failures are

visible as roof-like lifting of concrete cover slabs

or considerable bumps in the adjacent tar road

pavements. Such a failure is dangerous for traffic,

and fixing such a failure means traffic restrictions

for many days in the summer season. This article

defines detected and likely reasons for these

failures that are caused by thermal and hydro

volume expansion of concrete, damaging volume

changes in concrete, faults in road designs,

errors in construction supervision, technological

indiscipline of the constructor, as well as wrong

maintenance and repairs. We describe cases,

draw general conclusions from up-to-date

findings and give recommendations to concrete

roads designers and service and maintenance

bodies (roads, runways, parking lots, etc.), but

also for other concrete constructions designed

for extreme conditions. The collected information

instigate a more complex attitude to concrete

structures design than current standards and

regulations require.

Nárůst počtu poruch cementobetono-

vého krytu vozovek dálnic v ČR od ro-

ku 2010, spočívajících v náhlých defor-

macích nivelety v letním období (tab. 1),

nás nutí k analýze těchto jevů. Násle-

dující úvaha o jejich příčinách vychází

z podkladů uvedených v seznamu lite-

ratury, ale především z vlastní prohlídky

poruch na místě a jejich fotodokumen-

tace [8], ze zkoušek a měření zajiště-

ných správcem komunikace a z provoz-

ních informací správce. K těmto poru-

chám se také vztahuje značné množství

mediálních informací.

Příspěvek nenahrazuje komplexní sběr

údajů o tomto typu poruchy a prozatím

není kompletním podkladem pro úpra-

vu navrhování tuhých vozovek nebo po-

dobných konstrukcí. Je nutné, aby se

s průběžnými poznatky o podmínkách,

vlivech, projevech a možných příčinách

poruchy seznámili provozní pracovní-

ci a projektanti pozemních komunikací,

případně i autoři technických předpisů.

V příspěvku se uvádí více než deset

vlivů a příčin uvedené poruchy. Tím se

opět potvrzuje známá skutečnost, že

poruchy stavebních konstrukcí nastávají

vždy v důsledku kombinace více příčin.

PROJEVY A POPIS PORUCH

Názvosloví podle ČSN 736175

a TP Ministerstva dopravy

ČSN definuje podélné hřbety IR, hrbo-

ly IB a poklesy ID. Z praktických důvo-

dů bylo toto názvosloví převzato i pro

příčné hrboly a hřbety, přejížděné při

běžném provozu kolmo. Výška hřbetů

a hrbolů je definována jako rozdíl me-

zi přímou referenční čárou a nejvyšším

bodem hřbetu nebo hrbolu. Je-li po-

měr I/p > 1 jedná se o hřbet, při pomě-

ru I/p ≤ 1 se jedná o hrbol (obr. 1). V li-

teratuře [7] se zavádějí specifická ná-

zvosloví tří různých poruch s částečně

odlišnými příčinami, viz dále.

Popis a projevy poruch

V popisovaných případech jde o defor-

maci a zdvih nivelety na kontaktu de-

sek CB krytu (na příčné spáře) od cca

50 do 200 mm, tj. o vznik hrbolu v dů-

sledku zdvihu a podrcení desek – tzv.

vystřelení desky definované v katalogo-

vém listu (dále KL) 56 dle [7], případ-

ně o nerovnosti na styku cementobeto-

nového a asfaltového krytu, KL 57 dle

[7]. Častější variantou je změna výško-

vé polohy IB krytu na kontaktu CB kry-

tu a asfaltového krytu v hodnotách až

+200 mm nad úroveň přímé referenč-

ní čáry. Zvláštním případem je katalogo-

vá porucha č. 54 dle [7], tzv. střechovitý

zdvih desek CB krytu, situovaný v prů-

běžném betonovém pásu vozovky, tedy

mimo koncovou část v místě přecho-

du na asfaltovou vozovku. Většinou se

jedná o velmi dlouhé úseky CB vozov-

ky (jednotky kilometrů) bez navržených

a provedených dilatačních spár.

Porucha se v posledních třech letech

projevila na více místech dálnic s beto-

novým krytem, nejčastěji se jedná o pří-

pady s menší hodnotou zdvihu asfalto-

vého krytu – o hrbol výšky do 50 mm,

bez zdvihu konce betonového krytu,

kdy posouvající se konec betonové vo-

zovky před sebou stlačuje a vzdouvá

asfaltovou vozovku.

Pokud je tento proces extrémně rych-

lý a asfaltové vrstvy se při dané teplo-

tě nestačí deformovat, může směrem

vzhůru po zalomení vybočit část asfal-

tové vrstvy v podobě kry. Průvodním je-

vem bývá i vzájemný posun betonových

pásů vozovky vůči sobě v podélné spá-

ře u starších úseků bez vložených kotev

podélné spáry. Poruchu CB krytu ně-

kdy doprovází výškové a směrové vy-

bočení přilehlého betonového monoli-

tického odvodňovacího rigolu nebo ob-

rubníků (obr. 5).

Posun a/nebo zdvih se ale někdy týká

i podkladních vrstev z cementové sta-

bilizace (SC) případně kameniva zpev-

něného cementem (v době realizace

D5 Plzeň–Rozvadov, dle německých

předpisů, se jednalo o tzv. HGT vrstvu)

v tloušťce 150 až 250 mm.

Porucha má obvykle velmi rychlý prů-

běh a do chvíle zaregistrování překážky

příslušným provozovatelem, nahlášení

policii a omezení dopravy vzniká na hr-

bolu poškození vozidel.

Soupis zaznamenaných vlivů

a možných příčin vzniku hrbolů

(vystřelení desek)

Ve všech případech vznikl hrbol jako ná-

sledek podélného posunu určité části

cementobetonového krytu. Iniciaci roz-

sáhlého posunu (resp. značné tlakové



síly) koncové části celého jízdního pá-

su CB vozovky způsobil extrémní ohřev

a roztažení CB krytu v důsledku zejmé-

na teplotní roztažnosti betonu, ale vždy

v kombinaci s dalšími vlivy. Typická tep-

lota povrchu betonu vozovky měřená

nejbližší dálniční meteohláskou v odpo-

ledních hodinách ve chvíli poruchy byla

mezi +47 až +51 °C, [2], [6].

Pro tyto hodnoty posunů, resp. tla-

kových napětí v betonu v důsledku

extrémního ohřevu betonu na +50°C

a z toho vyplývajících vnitřních sil při

pružném stlačení betonového pásu se

původní návrh detailu styku CB/asfal-

tová vozovka v realizační dokumenta-

ci jeví jako nefunkční, přestože se jedná

o vzorový detail převzatý (sice nepřes-

ně) z německých Richtlinií a používa-

ný i na jiných stavbách. Přitom do roku

2010 s tímto řešením styku nebyly dle

dostupných, resp. v ČR publikovaných,

informací problémy. Z průběhu popiso-

vaných poruch vyplývá, že konstruk-

ce pro zabránění posunu koncové čás-

ti CB krytu není spolehlivě navržena pro

nastalé extrémní podmínky a pro čas-

tou kombinaci dále uvedených příčin.

Doposud navrhovaný a realizovaný

způsob ukončení CBK spočívá v zesí-

lení posledních CB desek na cca dvoj-

násobek návrhové tloušťky. Součas-

ně s tím vyvstává otázka, zda návrho-

vá hodnota teplotního součinitele délko-

vé roztažnosti betonu uvažovaná v [3]

(αk = 0,00001 K-1), používaná pro ná-

vrh napětí v betonové desce, je optimál-

ní a zda jsou vůbec při návrhu posuzo-

vány konstrukce bránící posunu konco-

vých částí CB krytu při extrémních tep-

lotách. Uvažovaná hodnota přírůstku

délky betonové desky pro tento teplotní

součinitel a pro nárůst z průměrné roč-

ní teploty desky cca +10 °C na extrém-

ní letní teplotu +50 °C je 0,4 mm/m, tj.

2 mm u jedné 5m desky. Teplotní gra-

dient po výšce desky a borcení od tep-

loty pro zjednodušení v této analýze ne-

ní uvažován.

Další příčiny

Odchylka návrhu detailu styku CB/

asfaltová vozovka v realizační doku-

mentaci od typového detailu v [4] (např.

podkladní vrstva SC/HGT pod CBK

není ve stejné výškové úrovni jako pod-

kladní vrstva pod asfaltovou vozovkou).

Odchylky skutečného stavebního

provedení tohoto detailu od návrhu

v RDS (technologická nekázeň), zjiště-

né při diagnostickém průzkumu poru-

chy na D5 (např. zhotovitelem vytvoře-

né škodlivé klínové plochy na podklad-

ních vrstvách vozovky, nedostatečná

tloušťka koncových zesílených desek

CBK, absence pružné 20 mm tlus-

té vložky v dilatační příčné spáře mezi

asfaltovým a betonovým krytem atd.).

Předchozí postupné dlouhodobé

zvětšování objemu betonu v přileh-

lém úseku CB krytu vozovky vlivem

alkalické reakce kameniva v betonu,

a tedy tím i vyčerpání rezervy volné

šíře příčných kontrakčních spár/trh-

lin CB krytu ve značné délce průběž-

ného betonového pásu. Tento zásad-

ní vliv, co do významu druhý v pořa-

dí, je v současnosti prokázán u přípa-

dů na D5, D11, D1, R35. Vyčerpání vol-

né šíře kontrakční spáry (trhliny), resp.

její ucpání, může mít na svědomí také

přísun nečistot s povrchu vozovky ne-

utěsněnou spárou. Hodnota přírůstku

objemu betonu, vyjádřená při urychle-

né zkoušce prodloužení trámců délky

500 mm dle Alkalirichtlinie, je v přípa-

dě probíhající „škodlivé“ alkalické reak-

ce vyšší než 0,6 mm/m (obr. 13).

Zvětšení objemu betonu CB krytu

a vrstev SC nebo HGT vlivem intenziv-

ního nasáknutí vodou při opakovaných

srážkách v předchozím týdnu. Značné

objemové změny betonu způsobené

vysycháním a nasáknutím byly experi-

mentálně prokázány na vzorku reálné-

ho betonu odebraného z CBK na D5

[5] (obr. 12) z úseku se zvýšeným ob-

sahem kaolínu v kamenivu v betonu

a s prokázanou výraznou poruchou vli-

vem škodlivé alkalické reakce (tedy se

zvýšeným obsahem křemičitých ge-

lů v betonu, a to i v místech bez trhlin).

Hodnota vlhkostní roztažnosti vzor-

ků betonu shodné receptury (vysuše-

ný a úplně nasáknutý vzorek) byla až

1,7 mm/m (obr. 12). Tento vliv je prav-

děpodobně doposud velmi málo znám

a při komplexním posuzování chování

CB krytu a podobných konstrukcí se

obvykle neuvažuje.

Zmenšení třecího odporu, který za

běžných podmínek zpomaluje posun

desek po podkladní vrstvě, ve spáře

pod CB deskami vlivem nasáknutí vo-

dou po přívalových deštích, při pravdě-

podobně nedostatečně rychlém odvá-

dění srážkové vody. Nedostatečné od-

vádění srážkové vody se může vysky-

tovat zejména v úsecích s betonovými

rigoly, které sice dobře odvádějí vo-

du s povrchu vozovky, ale zadržují vo-

du pronikající pod betonovou vozov-

ku na povrch asfaltové membrány ne-

bo stmelené podkladní vrstvy, která je

nepropustná.

Snadný přístup srážkové vody

do CBK, do styku mezi CBK a asfal-

tovou mezivrstvu a do stmelené pod-

kladní vrstvy neutěsněnými podélnými

Tab. 1 Lokalizace některých vybraných případů poruch cementobetonového krytu ❚

Tab. 1 Location of selected examples of concrete cover failures

Označení

komunikaceStaničení [km]

Datum a čas

poruchy

Materiál vrstev

vozovkyJízdní pruh/pás

D5 122,045 L 12.7.2010, 20:00 Přechod CB/AHV celý pás

SOKP 516 23,250 L 13.7.2010, 14:00 Přechod CB/AHV expresní, rychlý pruh

D5 116,855 P 13.7.2010 Přechod CB/AHV celý pás

D5 118 14.7.2010 Přechod CB/AHV celý pás


R35 287,7 P 18.6. 2012, 16:45 CB rychlý pruh


D1 51,2 P 22.6.2011, 19:00 CB rychlý pruh

D11 11,355 P 2.7.2012 CB zpev. krajnice-odst. pruh

D1 50,630 P 18.6.2013 CB rychlý pruh

D1 39,2 L 20.6.2013 CB –

D1 168 P 3.8.2013, 15:00 CB pomalý pruh

D1 36,8 L 7.8.2013, 14:30 CB rychlý pruh

Obr. 1 Podélný profil vozovky vykazující

výšku hřbetu IB, hrbolu IR a poklesu ID ❚

Fig. 1 Longitudinal profile of the road

showing the ridge height IB, bump IR and

descent ID

1



a příčnými spárami CBK – toto je vliv

místy nedostatečné údržby vozovek.

Vada z výstavby podkladní vrst-

vy cementové stabilizace nebo HGT

spočívající v klínovitém tvaru pracovní

spáry napojení dvou úseků pokládky

SC (HGT). Při násunu klínovitých kon-

ců SC (HGT) v pracovní spáře na se-

be vlivem roztažení po ohřevu a na-

sáknutí podkladních vrstev vznikl svis-

lý silový impulz, který se také mohl po-

dílet na iniciaci „vystřelení“ průběžné-

ho teplem předpjatého betonového

pásu.

Vyšší mechanické parametry

stmelených podkladních vrstev pod

CB krytem – vyšší hodnota teplotního

součinitele délkové roztažnosti, pev-

nosti v tlaku a E modulu – v případě

stmelené vrstvy (HGT), která má cha-

rakter válcovaného betonu. Při daných

extrémních teplotách CB krytu (ex-

trémní vlna veder v roce 2010 trvala tý-

den) je vysoce pravděpodobný inten-

zivní ohřev i této vrstvy HGT a jeho pří-

spěvek k tvorbě podélných sil a posu-

nů celého vozovkového souvrství. Pev-

nost v tlaku zjištěná na vývrtu z vrstvy

HGT v oblasti poruchy na D5 (ve stá-

ří 14 roků) byla až 22 MPa [5] a v mís-

tě poruchy vystřelila kromě CB des-

ky i deska tvořená podkladní vrst-

vou HGT, pod a mezi deskami vznikla

dutina.

Chybně prováděné opravy CB kry-

tu, konkrétně se jedná o náhradu čás-

tí poškozených CB desek nebo celých

desek asfaltovými hutněnými vrstva-

mi (na celou tloušťku CB desky). Ten-

to způsob opravy není uveden v žád-

ném technickém předpisu pro pozemní

komunikace. Oslabení betonového pá-

su vozovky při této náhradě cemento-

vého betonu asfaltovou hutněnou smě-

sí je evidentní, a i když je touto rychlou,

ale neschválenou technologií zajištěna

únosnost vozovky ve svislém směru,

není zajištěn přenos podélných sil vzni-

kajících v důsledku extrémních ohřevů

betonu. Veškeré podélné síly vyvolané

ohřevem betonu v celé šíři jízdního pá-

su vozovky tedy přenáší v místě asfal-

tové záplaty pouze zbylá část tlačené-

ho betonového průřezu (to je umožně-

no přenosem sil přes podélnou spáru

z přerušeného do nepřerušeného pásu

betonu kotvami nebo třením v této spá-

ře), obvykle 2/3 původní šíře vozovky,

protože náhrada CB asfaltem je častá

technologie opravy poškozeného po-

malého jízdního pruhu. U tohoto zbý-

vajícího vzdorujícího průřezu betonu

byla proto v některých popisovaných

případech překročena pevnost beto-

nu v tlaku a došlo k poruše dle KL 56

– vystřelení desky. V místech poškoze-

ných předtím také vlivem ASR je vnitř-

ní struktura CB desky významně na-

Obrazový popis konkrétní

poruchy na D5 v km 122,045 L

v roce 2010 (obr. 2 až 15)

Obr. 2 Hrbol na povrchu CB vozovky

v km 122,045 D5, vznikl dne 12. července

2010 ❚ Fig. 2 Bump on the surface of

concrete road pavement on the 122.045 km of

the D5 Highway on July 12, 2010

Obr. 3 Podélný řez v místě poruchy, návrhový

stav ❚ Fig. 3 Longitudinal section in the

place of the failure, project solution

Obr. 4 Podélný řez v místě poruchy,

1 – trhliny ve zlomené CB desce, trhliny

v zalomené vrstvě HGT, 2 – dutiny mezi

CBK a HGT v důsledku posunu CB desky

po klínové ploše, 3 – vrchol hrbolu v asfaltové

části vozovky, 4 – chybějící poddajná vložka

tloušťky 20 mm ve spáře na kontaktu CB/AB

– chyba dodavatele a dozoru, 5 – skutečná

tloušťka zesílené CB desky je pouze 280 mm

(chybí 110 mm) – chyba dodavatele, 6 – vrstva

kameniva stmeleného hydraulickým pojivem se

také vlivem vedra posunula, v obou částech

vozovky není HGT navržena ve stejné výškové

poloze – chyba projektanta ❚ Fig. 4 Longitudinal section in the place

of a failure, 1 – cracks in the broken

concrete slab, cracks in a broken HGT layer,

2 – caverns between the concrete and HGT

layer as a result of a shift of the concrete slab

on the cuneal surface, 3 – top of the bump in

the tar part of the road pavement, 4 – missing

20 mm thick flexible layer in the joint of CB/AB

– supplier‘s and supervisor‘s error, 5 – the

real thickness of the CB slab is only 280 mm

(110 mm thinner) – supplier‘s error, 6 – the

aggregate layer hydraulically bound moved

due to hot weather – the HGT in both parts of

the road has not been designed in the same

location – fault of the designer

Obr. 5 Porucha na D5 v km 122,045 L v roce

2010 ❚ Fig. 5 Failure on the 122.045 L km

of the D5 in 2010

Obr. 6 Hrbol z pohledu řidiče na dálnici

❚ Fig. 6 The bump from the drivers‘ view



of the D5 in 2010



of the D5 in 2010

Obr. 9 Zaměření podélného řezu hrbolem ❚ Fig. 9 Gauge of the longitudinal section of

the bump

Obr. 10 Vrstevnicový plán hrbolu

❚ Fig. 10 Contour plan of the bump

2

4

3



rušena (delaminace betonu), a proto je

snížena pevnost betonu v tahu a tlaku.

Vyčerpaná životnost vozovky z vý-

še uvedených důvodů, z důvodu stá-

ří (35 až 40 let u D1) a intenzivní těž-

ké dopravy. U těchto nejstarších úse-

ků českých dálnic potom samozřejmě

ke vzniku poruchy stačí jednoduchá

kombinace dvou vlivů, např. k vystře-

lení desky může být důvodem extrém-

ní podélná síla v betonu v důsledku ex-

trémního ohřevu v kombinaci s běžnou

poruchou – nevstřícností dvou desek

v místě nechvalně známých schůd-

ků na nevyztužených příčných spá-

rách (KL poruchy č. 52). Existuje ta-

ké podezření, že intenzivní dynamické

namáhání nevyztužené cementobeto-

nové desky krytu přetíženými těžkými

nákladními vozidly urychluje vznik ta-

hových mikrotrhlinek, což zvyšuje na-

sákavost betonu, čímž se zvyšuje jeho

vlhkost a urychluje proces škodlivého

rozpínání betonu (např. alkalickou re-

akci kameniva v betonu).

Zanedbaná běžná údržba CB kry-

tu, neprováděná souvislá údržba CB

krytu v posledních 10 až 20 letech (de-

finice viz [3], [7]), neprovádění oprav

a rekonstrukcí CB krytu a konstruk-

cí pod ním (např. nefunkční odvodně-

ní vozovkového souvrství, neutěsněné

trhliny v krytu a zanášení spár tuhými

nečistotami atd.).

5

7

6

8

9

10



TEPLOTNÍ POMĚRY VE VOZOVCE

PŘI PORUŠE

Pro popis teplot v krytu vozovky při po-

ruše byly využity informace z blízkých

dálničních meteohlásek s kontinuálním

záznamem teploty vzduchu, povrchu

vozovky a srážek. Porovnáním informa-

cí z více lokalit na dálniční síti a z úda-

jů ČHMÚ lze nahradit teplotu betonové

vozovky v místě poruchy teplotou vo-

zovky na nejbližší meteohlásce, vzdále-

né do 4 km, s dobrou shodou. Je prav-

děpodobné, že malé rozdíly v orientaci

trasy, ve sklonu a výšce nivelety v mís-

tě meteohlásky lze pro účely této úva-

hy zanedbat.

Typické průběhy teplot pro disku-

tované případy poruch jsou uvedeny

v grafech na obr. 35 a 36.

NÁVRH OPRAVY BETONOVÉ

A ASFALTOVÉ VOZOVKY V MÍSTĚ

ZDVIHU KRYTU

V případě hrbolu na povrchu asfaltové-

ho krytu je jeho pouhé odfrézování nut-

no považovat za provizorium, použitel-

né výjimečně z provozních důvodů. Ži-

votnost takové opravy je půl až jeden

rok, je však také nutno zajistit dokon-

čení podrobného diagnostického prů-

zkumu pro potvrzení míry vlivu mož-

ných příčin poruchy.

Obr. 11 Porucha na D5 v km 122,045 L

v r. 2010 – výskyt ASR na betonovém krytu

v okolí hrbolu ❚ Fig. 11 Failure on the

122.045 L km of the D5 in 2010, occurrence

of ASR on the concrete cover in the bump

surrounding

Obr. 12 Vlhkostní roztažnost betonu D5,

měřená na vzorcích vyřezaných z krytu ❚

Fig. 12 Moisture expansion of concrete on

D5, samples cut from the cover

Obr. 13 a) Výskyt ASR gelu v betonu

v okolí hrbolu, vývrt průměru 50 mm,

uranylová detekční metoda, b) snímek v UV

světle ❚ Fig. 13 a) Occurrence of the

ASR gel in concrete around the bump, uranyl

detection method, b) UV light picture

Obr. 14 V betonu CBK byla v rozporu se

schválenými složkami betonu použita směs

kameniva z různých hornin s různou citlivostí

na alkálie z betonu, až ze čtyř lokalit, nábrus

dodatečného vývrtu o průměru 150 mm

z vozovky ❚ Fig. 14 In the cement-

concrete cover were used contrary to the

authorized concrete components aggregate

mixtures of different rocks with different

sensitivity to alkali from concrete from four

localities, polished section of the additional

core from the road of 150 mm diameter

Obr. 15 Vývrt dilatační spáry ve vozovce,

kde byla zjištěna absence původně navržené

stlačitelné vložky na kontaktu cementový

beton-asfalt vedle hrbolu ❚ Fig. 15 Core

of the dilatation joint in the road surface

where was also found absence of the initially

designed compressive inlays on the spot of

contact between cement-tar next to the bump

13a 13b

1211

14 15



Obr. 16 D5 km 116,855 P, opakovaná porucha dne 21. června 2012

❚ Fig. 16 Km 116.885 on the D5 highway, repeated failure on

June 21, 2012

Obr. 17 Odkrývání asfaltového souvrství při opravě poruchy

❚ Fig. 17 Uncovering the tar layers during the repair

Obr. 18 Klínovitý tvar pracovní spáry cementem stmelené podkladní

vrstvy, s trhlinou a zdvihem ❚ Fig. 18 Wedge-shaped construction

joints of the cement united base, with a crack and uplift (D5, km

116,855 P)

Obrazový popis konkrétní poruchy na D1 v km 51,2 P v roce 2011 (obr. 19 až 25)

Obr. 19 Vzorový příčný řez vozovkou na dálnici D1

❚ Fig. 19 Sample cross section of the road surface on D1

Obr. 20 Konstrukce dálničních vozovek na D1 ❚

Fig. 20 Structure of the highway road surfaces on D1

16

20

19

18

17



Obr. 21 Místo poruchy CB krytu vozovky na dálnici D1, před

událostí ❚ Fig. 21 The failure point of the cement-concrete road

surface on D1, before the accident

Obr. 22 Porucha dne 22. června 2011 ❚ Fig. 22 Failure

on June 22, 2011

Obr. 23 Místo poruchy – po odbourání CB desky obnažená klínovitá

pracovní spára v cementové stabilizaci (též obr. 22, 24, 25), situovaná

přesně pod vystřelenou spárou CB desek na obr. 21 ❚ Fig. 23 Place

of the failure after removal of the cement-concrete slab, visible

construction joint in cement stabilization (see also fig. 22, 24, 25),

situated directly under the shot cement-concrete slabs on fig. 21

Obr. 24 Schéma poruchy CB desky v místě nad klínovitou pracovní

spárou ve vrstvě cementové stabilizace, způsobené stlačením, posunem

a podrcením v obou konstrukčních vrstvách (CB a SC) současně –

podélný řez krytem ❚ Fig. 24 Scheme of the cement-concrete slab

in the point above the wedge-shaped construction joint in the layer of

cement stabilization caused by compression, shift and grind in both

structure layers (cement-concrete and cement stabilization) at once,

longitudinal section of the cover

Obr. 25 Porucha v rychlém JP je v místě oslabení pomalého JP

nevhodnou opravou z asfaltové směsi ❚ Fig. 25 Failure in the fast

lane is in the place of weakening of the slow lane inappropriate repair

from tar mixture

Obr. 26 Vzájemné posuny betonových pásů vozovky v rozšířené

nekotvené podélné spáře, sevření příčné spáry krytu (bez kluzných

trnů) ❚ Fig. 26 Mutual shifts of the concrete strips of the road

surface in a widened non-anchored longitudinal joint, closure of the

cross joint of the cover (without the dowels)

Obr. 27 Povrch betonové vozovky s příznaky škodlivé rozpínavé reakce

v CBK (trhlinky s křemičitým gelem) v okolí poruchy ❚

Fig. 27 Concrete road surface showing expansive reactions in the

cement-concrete covers (cracklings with silica gel) round the failure

Obrazový popis poruchy na D11 v km 11,350 P v roce 2012 (obr. 28 a 29)

Obr. 28 Vystřelení desky ve zpevněné krajnici 2. července 2012,

viditelná je alkalická reakce v betonu ASR (trhliny s tmavým lemováním –

charakteristický příznak škodlivé rozpínavé reakce v betonu) ❚

Fig. 28 Shot-out of the slab in the hard shoulder on July 2, 2012,

visible alkali reaction of concrete (failures with dark flanges – typical sign

of damaging expansion reaction)

Obr. 29 Porucha z 2. července 2012 je také v místě oslabení CB pásu

nevhodnou opravou v jízdních pruzích asfaltovou vrstvou

❚ Fig. 29 Failure from July 2, 2012 is also in the cement-concrete

strip weakened by inappropriate repair by tar layer

Další případy (obr. 30 až 34)

Obr. 30 Hrbol na D1 v km 93,9 P vzniklý na asfaltové vrstvě u kontaktu

s betonovou vozovkou dne 22. července 2010 ❚ Fig. 30 Bump on

D1, km 93.9 P occurred on the tar layer at the place of contact with the

concrete road on July 22, 2010

Obr. 31 D1 km 36,8 L s poruchou CB krytu dne 7. srpna 2013 ❚

Fig. 31 D1, km 36.8 L, with failure on the cement-concrete cover on

August 7, 2013

Obr. 32 Silnice R35 Lipník, km 287,7 P v úseku s intenzivní rozpínavou

reakcí kameniva v betonu, porucha dne 18. června 2012

❚ Fig. 32 On June 18, 2012 a failure occurred on the R34 road,

Lipník, km 287.7 R, in the part with intensive expanding reaction of the

aggregate

Obr. 33 Silnice R35 Lipník, km 287,7 P, oprava betonové desky

po poruše dne 18. června 2012 ❚ Fig. 33 R35 Lipník, km 287.5 R,

repair of the concrete slab after failure

Obr. 34 Hrbol na Pražském okruhu (SOKP 516 L) na pracovní spáře

asfalt-beton ze dne 13. července 2010 ❚ Fig. 34 Bump on the

Prague Ring (SOKP 516 L) on the construction joint tar-concrete from

July 13, 2010

22

23

24

Spára před poruchou

21



25 30

26 31

27 32

28 33

29 34



Obr. 35 Týdenní průběh teploty, záznam

meteohlásky v km 48.2 D1 u místa poruchy

v km 51,2 ❚ Fig. 35 Weekly development

of temperatures, meteo station on D1 km 48.1

entries, at the failure on km 51.2

Obr. 36 Měsíční průběh teploty povrchu

CB vozovky, záznam meteohlásky na D5

v km 118,1, nejbližší k místu poruchy v km

122,045, zajímavé je datum poruchy (červená

šipka) – mimo teplotní maximum ❚

Fig. 36 Monthly development of temperatures

of the cement-concrete road surface, meteo

station entries on D5, km 118.1, the closest

to the failure occurrence on km 122.045; the

failure occurred on the off-peak date (red

arrow)

Obr. 37 Nejúčinnější způsob zachycení

podélných posunů CB krytu v místě přechodu

na asfaltovou vozovku dle Richtlinie [4] ❚

Fig. 37 The most efficient method of

constraint the longitudinal shifts of the

cement-concrete cover in the place of contact

with the tar surface acc to Richtlinie [4]

Obr. 38 a)–h) Osm fází a složek podélného

smrštění a expanze betonové konstrukce

v exteriéru ❚ Fig. 38 Eight phases and

components of the longitudinal compression

and expansion of the concrete construction

in exterior

Obr. 39 Málo stlačitelná výplň kontrakční

spáry snižuje účinnost dilatačních opatření

navržených pro vozovku ❚ Fig. 39 Low

compressible inlay of the contract joint

decreases the efficiency of dilating measures

designed for the road surface

37

35

36



Dokumentaci provizorní opravy by

měl zpracovat zkušený projektant, ne-

boť je obtížné odhadnout chování kon-

ce konstrukce jízdního pásu vozovky

po uvolnění tlakového napětí v krytu

při odbourávání jeho poškozené části.

Doporučuje se definitivní oprava

na základě dokumentace vypracova-

né zkušeným projektantem po potvr-

zení všech příčin a po přehodnocení

původního detailu kontaktu CB a as-

faltového krytu. Přitom jsou nutné kon-

zultace, výpočty, průzkum a zkoušky.

Za definitivní opravu nelze považovat

náhradu poškozených betonových de-

sek CB krytu asfaltovými vrstvami, ze-

jména při opravách poruchy nacháze-

jící se v průběžném betonovém pásu.

Porucha se obvykle řeší výměnou tří

původních desek CBK postupem dle

TP MD. Nevhodné klínové úseky ce-

mentové stabilizace se vybourají a na-

hradí betonem C16. Pracovní spáry

mají být kolmé a svislé.

POZNATKY PRO DALŠÍ

VÝSTAVBU A OPRAVY


S názorem Otakara Vacína, stavební-

ho experta z ČVUT v Praze: „pokud se

budou vedra v Česku opakovat, bu-

de se muset změnit technologie při

stavbě dálnic ...“ [1] lze souhlasit.

Jednou z možností je změna návrhu

styku betonové a asfaltové vozovky,

např. podle principu kotevního beto-

nového prahu (obr. 37), který zasahuje

do hloubky 0,8 m pod CB desku, tj. již

do oblasti aktivní zóny zemního tělesa

a konec CB pásu účinně kotví. Dopo-

sud používané kotvení konce betono-

vého pásu proti posunu pouze pomocí

zesílených koncových desek se jeví ja-

ko nedostatečné (obr. 3 a 4).

Dalším námětem je možnost návrhu

stlačitelných dilatačních prostorových

spár, a to na základě podrobnější-

ho modelování teplotních, vlhkostních

a jiných rozpínavých vlivů. Ze staveb-

ní praxe u některých betonových částí

staveb vyplývá poznatek, že návrh di-

latačních opatření je často a opakova-

ně podceňován a zanedbáván, což ve-

de k poruchám.

Provedeme-li jednoduchý součet vý-

še v článku uvedených vlivů (obr. 38):

• vlivu krátkodobého extrémního ohře-

vu CB desky na + 50 °C – lineárního

prodloužení 0,4 mm/m,

• dlouhodobého vlivu rozpínání betonu

při slabé alkalické reakci, u málo re-

aktivního kameniva (v ČR častý pří-

pad) – hodnoty menší než 0,6 mm/m,

např. 0,5 mm/m,

• krátkodobého vlivu nasáknutí beto-

nu a/nebo podkladních stmelených

vrstev vodou – konzervativní hodno-

ty např. 1 mm/m,

dojdeme při souběhu jen těchto tří vlivů

k vysoké hodnotě lineárního prodlouže-

ní, cca 1,9 mm/m, pro jednu CB desku

délky 5 m to představuje posun kon-

ce o 9,5 mm, stávající šířka kontrakč-

ních trhlin, cca 2 až 4 mm, tento po-

hyb neumožní, a proto je nezbytná revi-

Kontrakce od autogenního

smrštění betonu (hydratace)

Podélný řez vozovky Expanze betonu nasáknutím

Ucpání kontrakčních trhlin nestlačitelnými nečistotami, když se neprovádí údržba zálivek spár

Expanze betonu nasáknutím

+ alkalickou reakcí

Expanze betonu nasáknutím

+ alkalickou reakcí

+ teplotním roztažením

- chybějící dilatační kapacita spáry

DETAIL

kontrakční

trhliny

Kontrakce od autogenního smrštění

+ od vysychání betonu



+ od dotvarování



+ od dotvarování

+ od ochlazení betonu

38a

38b

38c

38d

38e

38f

38g

38h

39



ze resp. nové posouzení skutečně pů-

sobících vlivů na délkovou roztažnost

reál ného betonu.

ZÁVĚR

Je nezbytná revize, resp. nové posou-

zení skutečně působících vlivů na be-

tonové konstrukce vystavené venkovní-

mu prostředí, zejména vlivu sycení be-

tonu vodou, alkalické reakci a extrém-

nímu ohřevu a jejich podílu na hodno-

tě délkové roztažnosti reálného betonu

a hodnotě celkového posunu konco-

vých částí konstrukce.

Tyto všechny vlivy by měly být uvažo-

vány u důležitých konstrukcí z betonu

s požadovanou vysokou životností, vy-

stavených extrémním podmínkám. Po-

souzena by měla být dostatečnost do-

sud navrhovaných dilatačních opatření

(rozměr a počet pracovních, kontrak-

čních a dilatačních spár u rozměrných

betonových konstrukcí v exteriéru).

Uvedenému součtovému lineárnímu

roztažení může nevyztužená konstruk-

ce nekonečného pásu betonu vzdo-

rovat bez poruch jen obtížně, pružné

přetvoření (stlačení) betonu v oblas-

ti platnosti Hookova zákona a počá-

teční smrštění mladého betonu zřejmě

ke kompenzaci rozpínání postačovat

nebude.

Při silnější alkalické reakci (úseky

na D1, D5, D2, R35, D11) toto nadměr-

né součtové lineární roztažení betono-

vé desky (bez vytvoření nových dila-

tačních opatření) však zcela jistě pove-

de i v budoucnosti k popisovaným po-

ruchám vozovek a jim podobných be-

tonových konstrukcí.

Ing. Jan Hromádko

Ředitelství silnic a dálnic ČR

Čerčanská 2023/12

140 00 Praha 4

tel.: 241 084 417, 606 711 837


www.rsd.cz

Literatura:[1] Weikert P., Vacín O. (2010): Na dálni-

ce míří kontroly kvůli „boulím“ z veder, Hospodářské noviny, 15. 7. 2010, str. 6

[2] Hromádko J., Marusič J., (2010): Pokyn pro odstraňování hrbolů a hřbetů na kritických místech vozovky při vysokých teplotách vzduchu, interní pokyn, ŘSD ČR

[3] MD ČR, (2011). TP 92, Navrhování údržby a oprav vozovek s CB krytem

[4] ZTV Beton-StB – Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen und Richtlinien für den Bau von Tragschichten mit hydraulischen Bindemitteln und Fahrbahndecken aus Beton, Ausgabe 2007

[5] Horský J., (2009): Hodnocení poruch CB krytu na D5 v úseku 128,144 až 130,500 km ve směru na Rozvadov, Zpráva č. D 50/09

[6] Klepáč J., (2010-2013): Provozní úsek ŘSD ČR. Provozní informace a foto-grafie

[7] MD ČR, (2010), TP 62, Katalog poruch vozovek s cementobet. krytem

[8] Hromádko J. (2010 až 2013): foto-archív autora

THE ECONOMY OF SUSTAINABLE

CONSTRUCTION

Třicet specialistů z celého světa

řeší otázku nákladů spojených se

snahou o udržitelnost v prostředí

stavebnictví. Kniha si všímá určitých

postupů a vzorů v práci architektů

a představuje materiály a metody

vhodné pro zvýšení sociálního,

ekonomického a zejména udr ži-

telného provozu budov a dalších

stavebních konstrukcí.

Kniha představuje na čtyřech

stech stranách eseje, zprá-

vy a případové studie, kte-

ré zkoumají vztahy mezi komerčními a udržitelnými hodno-

tami a sledují stopy, které stavebnictví po sobě v 21. stole-

tí zanechává. Vyzdvihují také naléhavost přijetí vhodnějších

stavebních postupů a metod zejména ve světle rozšiřující

se urbanizace krajiny a rychlého růstu už nyní gigantických

megapolí, a naopak stagnujících ekonomik a možných kli-

matických změn. Autoři navrhují, jak mohou architekti, kon-

struktéři či stavební výroba přispět k prospěšným změnám

globální ekonomiky zodpovědným zvažováním a posuzo-

váním všech souvislostí zasahujících do změn kvality život-

ního prostředí a sociálních důsledků. Experti zkoumají, zda

je možné přiblížit se či směřovat k „udržitelné“ budoucnos-

ti bez vyvolávání radikálních změn ve stávajících ekonomic-

kých systémech.

Ačkoliv je udržitelnost široce vnímána „jako správná věc“

k prosazování, hlavními bariérami, které jí brání v rozšíře-

ní ve stavebnictví, je počáteční vysoká cena, ať už vnímaná

nebo reálná. Případové stu-

die a také výzkum představe-

né v knize zpochybňují před-

poklady, že udržitelné stavě-

ní stojí nutně více a rozebíra-

jí zastaralé metody hodnoce-

ní rentability budov.

V knize jsou představena

nová paradigmata výstav-

by a prosperity, která vychá-

zejí ze „spolupráce“ s pro-

středím, nikoliv s prosazová-

ním se proti němu. Není to

však žádný zázračný všelék

na ekonomické, sociální a ji-

né problémy, ale pouze dvě základní strategie: první, krát-

kodobá, směřující na ekonomické stimuly pro udržitelnou

výstavbu a druhá, více holistická, je přístup k nové výstav-

bě orientovaný méně na zisk a více na sociální a ekologic-

kou udržitelnost.

„The economy of sustainable construction“ je publika-

ce, jejíž vznik byl inspirován 4. mezinárodním Holcim Fo-

rem, které se konalo v roce 2013 v indickém Mumbai. Více

na www.holcimawards.org.

The economy of sustainable construction

Editoři: Ilka & Andreas Ruby, Nathalie Janson

Formát: pevná vazba, anglicky, 416 stran, 235 x 175 mm

Vydalo: Ruby Press: Berlín, 2013

Cena 39 Eur (bez poštovného)

ISBN: 978-3-944074-07-8

možno objednat na: [email protected]

POUŽITÍ MODERNÍCH BETONŮ A OPAKOVANÉ VADY

MONOLITICKÝCH KONSTRUKCÍ ❚ USE OF MODERN

CONCRETE AND REPETITIVE DEFECTS OF MONOLITHIC

STRUCTURES



Vítězslav Vacek

Článek se zabývá vývojem technologie moder-

ních betonů s vysokou mírou ztekucení a vadami,

které se projevují ve vazbě na změněné vlast-

nosti takových směsí. Na příkladech ukazuje

vady konstrukcí a prvků spojené se zpracováním

moderních betonů dříve zavedenými postupy,

resp. bez ohledu na jejich skutečné vlastnosti.

❚ The article deals with development of

technology of modern concrete with a high

degree of plasticity and defects, which are

manifested in relation to the modified properties

of such mixtures. The examples show defects

in structures and elements associated with

processing of modern concrete by previously

established practices or regardless to their real

properties.

Technologie betonu je obor podléhající

neustále probíhajícímu vývoji. Jeho hlav-

ními hnacími silami jsou vývoj nových

materiálů a tlak na snižování ceny.

Vývoj materiálů se v poslední době

projevuje zejména na poli přísad pro

ztekucení, tzn. snížení vodního souči-

nitele, dosažení lepší zpracovatelnosti,

čerpatelnosti apod.

SAMOZHUTNITELNÝ BETON

Zejména v uplynulé dekádě našly v té-

to oblasti široké uplatnění materiály

na bázi polykarboxylátů. Rozvoj jejich

použití nakonec vyvrcholil formulací tzv.

samozhutnitelných betonů. Souběžně

vznikla i standardní kritéria pro zatří-

dění tohoto typu betonů a řada k to-

mu potřebných zkušebních postupů.

Problém je, myslím technicky, zvlád-

nut, ovšem širokému uplatnění těchto

moderních betonů brání jejich poměr-

ně vysoká cena a také jistá setrvačnost

na straně zákazníků – odběratelů beto-

nových směsí.

Jak již plyne ze samotného označe-

ní, nejenže se při ukládce těchto směsí

nevyžaduje, ale často je přímo zapově-

zeno jejich konvenční hutnění, zejmé-

na prostřednictvím vibrací. To je dáno

zvýšenou citlivostí, resp. určitou nesta-

bilitou čerstvé směsi, která se při pů-

sobení úderů nebo vibrací velmi snad-

no rozmísí.

SNADNO ZPRACOVATELNÝ /

ZHUTNITELNÝ BETON

Za daných podmínek se mnozí výrob-

ci pustili do vývoje podobných směsí

s nižší cenou, které bývají označovány

jako snadno zpracovatelné nebo snad-

no zhutnitelné betony. Nejsou tedy již

plně samozhutnitelné, ale určitou míru

hutnění po ukládce potřebují.

Tento střední typ mezi konvenčním,

běžně hutněným betonem a moderním,

samozhutnitelným betonem, má jisté

a ne vždy zcela jasné nároky na inten-

zitu a způsob hutnění. Snazší doprava

a ukládka je pro zpracovatele výhodou,

ale ve fázi hutnění s sebou tyto směsi

nesou určité vyšší nároky. Nejedná se

ani tak o nároky zcela nové nebo dří-

ve nevídané, ale spíše potřebu citlivější-

ho a pozornějšího provádění než u dří-

ve běžně používaných betonů.

Jestliže u starších směsí bylo nutno

na uložený materiál k jeho zhutnění pů-

sobit dostatečně intenzívně hrubou si-

lou, u soudobých směsí je třeba s tou-

to silou naopak pracovat velmi přesně

a opatrně, aby jejím nadměrným půso-

Obr. 1 Hrubá hnízda u paty štíhlého sloupu ❚ Fig. 1 Coarse

gravel pocked at the heel of a slim column

Obr. 2 Odtříděná část s kavernami v horní části sloupu, v ploše

i na hraně ❚ Fig. 2 Separated gravel part with caverns

in the upper part of the column in the area and on the edge

1

2



bením nedošlo k poškození prováděné

konstrukce. K dosažení výsledné kva-

lity konstrukce je nutno důsledněji do-

držovat dané technologické postupy,

sledovat chování směsi v čase, včas

rea govat na zjištěné změny vlastností,

dodržovat příslušné doby technologic-

kých operací, eliminovat nežádoucí vli-

vy v kritických fázích zrání (např. otřesy,

deformace podkladu, intenzivní vysou-

šení povrchu apod.), důsledně zajistit

řádné ošetřování v době zrání zhotove-

ných konstrukcí atd.

Hlavními rizikovými faktory opakova-

ných vad jsou vedle porušení technolo-

gické kázně jistá menší stabilita čerst-

vé směsi (podobně jako u samozhut-

nitelných betonů), rozdílný účinek po-

užívaných superplastifikátorů v závis-

losti na podmínkách prostředí a čase

(především v porovnání se staršími ty-

py) a v neposlední řadě je to i vzájemné

ovlivnění s dalšími používanými mate-

riály – přísadami, ale i např. odbedňo-

vacími přípravky.

V důsledku neochabujícího cenového

tlaku se mnozí výrobci snaží o zpraco-

vání tzv. druhotných surovin, např. o ná-

hradu části cementu levnějšími hydrau-

lickými materiály, jako jsou popílky. Je-

jich použití je jistě za určitých podmínek

možné a vhodné, ale z pohledu zpraco-

vatele betonové směsi opět přináší jistá

technologická rizika.

Použití popílků nevhodného typu,

množství nebo v nevhodných podmín-

kách může vést k řadě poruch, které

mohou následně vyžadovat i poměr-

ně náročné opravy. Pokud jsou na kon-

strukci kladeny vzhledové požadavky

(„pohledový beton“) je případná opra-

va prakticky vždy jen těžko řešitelnou

újmou na vizuálním dojmu.

Celkově tedy vedle již dříve běžných

technologických rizik vstupují do hry

i rizika nová, projevuje se vyšší citlivost

moderních směsí na řadu faktorů ve fá-

zi dopravy a zpracování a vzrůstají tak

v tomto smyslu nároky na odbornou

zdatnost zpracovatelů.

Hutnost a homogenita

Základním technologickým imperati-

vem je zabránit ve fázi dopravy a uklá-

dání rozmíšení betonové směsi a do-

sáhnout vyrovnané homogenní struk-

tury materiálu v betonované konstrukci.

Jestliže v minulosti jsme se potýka-

li s nedostatečným hutněním a v je-

ho důsledku vznikajícími hnízdy ne-

bo kavernami, máme při použití mo-

derních betonů podobné defekty, ale

z opačných příčin – rozmísení vlivem

příliš intenzivního hutnění nebo pá-

du směsi z výšky, často i přes vý-

ztuž, s odtříděním hrubších složek. Ty-

pické je to zejména u svislých kon-

strukcí menší tloušťky, štíhlých slou-

3a

3b

4

Obr. 3 a) Projevy oddělování vody ze směsi –

tzv. krvácení betonu, b) detail ❚

Fig. 3 a) Manifestations of segregating

water from the mixture – so called bleeding of

concrete, b) detail

Obr. 4 Pohled na obroušený povrch sloupu

s kavernami na hraně a v místě třmínku

❚ Fig. 4 View of the worn grinder surface of

the column with caverns on the edge and at

the site of the stapes

Obr. 5 Krvácení betonu se může na povrchu

konstrukcí vyskytovat výrazněji a) plošně,

b) lokálně za stojkou ❚ Fig. 5 Bleeding of

the concrete mix on the structure surface may

occur a) across the board, b) noticeably locally

Obr. 6 Pracovní spára stěny mezi betony od

dvou různých výrobců, u směsi vlevo zřetelně

menší tendence ke krvácení betonu ❚

Fig. 6 Construction joint between

two concrete walls from two different

manufacturers, the mixture on the left have

markedly lower tendency to bleeding

Obr. 7 Zřetelný vliv různých odbedňovacích

přípravků, použitých na levé a pravé stěně

ze stejného betonu ukládaného do stejného

bednění, na výsledný povrch konstrukce

❚ Fig. 7 Distinctive influence of different

forming oils, used for the left and the right

side of the same concrete wall, the same

casing, the same concrete mix

Obr. 8 Příklad kumulace defektů ve spodní

části navazujícího záběru betonáže nad

pracovní spárou ❚ Fig. 8 Example of

accumulation of defects in the lower part

of the follow-up concreting section of the

construction joint



pů apod. (obr. 1 a 2). Nemusí se

vždy nutně jednat i o vliv netěsnosti

bednění.

Způsoby předcházení těmto vadám

jsou dávno známé a poměrně jedno-

duché, ačkoli možná poněkud poza-

pomenuté. Spočívají v důsledném po-

užívání pomůcek pro řízené ukládá-

ní směsi, jako jsou rukávce násypných

košů (bádií), roury s násypkami apod.,

které se v průběhu betonáže povy-

tahují z bednění prováděného prvku.

Zabráníme tím volnému pádu směsi

z výšky i jejímu třídění při padání přes

výztuž.

Další možností je plnění bednění ze-

spodu tlakovým potrubím, což zatím

vzhledem k určité technické náročnos-

ti není metoda betonáže úplně běžná.

Její použití je vhodné za určitých pod-

mínek tvarového uspořádání, propor-

cí betonovaných částí a odpovídajícího

složení betonové směsi.

Svůj podíl na nedobrém stavu v té-

to oblasti má patrně i návyk pracovní-

ků zhotovitele na starší typy plastifiko-

vaných betonových směsí, které mě-

ly výrazně vyšší odolnost proti roz-

míšení. Dokonce se v této souvislos-

ti několikrát diskutovalo o nezbytnosti

dodržení normového požadavku vol-

ného sypání směsi z výšky maximál-

ně 1,5 m. Starší typy směsí se nechá-

valy demonstrativně padat z ramene

mobilních čerpadel o výšce ústí řádo-

vě 10 m a prokazatelně se při pádu ne-

rozdělovaly. Leč, jak je vidět, charakte-

ristiky betonu se s technologickým vý-

vojem mění, a to je nutno při jejich po-

užití respektovat.

Vzhled povrchu

Trendem nedávných let se také stalo

využití pohledového betonu a je nasna-

dě, že i zde vznikají při použití moder-

ních betonů jistá úskalí.

Pomineme-li hrubé chyby vedoucí

k výraznému rozmísení ukládané smě-

si, jedná se zejména o jistou tenden-

ci oddělování vody (tzv. krvácení), je-

hož typické projevy ukazují obr. 3a a b.

Jedná se o proužky zcela čistého ka-

meniva na jinak šedivém povrchu, kte-

ré připomínají mělké stružky vyplách-

nuté vodou. Jejich vznik nemusí být

spojen s netěsností bednění, ale čas-

to je vázán na použití jemných pří-

měsí, jako jsou např. popílky. Zpravi-

dla nezasahují do hloubky materiálu,

ale jedná se skutečně o jev převážně

povrchový.

5a

6

5b

7 8



Na obr. 4 je vidět, že když se tak-

to defektní povrch obrousí, je většinou

vnitřní objem betonu přiměřeně ho-

mogenní. Jelikož v tomto případě do-

šlo i k třídění padající směsi ukláda-

né čerpadlem o výztužné třmínky, jsou

na obrázku patrné kaverny okolo jed-

noho z nich a na svislé hraně sloupu.

Míra tendence konkrétní směsi ke kr-

vácení je závislá zejména na jejím slo-

žení. V tomto ohledu se betony od jed-

notlivých výrobců mohou podstat-

ně lišit, přestože se jedná, jako v pří-

kladu na obr. 6, o směsi deklarované

pod naprosto stejnou specifikací podle

ČSN EN 206-1.

Na kvalitu povrchu pohledové kon-

strukce provedené z moderních be-

tonů má kromě samotného bednění

podstatný vliv i typ použitého odbed-

ňovacího prostředku, který je třeba vy-

bírat také s ohledem na použité přísa-

dy v betonové směsi a navazující po-

stupy úpravy povrchů.

Tvarové odchylky

Moderní betony s vyšší mírou ztekuce-

ní vyžadují pro kvalitní zpracování do-

statečně těsné bednění.

Tuhost bednění, jeho tvarová stabili-

ta, včetně bednicího pláště a těsnost

spár opět nejsou žádné nové požadav-

ky. Pouze dnes zase přiměřeně situaci

vzrůstá jejich váha. Nejde jen o dodrže-

ní přesného tvaru provedené konstruk-

ce, ale i o homogenitu jejího materiálu.

Stará norma na provádění betono-

vých konstrukcí požadovala, aby bed-

nění bylo vodotěsné. Postupně se

z praxe důraz na tento požadavek vy-

trácel, a to u starších plastifikovaných

směsí do určité míry oprávněně. Argu-

mentovalo se často tím, že z bednění

nesmí unikat cementová kaše, ale tro-

cha čisté vody může. Dnes se poma-

lu dostáváme zpět, protože únik vody

může být častým zdrojem nežádou-

cích nejen vzhledových vad (obr. 8).

Široké využívání systémového bed-

nění má jistě mnohé klady ve zjedno-

dušení práce, zrychlení montáže při

překládání větších celků apod., cena

moderních bednění ani jejich zápůjč-

ky není ovšem malá. Na běžných stav-

bách se proto stále setkáváme s urči-

tou snahou po zjednodušení a impro-

vizaci. Dělníci, kteří s bedněním pracu-

jí, mají většinou již velmi daleko k te-

sařskému řemeslu, ač tak stále bývají

označováni. Většina z nich jsou mon-

tážníky, kteří nemají řemeslné doved-

nosti pro správnou kombinaci a dopl-

nění bednicích systémů tam, kde tře-

ba systémové řešení není dotaženo

do všech detailů a oni nemají připra-

vený nějaký atypický dílec. Jen vel-

mi málo z nich umí pracovat s řezi-

vem nebo kulatinou a vázacím drá-

tem tak, aby mohli překročit tvaro-

vý rámec rovinných desek, stěn nebo

sloupů.

Důsledkem potom bývají rozevřené

pracovní spáry a deformace na sty-

ku pracovních záběrů, nedostatečně

zhutněné části tam, kde si při betoná-

ži všimnou, že bednění tlak zpracová-

vané směsi nevydrží apod. Za mno-

hé podobné případy jsou pro ilustra-

ci na obr. 9 drobné ukázky toho, co

se někdy děje, když je nutno se stro-

pem dobetonovat i malou část stě-

ny pod ním, např. ve schodišťovém

jádru.

Na obr. 10 je zdánlivě jednoduchá

konstrukce z desek zakrývajících pilo-

tovou stěnu. V celé velké ploše je ob-

tížné najít byť jediný panel, který by

neměl vady, Najdeme tam prakticky

všechny typy výše uvedených vad, do-

plněné množstvím trhlin, průsaků, vý-

luhů, prokreslené a lokálně korodující

výztuže a poškození povrchu mrazem.

Svým dílem k tomuto stavu samozřej-

mě přispělo i konstrukční uspořádání

celého krytí a způsob osazení desek

v řadách nad sebou.

Nedostatečné ošetřování

Požadavky na ošetřování čerstvě pro-

vedené betonové konstrukce, zejména

v době tuhnutí a počátku tvrdnutí, rov-

něž nejsou žádnou novinkou a platná

norma (ČSN EN 13670) se jimi zabý-

vá hlavně z hlediska dosažení potřeb-

né pevnosti v tlaku.

V kontextu použití uváděných moder-

ních betonů je však třeba poznamenat,

že směsi s vyšším podílem jemných

částic jsou proti starším typům betonu

citlivější na ztrátu vody s povrchu. Mají

totiž lepší schopnost zadržovat přebyt-

ky vody uvnitř a rychlé vysoušení po-

vrchu např. větrem nebo sálavým tep-

lem pak může vést ke vzniku povrcho-

vého deficitu vlhkosti a rozvoji nežá-

doucích trhlin.

ZÁVĚR

Ze shora uvedeného je patrné, že ač-

koli moderní betony přinášejí mnohé

výhody, nesou s sebou i změny vlast-

ností proti předchozímu stavu.

Úlohou těch, kdo je navrhují, vyrábějí

a zpracovávají, je postupovat v nových

podmínkách technologicky správně,

se zřetelem ke kvalitě výsledného díla.

Opakující se vady, zejména u běžných

staveb, jsou bohužel důkazem toho,

že tomu tak přes veškerý pokrok obo-

ru stále někdy nebývá.

Cílem by vždy mělo být dílo bezvad-

né a tam, myslím, s vývojem ani léty

nic neztrácí na aktuálnosti známá vě-

ta jednoho z našich nestorů betono-

vého stavitelství profesora Hrubana:

„Betonová konstrukce je kvalitní pouze

tehdy, je-li kvalitní v každém provede-

ném detailu“.

Článek vzniknul za podpory grantového projektu

TA02010751.

Ing. Vítězslav Vacek, CSc.

Kloknerův ústav ČVUT v Praze

Šolínova 4, 160 00 Praha 6


9a 9b



VALNÁ HROMADA

SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍDne 4. března 2014 se v Brně v hotelu Orea Santon sešla řádná valná hromada Sdružení pro sanace betonových kon-

strukcí (SSBK). Kromě tradičních jednacích bodů, v kterých byla zhodnocena činnost sdružení v minulém roce a byl schvá-

len plán práce na rok 2014, delegáti na jednání zvolili i novou správní radu pro další tříleté období.

Nová správní rada je složena z těchto společností:

Betosan, a. s. – Milan Smeták,

ČVUT v Praze, Kloknerův ústav – Ing. Vítězslav Vacek, CSc.,

Infram, a. s. – Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc.,

OHL ŽS, a. s – Ing. Miroslav Dobrovolný, MBA,

Redrock Construction s. r. o. – Ing. Aleš Jakubík,

SASTA CZ, a. s. – JUDr. Vladimír Špička

VUT v Brně, Fakulta stavební – prof. Ing. Leonard Hobst, CSc.

Po následném jednání správní rady v novém složení došlo k volbě prezidenta a viceprezidenta sdružení. Do funkce prezi-

denta byl zvolen pan prof. Ing. Leonard Hobst, CSc., a do funkce viceprezidenta pan Ing. Aleš Jakubík.

Obr. 9a, b Vady na stěnách v důsledku

nedostatečně staženého bednění

❚ Fig. 9a, b Defects on the walls due

to insufficiently tightened formwork

Obr. 10a, b, c Vady na krycích panelech

pilotové stěny ❚ Fig. 10a, b, c Defects

on the cover panel of the pile wall

10c

10a

10b

PREDIKCE DEGRADACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

VÝPOČETNÍM MODELOVÁNÍM ❚ CONCRETE STRUCTURE

DEGRADATION PREDICTION USING COMPUTATIONAL MODELING


V Ě D A A V Ý Z K U M ❚ S C I E N C E A N D R E S E A R C H

Břetislav Teplý, Drahomír Novák

Trvanlivost a spolehlivost konstrukcí patří mezi

základní vlastnosti konstrukce, což je reflektová-

no také v nových mezinárodních dokumentech.

Odtud plyne potřeba modelů a nástrojů pro pre-

dikci průběhu degradace v čase. ❚ Durability

and reliability rank amongst the most decisive

structural performance characteristics. It is also

reflected in recent international standardization

activities. Suitable predictive models and

software are needed to estimate how degradation

will change over time.

O výpočtovém modelování degra-

dace materiálu i betonových konstrukcí

působením vnějšího prostředí bylo

v posledních dvaceti letech publikováno

v zahraničí i u nás velké množství prací;

praktického uplatnění však docházely

jen vyjímečně. Do jisté míry to bylo

způsobeno i tím, že modelování neby-

lo existujícími předpisy a normami příliš

podporováno, ale též nebyl dostatek

softwarových nástrojů, které by v praxi

pro takovou metodiku efektivně sloužily.

Problematika trvanlivosti ale v posled-

ní době nabývá na významu v sou-

vislosti s trvale udržitelným stavěním,

s otázkami nákladů životního cyklu sta-

veb [1] a s tzv. performance-based po-

stupy navrhování konstrukcí. Je to již

reflektováno i v nových mezinárodních

dokumentech [2], [3] a [4], kde je mj.

zvýrazněn pravděpodobnostní přístup

při modelování, tj. vliv přirozeného roz-

ptylu většiny souvisejících jevů a veličin,

a také hodnocení úrovně spolehlivos-

ti v souvislosti s životností. Trvanlivost

a spolehlivost konstrukcí totiž patří me-

zi základní vlastnosti konstrukce a mo-

hou mít výrazné ekonomické důsledky;

i proto výpočtové modelování degrada-

ce nabývá na významu.

Při navrhování konstrukcí se uvažu-

je hodnota životnosti specifikovaná in-

vestorem v součinnosti s dalšími zain-

teresovanými stranami. Při posuzová-

ní stávající konstrukce se hodnotí zbyt-

ková životnost – návrh rekonstrukce má

zabezpečit požadovanou (prodlouže-

nou) životnost. Současné normy (Euro-

kódy) obvykle nevedou k přímému ře-

šení takových úloh, změnu přináší no-

vá modelová norma fib-Model Code

2010 [4] (dále jen MC), která tuto pro-

blematiku zohledňuje. V tomto časopise

již o ní bylo referováno např. v příspěv-

cích [5] a [6].

Verifikace životnosti musí být provede-

na s ohledem na možné změny ve vyu-

žívání konstrukce během času, tj. v dů-

sledku degradace materiálu apod. For-

málně se za ukončení životnosti pova-

žuje okamžik, kdy konstrukce již nespl-

ňuje požadavky na spolehlivost; odtud

plyne vazba v posuzování životnos-

ti na mezní stavy použitelnosti (SLS) či

únosnosti (ULS) a na degradaci mate-

riálů.

Při verifikaci mezních stavů specificky

vázaných na životnost se v MC pocho-

pitelně uvažuje faktor času – mezní sta-

vy jsou závislé na degradaci materiálů

probíhající v čase a mohou tedy ome-

zovat životnost konstrukce dříve, než by

byla vyčerpána její únosnost. Jde např.

o depasivaci výztuže karbonatací beto-

nu, resp. působením chloridů (v našich

podmínkách jde o působení posypo-

vých solí), případně o takové důsledky

koroze výztuže, které sice ještě nema-

jí rozhodující vliv na únosnost či tuhost

konstrukce, ale vedly by v budoucnu

k příliš nákladným opravám nebo jsou

např. limitující s ohledem na vzhled kon-

strukce. Takové stavy jsou někdy ozna-

čovány jako mezní stavy trvanlivosti

(DLS), resp. iniciační mezní stavy.

Pro posouzení trvanlivosti se dle [4]

uvažují čtyři možné formáty spolehli-

vosti:

a) pravděpodobnostní formát;

b) formát dílčího součinitele spolehlivos-

ti;

c) dodržení zásad životnosti (deemed-

-to-satisfy);

d) vyloučení vlivů, které způsobují de-

gradaci.

Z uvedených formátů pouze (a) dá-

vá projektantovi možnost ověření mí-

ry spolehlivosti daného návrhu či ře-

šení s ohledem na požadovanou život-

nost a je možno jej chápat jako základ-

ní formát (jeho pomocí se také ověřu-

je formát (b)).

Pravděpodobnostní hodnocení pří-

slušných mezních stavů je obecně po-

psáno podmínkou ve tvaru

Pf(t) = P{B(t) – A(t) ≤ 0} ≤ Pd(t) , (1)

kde A je akce vyvolaná působením

zatížení či prostředí, B je bariéra, tj.

únosnost nebo odpor konstrukce –

mez ní hodnota zadaná či stanovená ve

vztahu k vyšetřovanému meznímu stavu.

Pravděpodobnost Pf dosažení toho-

to stavu obvykle nazývanou pravděpo-

dobností poruchy porovnáváme s návr-

hovou pravděpodobností Pd. Z praktic-

kých důvodů je pravděpodobnost po-

ruchy, obvykle transformována na in-

dex spolehlivosti β s limitní hodnotou βd.

Veličiny A, B (a tedy i Pf) jsou obecně

funkcí času; v případech DLS se obvy-

kle zajímáme o čas t = tD, tj. čas po-

pisující dosažení životnosti vzhledem

k příslušnému meznímu stavu, resp.

návrhovou životnost. Poznamenejme,

že veličina B má v praxi nejčastěji for-

mu konstanty, veličinu A a její statisti-

cké charakteristiky ale můžeme stano-

vit právě pomocí vhodného výpočetního

modelu s využitím pravděpodobnost-

ního přístupu. Výčet takových mezních

stavů pro betonové konstrukce lze na-

lézt např. v [7].

Při posuzování degradace železobe-

tonových konstrukcí se tedy používa-

jí modely – časově závislé matematic-

ké funkce, které popisují nárůst degra-

dace v čase. Tyto modely jsou funkcí

mnoha materiálových, geometrických

a environmentálních parametrů. Me-

zi rozhodujícími jevy ovlivňujícími život-

nost železobetonových konstrukcí hra-

jí důležitou roli:

• karbonatace betonu a působení chlo-

ridů, při nichž dochází k narušení

o chranné (pasivační) vrstvy na povr-

chu výztuže, která pak může začít ko-

rodovat. Hovoří se o tzv. iniciačním

stadiu;

• následně pak může probíhat koroze

výztuže, jejíž rychlost je řízena zejmé-

na přítomností vody a kyslíku na povr-

chu oceli. Jde o tzv. propagační sta-

dium;

• síranová koroze betonu, působení ky-

selin, alkaliové rozpínání kameniva,

příp. další typy degradace betonu,

které se nehodnotí v souvislosti s ko-

rozí výztuže.

SOFTWAROVÝ NÁSTROJ

Pro hodnocení důsledků možné degra-

dace nově navrhovaných i v provozu již

existujících betonových konstrukcí mů-

že posloužit program FReET-D. Zahrnu-

je modelování řady degradačních pro-

cesů, uživatel může volit z celkem 32



modelů. Jedná se většinou o relativ-

ně jednoduché 1D modely přejaté z li-

teratury, opřené o výsledky testů a ve-

rifikaci pomocí reálných případů. Mode-

ly byly převedeny do pravděpodobnost-

ní formy a FReET-D pak s jejich využitím

umožňuje provádět analýzu:

• statistickou (určení statistických para-

metrů výstupní veličiny vč. rozdělení

pravděpodobnosti);

• citlivostní (odhad relativní míry vlivu

jednotlivých vstupních veličin na vý-

sledek);

• pravděpodobnostní analýzu, tj. po-

souzení zvolené mezní podmínky vč.

určení pravděpodobnosti poruchy,

resp. indexu spolehlivosti.

Při posuzování stávajících konstruk-

cí lze také získat zpřesnění statistických

parametrů výsledků s ohledem na ak-

tuální stav (pomocí dat získaných pří-

mo měřením na konstrukci či monito-

rováním) – tzv. Bayessovský updating.

Velmi jednoduše lze realizovat para-

metrické studie a zohlednit případnou

statistickou závislost vstupních veličin.

FReET-D je modulem nadřazeného

spolehlivostního software FReET, blíže

viz http://www.freet.cz/, [8], resp. pří-

slušné manuály.

V tab. 1 je uveden přehled modelů de-

gradace zařazených do softwarového

nástroje FReET-D. Označení modelů

převzatých z fib Model Code 2010 [4]

je zvýrazněno. FReET–D je vybaven

podrobným teoretickým i uživatelským

manuálem. Uživatel má možnost zvo-

lit vhodný model nejenom podle typu

degradačního efektu, podle mezního

stavu a expozičních podmínek, ale ro-

li mohou hrát také další okolnosti, např.:

• typ betonu (vysokohodnotný beton,

lehký beton ad.);

• relevantnost modelu ve vztahu k úče-

lu použití, požadované přesnos-

ti a k očekávané variabilitě prostoro-

vé a časové;

• druh a množství vstupních dat (vč. je-

jich statistických charakteristik), mož-

nosti jejich získání, příp. existence

a dostupnost laboratorních či diagno-

stických metod pro jejich stanovení;

• úroveň kalibrace či ověření modelu,

zkušenosti s ním;

• náročnost matematického aparátu;

• dostupnost software pro aplikaci mo-

delu.

Srovnání výsledků některých modelů

a měření na realizovaných konstrukcích

(karbonatace, působení posypových

solí na beton) je např. předmětem

příspěvku [9].

ZÁVĚR

Hlavní úlohou software FReET-D je po-

suzování či predikování životnosti beto-

nových konstrukcí; v současné době je

tento nástroj provozován na řadě zahra-

ničních pracovišť, a to jak v průmyslu,

tak na univerzitách (Německo, Rakous-

ko, Slovensko, Čína, Portugalsko, Špa-

nělsko, Indie).

V úvodu byla zmíněna souvislost tzv.

trvalé udržitelnosti při stavebních čin-

nostech s trvanlivostí konstrukcí, jejíž

kvantifikací je životnost. Pro zajímavost

připomeňme práci [10], která definu-

je trvalou udržitelnost jako součin „vý-

konu” konstrukce (performance) a je-

jí životnosti, dělený dopadem na život-

ní prostředí.

Tento příspěvek vznikl za dílčí podpory projekty

GAČR (SPADD), č. 14-10930S a TAČR

(SIMSOFT), č. TA01011019.

Poděkování přitom patří mnoha

spolupracovníkům z ústavů chemie a stavební

mechaniky, zejména RNDr. M. Chromé-

Rovnaníkové, Ph.D., a Ing. D. Vořechovské,

Ph.D., kteří na vývoji FReET-D pracovali již

od roku 2005.

Prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc.


Prof. Ing. Drahoslav Novák, DrSc.


oba: Stavební fakulta VUT v Brně

Veveří 99, 602 00 Brno

Poznámka: V tomto čísle časopisu je publikován

též článek Helland et. al. Pravděpodobnostní

posouzení konstrukcí tam prezentované mohlo

být provedeno pomocí software FReET-D, model

Chlor3, jak je popsáno v tomto článku.

Literatura:

[1] Teplý B.: Stavební inženýr a veřejné

zakázky aktuálně, Stavebnictví 6/2013,

str. 34–37

[2] ISO 13823: General Principles on the

Design of Structures for Durability.

2008

[3] ISO 16204: Durability – Service life

design of concrete structures. 2012

[4] fib Draft Model Code 2010. fib

Bulletins No. 65 and 66. International

Federation for Structural Concrete,

Lausanne, Switzerland, 2012

[5] Červenka V., Teplý B., Vítek L. J.:

Nová modelová norma fib 2010.

Beton TKS 2/2010, s. 3–7

[6] Helland S.: Navrhování zaměřené

na životnost: implementace zásad

zahrnutých v Model Code 2010

do provozní normy ISO 16204, Beton

TKS, 6/2013, s. 3-11

[7] Matesová D., Veselý V., Chromá M.,

Rovnaník P., Teplý B.: Mezní stavy

trvanlivosti a jejich posuzování, Sb.

13. Betonářských dnů, 2006, Hradec

Králové, s. 288–294

[8] Novák D., Vořechovský M., Teplý B.:

2014. FReET: Software for the

statistical and reliability analysis of

engineering problems and FReET-D:

Degradation module. Advances

in Engineering Software (Elsevier),

accepted 2013, doi:10.1016/j.adveng-

soft.2013.06.011

[9] Teplý B., Chromá M., Rovnaník P.,

Novák D.: 2013: The role of mode-

ling in the probabilistic durability

assessment of concrete structures.

Proc. Life-Cycle and Sustainability

Infrastructure Systems (IALCCE 2012),

Strauss, Frangopol, Bergmeister (Eds),

Taylor & Francis Group, London:

876–882

[10] Müller H. G.: Sustainable structural

concrete – from today´s approach

to future challenge, Structural

Concrete 14 (2013), No. 4, 299–300

Tab. 1 Přehled modelů degradace uplatněných

ve FReET-D ❚ Tab. 1 Overview of

degradation models implemented in FReET-D

Typ

deg

ra-

dac

e Označení modelu

Výstupní veličina

Kar

bon

atac

e b

eton

u

Carb1a, b

Hloubka karbonatace v čase t nebo čas dosažení depasivace

výztuže

Carb2a, b

Carb3

Carb4a, b

Carb5a, b

Carb6

Carb7

Carb8

Carb9

Prů

nik

chlo

ridov

ých

iont

ů

Chlor1a, bHloubka průniku chloridů v čase t; čas dosažení depasivace výztuže

Chlor2a, bKoncentrace chloridů v hloubce x a čase t

Chlor3a, b

Chlor4

Kor

oze

výzt

uže

Corr1 Průměr korodované výztuže v čase t

Corr2 Hloubka důlku v čase t

Corr3Průřezová plocha korodované

výztuže v čase t

Corr4 Čas do vzniku trhlin v betonu

Corr5 Šířka trhliny na povrchu v čase t

Corr6 Čas do vzniku trhlin v betonu

Corr7Pevnost a tažnost

korodované výztuže

Scc1a, bFaktor intenzity napětí

u kořene důlku v čase t

Úči

nky

mra

zu

Fros1 Aktuální stupeň nasycení

Fros2 Relativní dynamický modul pružnostiFros3

Scal1 Odlupování povrchu betonu

Síra

nová

kor

oze

bet

onov

ého

kana

lizač

ního

p

otru

bí

Sulf1a

Rychlost koroze betonuSulf1b

Sulf1c

Úči

nek

kyse

lin

Acid1aHloubka koroze betonu

při definované koncentraci kyseliny

Acid1bHloubka koroze betonu

při definovaném pH anorganické kyseliny

Acid1cHloubka koroze betonu

s přihlédnutím k tlumícímu efektu prostředí

VYUŽITÍ ÚLETOVÝCH POPÍLKŮ PRO BETONÁŽ MASIVNÍCH

KONSTRUKCÍ ❚ UTILIZATION OF FLY ASH FOR MASSIVE

CONCRETE STRUCTURES



Vít Šmilauer, Ondřej Zobal,

Zdeněk Bittnar, Rudolf Hela,

Roman Snop, Pavel Donát

Pro betonáž masivních konstrukcí se osvěd-

čilo použití betonu s nižším obsahem slinku

a velkým množstvím úletového popílku. Článek

ukazuje realizaci několika masivních konstruk-

cí, kde došlo k malému nárůstu teplot během

hydratace. Na základě kalibrovaných víceúrov-

ňových virtuálních simulací byl vytvořen a valido-

ván jednoduchý nomogram pro stanovení maxi-

málních teplot na masivních prvcích. ❚ Low

amount of clinker and high substitution of fly

ash were found beneficial for massive concrete

structures. Realizations described in this article

demonstrate low temperature rise during

concrete hardening in several cases. Based on

calibrated multiscale virtual simulations, a simple

nomogram for maximum temperature was

created and validated.

Využitím vedlejších energetických pro-

duktů se zabývá řada odborných speci-

alizovaných pracovišť již desítky let. Aso-

ciace pro využití energetických produktů

(ASVEP) a Teplárenské sdružení ČR (TS

ČR) eviduje přibližně 97 % celkové roč-

ní produkce všech vedlejších energetic-

kých produktů na území České republi-

ky, která činí 13 mil. t/rok (obr. 1). Přesná

čísla stále nejsou k dispozici, zejména

z důvodu nejasné legislativy vztahující se

na tyto produkty. Část je evidována v re-

žimu odpadů, část v režimu stavebních

výrobků, případně chemických látek.

Z betonářského pohledu je nejdůležitěj-

ší vysokoteplotní úletový popílek, které-

ho se vyprodukuje 6,2 mil. t/rok, z toho

6 mil. t/rok z hnědého a 0,2 mil. t/rok

z černého uhlí.

Stavebnictví představuje ideální sek-

tor pro hromadné využití těchto druhot-

ných surovin (obr. 2). Velké ekonomic-

ké výhody přináší využití popílků přímo

na stavbách, při budování silnic, dálnic,

letišť, železnic, přehrad a při řadě dal-

ších zemních prací. Za perspektivní ob-

lasti aplikace elektrárenských popílků

se dnes považuje zejména výroba pó-

robetonu, náhrada cementu v betono-

vých směsích a stabilizace zemin.

Obr. 2 ukazuje statistiku využití ener-

getických produktů v ČR dle ASVEP

a TS ČR. 59 % energetických produktů

se používá zpět na zásyp povrchových

dolů. Pro výrobu cementu, betonu, pó-

robetonu a cihlářských výrobků se po-

užívá přibližně 11 % produkce. Zde je

stále skryt velký potenciál pro širší vyu-

žití popílků při výrobě betonu a optima-

lizaci jeho výsledných vlastností.

Nejvýznamnějším faktorem značně li-

mitujícím využití energetických produk-

tů v České republice je často si odpo-

rující legislativa, např. nejednoznačnost

termínů odpad versus výrobek, různé

metody hodnocení vlivu na lidské zdra-

ví a životní prostředí vyplývající buď z le-

gislativy vztahující se na odpady, ne-

bo z legislativy vztahující se na výrobky,

případně chemické látky. Cílem a stra-

tegií v oblasti energetických produk-

tů zůstává náhrada za primární přírod-

ní nerostné suroviny (kámen, vápenec,

slínek), ochrana životního prostředí (sni-

žování emisí skleníkových plynů) a vyu-

žití ekonomických přínosů (zlevnění ná-

kladů ve stavebním průmyslu).

Popílek používaný do betonu musí

splňovat parametry, které vyžadují nor-

my EN 450 a EN 12620. Jedná se ze-

jména o množství nespáleného uhlíku,

volného CaO, obsahu alkálií, jemnos-

ti a radioaktivity. Popílek také může na-

hrazovat část cementu dle EN 197-1,

kde se u běžných směsných popílko-

vých cementů CEM II dosahuje náhra-

dy slinku 25 %.

Použití popílku v betonu a variabilita

jeho vlastností s sebou nese celou řadu

technologických změn oproti standard-

nímu betonu: rozdílná zpracovatelnost,

možné odlučování záměsové vody, po-

malejší nárůst pevnosti, nižší hydratač-

ní teplo, či změna barevnosti povrchu.

Z těchto důvodů má popílek pro řadu

technologů spíše negativní přínos. Zde

je třeba poznamenat, že modernizace

technologií spalování a odlučování po-

pílku situaci významně zlepšila a na trh

se dostává přesněji definovaný produkt.

Přesto nachází úletový popílek uplat-

nění zejména pro méně náročné beto-

ny, které jsou vyráběny ve velkých ob-

jemech. Do této kategorie patří zejmé-

na masivní betonové konstrukce, jako

jsou základové desky, velkoprůměrové

piloty, opěrné stěny či přehradní tělesa.

Popílek vykazuje velmi pomalou pu-

colánovou reakci s hydroxidem vápena-

tým. U standardního úletového popílku

s nízkým obsahem CaO zreaguje po 28

dnech okolo 12 % a v 90 dnech 30 %

při 25% substituci slinku a vodním sou-

činiteli 0,5 [1]. Přitom dochází k úbytku

hydroxidu vápenatého a vzniku pucolá-

nového C-S-H gelu za současného sni-

žování kapilární porozity. Tím se vysvět-

luje dlouhodobý nárůst pevnosti popíl-

kového betonu, jeho zvýšená odolnost

v chemicky agresivním prostředí i malá

permeabilita.

Popílek z fluidního spalování uhlí a biomasy

10,30% - 1,34 mil. t/rok

Popílek z klasického spalování uhlí

71,1% - 9,24 mil. t/rok

Energosádrovec

18,0% - 2,34 mil. t/rok

Produkt odsíření polosuchou metodou (SDA)

0,5% - 0,07 mil. t/rok

Popílek ze spalování biomasy

0,1% - 0,01 mil. t/rok 59,0%

20,8%

10,9%

4,8%1,8% 1,1% 1,0% 0,5%

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

Po

vrc

ho

vé d

oly

Sanace a

rekultiv

ace

po

stižených ú

zem

í

Beto

n,

cem

ent,

pó

rob

eto

n,

cih

lářs

ké v

ýro

bky

Skla

d e

nerg

osád

rovce

Sád

rokart

ono

vé d

esky,

sád

ra, cem

ent

Hlu

bin

né d

oly

Ko

munik

ace –

sta

bili

zát,

gra

nulá

t

Od

pad

1 2



PŘÍKLADY KONSTRUKCÍ

S VYUŽIT ÍM POPÍLKU

Betony s příměsí popílku a úletového

popílku byly použity v celé řadě sta-

vebních konstrukcí. Následující kapito-

la ukazuje několik realizací, které také

slouží k pozdější validaci nomogramu

maximálních teplot při betonáži.

Orlická přehrada

V období výstavby 1956 až 1961 se pro

těleso přehrady vyrobilo 923 000 m3

betonu (obr. 3) [2]. Šlo o jednu z nej-

nákladnějších staveb té doby s cenou

okolo 1 mld. Kčs.

Pro betonáž vnitřního tělesa přehrady

Orlík byl použit jádrový beton s přímě-

sí popílku (tab. 1). Struskoportlandský

(dříve železoportlandský) cement se

dovážel z Králova Dvora. Při betonáži

byla změřena maximální teplota uvnitř

bloku 40 °C ve třiceti dnech hydrata-

ce. Jednalo se o nárůst teploty betonu

pouze o 22,5 °C.

AZ Tower Brno

Beton s příměsí úletového popílku byl

použit také při betonáži základové des-

ky nejvyšší budovy v ČR, AZ Tower Br-

no, s nadzemní výškou 111 m. Deska

slouží zároveň jako bílá vana rozměrů

92,25 x 60,45 m o tloušťce 0,75 m pod

výškovou stavbou a 0,45 m v ostatních

částech (obr. 4).

Použit byl beton třídy C25/30 XA2,

S3. V receptuře byla použita kombina-

ce černouhelného popílku z elektrár-

ny Dětmarovice v dávkování 80 kg/m3

současně s jemně mletou granulova-

nou vysokopecní struskou, cementem

CEM I 42,5 a plastifikační přísadou

na bázi polykarboxylátu. Kamenivo

frakce 0–4 mm bylo těžené prané, hru-

bé kamenivo frakcí 8–16 a 11–22 mm

drcené.

Beton byl navržen na 90denní pev-

nost s pozvolným náběhem. Tím se

dosáhlo redukce teplot během hydra-

tace a eliminace smršťovacích trhlin.

Tlakové pevnosti vykazovaly hodnoty

v 7 dnech 15,8 MPa, ve 28 dnech 26,4

MPa a v 90 dnech 37,5 MPa.

Vzhledem k relativně vysokým tep-

lotám při letní betonáži bylo potře-

ba omezit teplotu betonu během hyd-

ratace a eliminovat velikost objemo-

vých změn. Teplotní průběh se měřil

ve třech výškových úrovních desky, tj.

ve 100, 375 a 650 mm výšky od hor-

ního líce desky. Průběh teplot do šesti

dnů je znázorněn na obr. 5, maximál-

ní teplota uprostřed tloušťky desky do-

sáhla 45 °C.

Průběh volného smršťování beto-

nu byl experimentálně měřen na třech

hranolech 100 × 100 × 400 mm v labo-

ratoři při okolní teplotě 25 °C. Na hra-

nolech se měřila vzdálenost pevných

bodů na povrchu v rozteči 300 mm.

Jedná se o spolupůsobení autogen-

ního smršťování (pokud by nedochá-

zelo k odpařování vody z povrchu)

a smršťování při vysýchání s gradien-

tem vlhkosti. Průměrná hodnota smrš-

tění je relativně malá ve srovnání s be-

tony podobných tříd (obr. 6). Ani detail-

ní prohlídka desky v týdnu po betoná-

ži neodhalila žádné viditelné smršťova-

cí trhliny.

Základová deska na Hawaji

V roce 1985 byl Malhotrou [9] před-

staven beton s názvem „High Volume

Fly Ash“ (HVFA). Podmínkou je náhra-

da alespoň 50 % hm. slinku popílkem.

Nejznámějším příkladem je stavba zá-

kladové desky hinduistického chrámu

Obr. 1 Produkce vedlejších energetických

produktů v ČR, 2012 ❚ Fig. 1 Production

of energetic by-products in the Czech

Republic, 2012

Obr. 2 Využití vedlejších energetických

produktů v ČR, 2012 ❚ Fig. 2 Utilization

of energetic by-products in the Czech

Republic, 2012

Obr. 3 Beton Orlické přehrady ❚

Fig. 3 Concrete of the Orlík dam

Obr. 4 Betonáž desky AZ Tower,

Brno ❚ Fig. 4 Casting of the foundation

slab, AZ Tower, Brno

Tab. 1 Charakteristické složení betonů s přídavkem popílků ❚ Tab. 1 Characteristic

compositions of ash concretes

Složky betonuPřehrada Orlík,

jádrový, C8/10 [2]

HVFA Hawaj

C12/15 [3]HVFA C20/25 [4] HVFA C40/50 [4]

CEM I1) [kg/m3] 90 106 100 až 130 180 až 200

Struska [kg/m3] 40 – – –

Popílek [kg/m3] 50 144 125 až 150 200 až 225

Voda [kg/m3] 97,2 100 120 až 130 100 až 120

Jemné kamenivo [kg/m3] 650 945 ~800 ~800

Hrubé kamenivo [kg/m3] 1 510 1 120 ~1 200 ~1 200

Voda/pojivo 0,54 0,4 0,4 až 0,45 0,3 až 0,32

fck,cube 28 dní 10,1 15 25 40

fck,cube 90 dní 18 25 – –

fck,cube 1 rok 23,4 40 40 60

fck,cube 50 let 38,7 – – –

1) Hmotnost slinku u směsných cementů

3 4



na Hawaji v roce 1999 [3]. Deska 36 x

17 x 1,3 m byla betonována ve dvou

vrstvách bez výztuže. Do betonu byl

navíc přidán plastifikátor a provzduš-

ňovač (tab. 1). Nárůst teplot během be-

tonáže činil pouhých 13 °C a inspekce

po šesti letech neodhalila žádné mak-

roskopické trhliny. Očekávaná život-

nost desky je přes 1 000 let [3].

ISOTERMÁLNÍ KALORIMETRIE

Pro kvantifikaci účinku popílku na hyd-

ratační teplo byla provedena série ka-

lorimetrických měření. Cílem bylo zjistit

reaktivnost českých popílků a provést

následnou kalibraci modelů pro beto-

náž masivních konstrukcí.

Složení cementových past je shrnuto

v tab. 2. Náhražka cementu popílkem

byla 0, 25 a 55 % hmotnosti. Použil se

úletový popílek do betonu z elektrár-

ny Počerady (EPc), Mělník (EME) a Tu-

šimice (ETu). Vodní součinitel všech

past byl konstatní 0,5. Tento součinitel

byl zvolen jako kompromis mezi zpra-

covatelností jednotlivých záměsí. Po-

užitý cement byl Mokrá CEM I 42,5 R

ve všech záměsích. Míchání směsí by-

lo prováděno nejprve ručně po dobu

60 s a poté byl každý vzorek vibrován

v třepačce IKA Vortex po dobu 20 s.

Pro určení tepelných toků a integraci

uvolněného reakčního tepla byl použit

izotermální kalorimetr TamAIR. Obr. 7

zachycuje celkové uvolněné teplo a vý-

sledky jsou normalizovány na gram

pojiva, tj. slínku, sádrovce a popílku.

Všechny popílky mírně zvyšují reakč-

ní kinetiku do cca 100 h tvrdnutí a po-

tvrzují známý „filler effect“ zvětšené re-

akční plochy pro heterogenní nukleaci.

Nejvíce je tento efekt patrný u jemné-

ho popílku ETu sekce 3.

Tab. 3 udává hydratační tepla pro 3,

7 a 18 dní hydratace, která jsou ny-

ní normovaná ke gramu slinku se sád-

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 20 40 60 80 100 120 140

C)

-0.14

-0.12

-0.10

-0.08

-0.06

-0.04

-0.02

0.00

0.02

0 20 40 60 80 100 120 140

Rel

ativ

ní d

efor

mac

e (m

m/m

)

Tab. 2 Složení a navážky pojiv pro izotermální kalorimetr ❚ Tab. 2 Binder‘s compositions for

isothermal calorimeter

Označení

pojiva

Hmotnost [g]Hmotnost vzorku

v kalorimteru [g]

Hmotnost CEM I

v ampuli [g]CEM I 42,5 R

MokráPopílek Voda

1 30 - 15 29,308 29,308

2 22,5 EPc (7,5) 15 27,499 20,624

3 22,5 EME (7,5) 15 28,525 21,394

4 22,5 ETu 3. sekce (7,5) 15 30,586 22,94

5 13,5 EPc (16,5) 15 28,357 12,761

6 13,5 EME (16,5) 15 30,322 13,645

7 13,5 ETu 3. sekce (16,5) 15 29,453 13,254

Tab. 3 Hodnoty hydratačního tepla pro směsné pasty ve 3, 7 a 18 dnech ❚

Tab. 3 Hydration heat for blended cements at 3, 7, and 18 days

Označení pojivaQ3

[J/gslínku]

Q7

[J/gslínku]

Q18

]J/gslínku]

1 – CEM I 42,5 R Mok (30) 258 322 357

2 – CEM I 42,5 R Mok (22,5) + EPc (7,5) 263 330 381

3 – CEM I 42,5 R Mok (22,5) + EME (7,5) 261 330 376

4 – CEM I 42,5 R Mok (22,5) + ETu 3. sekce (7,5) 286 361 407

5 – CEM I 42,5 R Mok (13,5) + EPc (16,5) 294 365 433

6 – CEM I 42,5 R Mok (13,5) + EME (16,5) 287 360 421

7 – CEM I 42,5 R Mok (13,5) + ETu 3. sekce (16,5) 315 408 490

5 6

7



rovcem. Popílek mírně zvyšuje uvolně-

né teplo oproti referenčnímu portland-

skému cementu, což nehraje zásad-

ní roli. Tento fakt výrazně zjednodušu-

je modelování vývoje teplot v tvrdnoucí

betonové konstrukci.

AFINNÍ MODEL HYDRATACE

Pro modelování množství uvolňované-

ho tepla během hydratace je potře-

ba model, který může být kalibrován

na různé cementy. Poměrně vhodný se

jeví čtyřparametrický afinní model, kte-

rý je založen na empirické funkci. Nej-

prve se definuje pojem stupně hydra-

tace α(t), který je svázán s množstvím

uvolněného tepla z izotermálního kalo-

rimetru dle rovnice

Qh(t )

Qh, pot

(t ) , (1)

kde Qh,pot je potenciální hydratační tep-

lo, obvykle udávané v J na gram pojiva.

Qh(t) představuje množství uvolněného

tepla v určitém čase hydratace.

Afinita A25 definuje přírůstek stup-

ně hydratace v závislosti na aktuálním

stupni hydratace. Pro převod z refe-

renční teploty 25 °C na obecnou izo-

termální teplotu T se použije sdružení

s Arrheniovou rovnicí ve tvaru

1

Qh, pot

Qh

t t

,A25

expE

a

R

1

T25

1

T

(2)

kde Ea je aktivační energie, přibližně

40 kJ/mol a R je univerzální plynová

konstanta 8,31447 JK-1mol-1 [5]. Em-

pirická afinní funkce A25 je volena jako

čtyřparametrická ve tvaru

A25

B1

B2 .

( ) exp

(3)

s neznámými parametry B1, B2, α∞, η_

.

Výše uvedené rovnice je třeba integro-

vat numericky v čase pomocí vhodné

diferenční substituce [5]. Na obr. 8 je

shoda afinního modelu hydratace s vý-

sledky izotermální kalorimetrie pro ce-

ment Mokrá CEM I 42,5 R. Při simulaci

uvažujeme, že popílek se na počáteční

hydrataci nepodílí a směsný popílkový

cement lze modelovat pouze jako re-

agující slinek s inertní příměsí popílku.

PROPOJENÍ ÚROVNĚ

MATERIÁLU S ÚROVNÍ

KONSTRUKCE

Propojení materiálové úrovně afinní-

ho modelu s úrovní konstrukce se děje

pomocí přenosu teploty a tepla (obr. 9).

Tento víceúrovňový přístup byl detail-

něji publikován, rozveden a validován

[6]. Pro každý integrační bod na ko-

nečném prvku existuje samostatný

sdružený afinní model.

Na úrovni konstrukce se řeší rovnice

vedení tepla ve tvaru [7]

Tq( x ) Q( x, t )

,( x )cV

( x )T ( x, t )

t

(4)

kde q(x) [W/m2] představuje teplený

tok, Q(x,t) [W/m3] představuje známý

zdroj hydratačního tepla, ρ(x) [kg/m3]

je hustota materiálu, cV(x) [Jkg−1K−1]

je měrná tepelná kapacita a T(x, t) [K]

je pole teplot. K této rovnici kromě po-

čátečních podmínek lze dále definovat

různé okrajové podmínky. Nejdůležitejší

je pravděpodobně Cauchyho podmín-

kou pro přestup tepla se součinitelem

přestupu tepla h [Wm-2K-1], který se

pohybuje v rozmezí 0 až 31 pro různé

typy kontaktu s prostředím [5].

Vývoj teplot při betonáži

pro jednorozměrnou úlohu

Na základě kalibrovaného afinního mo-

delu pro cement Mokrá CEM I 42,5 R

bylo provedeno 150 simulací vývoje

teplot při betonáži různě tlustých prv-

ků. Jedná se o jednorozměrnou úlohu

vedení tepla s tepelným tokem pouze

přes tloušťku prvku, která dobře odpo-

vídá betonáži například dlouhých stěn.

V modelu jsme uvažovali následují-

cí parametry:

• množství pojiva 100, 200, 300,

400, 500 kg/m3 betonu,

• pojivo s Qpot 500, 375, 225 J/g, ty-

to hodnoty postupně odpovídají čis-

tému CEM I a substituci popílkem

ve výši 25 % a 55 % hm.

• tloušťku betonových prvků 0,5; 1; 1,5;

2 a 4 m,

• betonáž léto či zima s počátečními

a okrajovými podmínkami

- léto:

počáteční teplota betonu 20 °C,

teplota okolního vzduchu 25 °C,

- zima:

počáteční teplota betonu 10 °C,

teplota okolního vzduchu 5 °C.

Dále byly uvažovány standardní

parametry: objemová hmotnost be-

tonu 2 500 kgm-3, tepelná vodivost

1,7 Wm-1K-1, měrná tepelná kapaci-

0

100

200

300

400

500

0,1 1 10 100 1000

Obr. 5 Průběh teplot na základové desce

AZ Tower, Brno ❚ Fig. 5 Temperature

evolution in the foundation slab of AZ Tower,

Brno

Obr. 6 Laboratorní měření smrštění AZ Tower,

Brno ❚ Fig. 6 Measuring shrinkage

of the AZ Tower, Brno, in the lab

Obr. 7 Vývoj hydratačního tepla při

izotermálních 20 °C ❚ Fig. 7 Evolution

of hydration heat at isothermal 20 °C

Obr. 8 Aproximace afinním modelem, Mokrá

CEM I 42,5 R ❚ Fig. 8 Approximation

by an affinity model, Mokrá CEM I 42.5 R

Obr. 9 Sdružení úrovně cementové pasty

s úrovní konstrukce ❚ Fig. 9 Coupling

between cement paste and structural levels

8 9

Úroveň cementové

pasty,1–100 μm

Afinní model, n-krát

Úroveň konstrukce,

> 1 dm

Úloha vedení tepla, MKP

Q_(x,t)

q

t

T(x,t)



ta betonu 870 Jkg-1K-1, součinitel pře-

stupu tepla 5 Wm-2K-1 (odpovídá např.

dřevěnému bednění tloušťky 20 mm).

Výsledky simulací byly převedeny

do přehledného nomogramu (obr. 10)

s několika předešlými případy pro va-

lidaci.

Odečet začíná na levé horizontál-

ní ose, kde se definuje množství poji-

va v betonu. Zadá se substituce slin-

ku popílkem, která snižuje potenciál-

ní hydratační teplo betonu. Definuje

se tloušťka prvku, přes kterou probí-

há jednorozměrná disipace hydratač-

ního tepla do okolí. Výsledkem je ma-

ximální teplota v zimním období be-

tonáže, která může být přepočtena

na letní podmínky. Maximální teplota

se nakonec odečte na spodní vertikální

ose.

Závislosti v nomogramu na obr. 10 lze

zapsat pomocí lineárních rovnic, jejichž

parametry byly získány regresí:

Potenciální teplo [MJ/m ]

Pojivo [kg/m ]

3

30 5

1

,

Popílek [kg/m ]

Pojivo [kg/m ]

3

3

(5)

Max. teplota zima [ C] =

=Potenciální teplo [MJ

o

//m ] /

5,17; 3,66; 3,12; 2,84; 2,45

3

(6)

Max. teplota léto [ C] =

=0,954 Max. teplota zi

o

mma [ C] +

+17,8 C

o

o

(7)

Součin lineárních aproximací z rov-

nic (5) až (7) a maximální teploty ze si-

mulace vykazuje velmi vysoký Pear-

sonův korelační koeficient R = 0,992

(obr. 11). Tím se poměrně složitý pro-

blém víceúrovňových simulací elegant-

ně zredukuje na jednoduché analytic-

ké výrazy. Dosažení maximálních tep-

lot v betonu kolísá pro všechny si-

mulace mezi 0 až 300 h s poměr-

ně složitými aproximacemi, které zde

neuvádíme.

Pro ilustraci je na obr. 12 uveden prů-

běh teplotního pole při maximální tep-

lotě betonu. V tomto případě se uvažu-

je tloušťka prvku 1 m, obsah cemen-

tu 400 kg/m3, náhrada cementu popíl-

kem 0 % (vlevo) a 55 % (vpravo) bě-

100 200 300 400 500

50

100

150

200

250

Pojivo = CEM I + popílek (kg/m3 betonu)

Popíle

k / p

ojivo

= 0

% (k

g/kg

)

25%

50%

75%P

ote

nci

áln

i teplo

(M

J/m

3 b

eto

nu)

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Maximální teplota zima ( C)

��

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Maxi

máln

í te

plo

ta (

C) Zim

a

Léto

0

20

40

60

80

100

0 20 40 60 80 100Max

imál

ní te

plot

a, n

omog

ram

(C

)

Maximální teplota, simulace ( C)

R=0.992

Obr. 10 Nomogram pro určení maximální

teploty, cement Mokrá CEM I 42,5 R ❚

Fig. 10 Nomogram for maximum

temperature, cement Mokrá CEM I 42,5 R

Obr. 11 Shoda 150 virtuálních simulací

pomocí nomogramu ❚ Fig. 11 Verification

between 150 virtual simulations and the

nomogram

Obr. 12 Teplotní pole, tloušťka 1 m, letní

betonáž, 41,4 h ❚ Fig. 12 Temperature

field, 1 m thickness, summer casting, 41.4 h

11

10

12



hem letní betonáže. Maximální teploty

dosahují 74,7 a 43,9 °C.

Validace nomogramu je provedena

pro tři charakteristické stavební kon-

strukce. Na Orlické přehradě s poji-

vem 180 kg/m3 (tab. 1) bylo dosaženo

během letních měsíců 40 °C. V našem

případě jsme uvažovali železoportland-

ský cement s kinetikou i potenciál-

ním teplem jako CEM I 42,5R a tloušť-

ku betonované vrstvy 2 m. Druhý pří-

klad je betonáž zkušební lamely ob-

louku mostu přes Oparenské údolí bez

chlazení, kdy maximální teplota dosáh-

la přibližně 75 °C. Uvažovali jsme pou-

ze slínek 409,5 kg/m3 [8]. Třetím je be-

tonáž základové desky AZ Tower, kdy

teplota dosáhla 45 °C. Všechny uve-

dené příklady dobře validují uvedený

nomogram pro stanovení maximální

teploty na betonové konstrukci.

ZÁVĚR

Náhrada slinku popílkem představu-

je efektivní způsob snížení teplot v ma-

sivních betonových konstrukcích. Kalo-

rimetrie prokázala relativně nevýznam-

ný příspěvek popílků k hydrataci slinko-

vých minerálů. Díky tomu se provedlo

zjednodušení víceúrovňových simulací

pro vývoj teplot betonových konstruk-

cí, kde se popílek mohl uvažovat jako

inertní složka.

Na základě 150 virtuálních simulací

byl sestrojen nomogram pro předpo-

věď maximálních teplot na betonových

konstrukcích. Doufáme, že poslouží

nejen technologům pro rychlý odhad

teplot a k návrhu optimálních betono-

vých směsí. Současná situace v ČR

přímo vybízí k masovějšímu používání

kvalitních úletových popílků.

Příspěvek vznikl za podpory projektu MPO

FR-TI3/757 „Zvýšení potenciálu elektrárenkých

popílků jako alternativního pojiva pro výrobu

ekologicky šetrných cementových kompozitů“

a Centra kompetence TAČR TE01020168.

doc. Ing. Vít Šmilauer, Ph.D.


tel.: 224 354 483

Ing. Ondřej Zobal


tel.: 224 354 495

prof. Ing. Zdeněk Bittnar, DrSc.


tel.: 224 353 869

všichni: Katedra mechaniky

Fakulta stavební ČVUT v Praze


prof. Ing. Rudolf Hela, CSc.

Ústav technologie stavebních

hmot a dílců

Fakulta stavební VUT v Brně

Veveří 331/95, 602 00 Brno


tel.: 541 147 508

Ing. Roman Snop


Ing. Pavel Donát


oba: ČEZ Energetické

produkty, s. r. o.

Komenského 534, 253 01 Hostivice

tel.: 211 046 504


Literatura:[1] Lam L., Wong Y. L., Poon C. S.:

Degree of hydration and gel/space ratio of high-volume fly ash/cement systems, Cement and Concrete Research 30, 2000, p. 747–756

[2] Zobal O. et al.: Analýza betonu z těle-sa přehrady Orlík po padesáti letech, Beton TKS 2/2014, str. 19–25

[3] Mehta P. K., Monteiro P. J. M.: Concrete – Microstructure, Properties, and Materials, 3. ed., 2006 vydal McGraw-Hill Professional, ISBN 9780070636064

[4] United Kingdom Quality Ash Association: High Volume Fly Ash Concrete, Technical Datasheet 1.8, 2012

[5] Šmilauer V.: Multiscale hierarchical modeling of hydrating concrete, Saxe-Coburg Publ., 2014

[6] da Silva W., Šmilauer V., Štemberk P.: Upscaling semi-adiabatic measu-rements for simulating temperature evolution of mass concrete structures, Materials and Structures, 2014, v tisku

[7] Patzák B. and Bittnar Z.: Design of object oriented finite element code, Advances in Engineering Software, 32 (10–11), 759-767, 2001, www.oofem.org

[8] Šmilauer V., Vítek J. L., Patzák B., Bittnar Z.: Optimalizace chlazení oblouku Oparenského mostu, Beton TKS 4/2011, roč.. 11, str. 62–65

[9] Malhotra V. M., Ramezanianpour A. A.: Fly Ash in Concrete, 2. ed., 1994, vydal CANMET, ISBN 9780660157641

Firem

ní p

reze

nta

ce

VYUŽITÍ MODERNÍCH KOMPOZITNÍCH MATERIÁLŮ V REÁLNÝCH

APLIKAČNÍCH OBLASTECH ❚ USE OF ADVANCED

COMPOSITE MATERIALS AS REINFORCEMENT IN REAL

APPLICATION AREAS



František Girgle, Vojtěch Kostiha,

Jan Prokeš, Petr Daněk,

Petr Štěpánek

Příspěvek je zaměřen do oblasti využití moder-

ních kompozitních materiálů v reálných aplikač-

ních oblastech konstrukcí vystavených extrém-

nímu environmentálnímu namáhání. Věnuje se

návrhu prefabrikovaného prvku vyztuženého

vnitřní nekovovou výztuží a jeho následnému

experimentálnímu ověření. Na základě prove-

dené analýzy trhu byl vybrán prvek přímo pojíž-

děné zákrytové desky, jenž je značně expono-

ván agresivním prostředím a přímo pojížděn

kolovými vozidly. Jako pilotní výrobek byla zvo-

lena zákrytová deska jednoduchého čtvercové-

ho půdorysu o rozměrech 2,1 x 2,1 m. Veškerá

výztuž, tj. ohybová i smyková, byla navržena

jako kompozitní, přičemž návrh byl proveden

dle platných evropských a amerických návrho-

vých doporučení. Správnost návrhu byla ověře-

na numerickou simulací a následnou zatěžova-

cí zkouškou segmentu vyhotoveného ve sku-

tečné velikosti. ❚ The paper is focused on

the use of advanced composite materials in

the real application areas of buildings exposed

to extreme environmental stress. The design

of a structural element reinforced with inner

non-metallic reinforcement and its subsequent

experimental verification is described in the

article. Based on the analysis of the market, the

cover slab straightly loaded by vehicular traffic

was selected. The cover slab is exposed to

very aggressive environment and direct running

of wheel vehicles. A simple square-shaped slab

with dimensions of 2.1 x 2.1 m was chosen as

a pilot element. All reinforcement, i. e., bending

and shear, was designed as composite

reinforcement according to the instructions

introduced in valid European and American

guidelines. The design has been verified by

numerical simulation and subsequent loading

test of the real scale segment.

Betonové prvky vystavené působe-

ní agresivního prostředí, u nichž vlivem

vzniku a rozvoje trhlin dochází ke koro-

zi výztuže, jsou perspektivní aplikační

oblastí pro použití kompozitní výztuže

(FRP; fiber reinforced polymer).

V současné době jsou výhody využi-

tí těchto moderních výztužných mate-

riálů dobře známé a je tedy zřejmé, že

použití nekorodující a z hlediska envi-

romentálního namáhání velmi odolné

výztuže vede k maximalizaci životnos-

ti konstrukčního prvku. Návrhová ži-

votnost prvku se správně navrženou

nekovovou výztuží je teoreticky neo-

mezená, prakticky ji determinuje kvali-

ta provedení prvku a životnost betono-

vých částí průřezu. S ohledem na vý-

še uvedené odpadá nutnost respekto-

vat doporučení normativních podkladů

[2] z hlediska trvanlivosti konstrukce.

Je tedy možno velmi účinně snížit sta-

ticky neúčinnou krycí vrstvu výztuže

navrženou z hlediska trvanlivosti kon-

strukce a využít pouze nutnou mini-

mální krycí vrstvu z hlediska soudrž-

nosti (obvykle rovnu průměru nosné

výztuže zvětšené o bezpečnostní slož-

ku krytí z hlediska provádění), čímž do-

chází k odlehčení prvku a úspoře be-

tonové směsi.

Po provedení analýzy možných apli-

kačních oblastí využití nekovových vý-

ztuží v rámci prefabrikovaných odol-

ných konstrukčních prvků využitelných

v české stavební praxi byl vybrán pr-

vek přímo pojížděné zákrytové des-

ky. Využití těchto zákrytových desek je

především v oblasti extrémně agresiv-

ních prostředí: předpokládá se přímé

pojíždění kolovými vozidly a zakrýva-

né prostory instalačních šachet vyka-

zují též velmi vysoké koncentrace vod-

ních par. Z hlediska využití kompozit-

ní výztuže jde tedy o ideální aplikač-

ní oblast.

KONCEPČNÍ PŘÍSTUP K NÁVRHU

ZÁKRYTOVÉ DESKY VYZTUŽENÉ

FRP VÝZTUŽÍ

Zákrytové desky jsou navrhovány jako

krátké mostní jednopolové objekty, jež

svým statickým působením odpovída-

jí křížem vyztuženým po obvodě pode-

přeným deskám. Zatížení je dle dopo-

ručení platných normativních podkladů

[3] uvažováno v souladu se zatížením

definovaným pro mostní konstrukce.

Způsob užívání těchto konstrukčních

dílců určuje i způsob namáhání, kdy

dominantní složkou působícího zatí-

žení je zatížení cyklické (dynamické)

– tj. zatížení vyvozující únavu jednot-

livých, v konstrukci zastoupených,

materiálů.

Jako pilotní prvek pro experimentál-

ní ověření funkčnosti navrženého dílce

byla vybrána zákrytová deska jedno-

duchého čtvercového půdorysu o roz-

měrech 2,1 x 2,1 m (tj. světlý rozměr

zakrývané šachty je v obou na se-

be kolmých směrech 2 m) a tloušťky

220 mm. Tato byla pro snadnější inter-

pretaci získaných dat v první fázi vý-

voje uvažována bez obslužných otvo-

rů, přičemž následně bylo přikročeno

k ověření chování prvku s jedním otvo-

rem, který je běžnou součástí výrobní-

ho sortimentu společnosti Prefa Brno,

a. s. Tvarové řešení segmentu je patr-

no z obr. 1.

Předpokládané stupně vlivu prostře-

dí relevantní pro přímo pojížděnou zá-

krytovou desku nad parovody jsou de-

finovány dle platné technologické nor-

my [2] a základní normy pro návrh be-

tonových konstrukcí [1] jako XD3, XF4.

Dle téže normy (se zřetelem na změ-

nu Z3 této normy) je doporučena mini-

mální třída betonu C35/45, krytí z hle-

diska trvanlivosti pro klasickou oce-

lovou betonářskou výztuž (s bezpeč-

nostním přídavkem 10 mm z hlediska

provádění, konstrukční třída S3) pak

50 mm.

S ohledem na využití vyvinuté kom-

pozitní výztuže je možné účinně krycí

vrstvu snížit na nutné minimum z hle-

diska soudržnosti, v tomto konkrétním

případě tedy 20 mm (předpokládá se

využití kameniva největšího zrna dg =

16 mm). Dochází tak ke zvýšení účin-

né výšky prvku o 30 mm, což u desko-

vých konstrukcí není nezanedbatelný

příspěvek redukující spotřebu výztuž-

ných prutů; nebo k redukci spotřebo-

vaného betonu, a tím i vlastní váhy prv-

ku při zachování účinné výšky průřezu

shodné s případem s klasickou výztu-

ží. Výrazně nižší tloušťka krycí vrstvy

se také kladně projeví v chování prv-

ku z hlediska mezního stavu omeze-

ní šířky trhlin.

Návrh vyztužení zákrytové desky

Na základě definovaných geometric-

kých a materiálových parametrů by-

ly statickým výpočtem zjištěny hodno-

ty dimenzačních veličin. Konstrukce je

dimenzována na extrémní účinky vyvo-

zené zatěžovacím modelem LM2 (dle

[3], přičemž v normové hodnotě zatíže-

ní jsou zahrnuty i dynamické účinky po-



jezdu nápravy). Dynamické účinky ko-

lové dopravy jsou pak ve výpočtu uva-

žovány dle [3] únavovým modelem 1.

Ten je uvažován v časté kombinaci za-

tížení pro stanovení účinku zatížení při

vysokocyklickém opakovaném namá-

hání (tedy namáhání, které redukuje

materiálové charakteristiky s ohledem

na vliv únavy materiálu).

Pro návrh a též i následnou výro-

bu segmentu byl použit beton třídy

C35/45 standardní záměsi s maximál-

ním zrnem kameniva dg = 16 mm. Vy-

ztužení bylo navrženo z výztužných ty-

čí Prefa Rebar (typ C) vyvinutých a vy-

robených ve společnosti Prefa Kompo-

zity, a. s. [7]. Jde o hybridní C-GFRP

(carbon-glass fiber reinforced poly-

mer) výztuž, která kombinuje výhody

skelných alkali-rezistentních (AR) vlá-

ken a uhlíkových vysokopevnostních

(HS) vláken se střední tahovou pev-

ností 1 050 MPa a modulem pružnos-

ti 50 GPa (obě veličiny měřeny ve smě-

ru vláken).

Vzhledem k nízké únosnosti tvarově

zakřivených prutů z vláknových kom-

pozitů (po zakřivení mají cca 20 až

30 % původní tahové únosnosti) a pro

snížení pracnosti vyvázání byla jako

smyková výztuž navržena kompozitní

mřížovina s výrobním označením Prefa

Grid [8]. Lité rošty (mřížky) této výztu-

že jsou vyrobeny technologií lití do fo-

rem a obsahují až 40 % skelných vlá-

ken. Výhodnost použití litých FRP roš-

tů spočívá především v jejich vysoké

příčné tuhosti, a tím i dobrém zakotve-

ní v betonu prvku na velmi krátké délce

díky příčným prutům, což ve výsledku

přináší vysokou smykovou únosnost

betonového dílce vyztuženého tímto

typem smykové výztuže.

Návrh výztuže je proveden při re-

spektování doporučení dle americ-

kých standardů ACI řady 440 [4], po-

stupů definovaných v rámci fib Bulle-

tin No. 40 [5] a s přihlédnutím k poky-

nům k návrhu dynamicky zatížených

konstrukcí (především z hlediska hla-

diny napětí ve výztuži vyvozené dyna-

mickým zatížením). Vyztužení zákryto-

vé desky je patrno z obr. 2.

Vzhledem k situaci, kdy je při návrhu

prvku využíváno amerických a evrop-

ských doporučení a zatěžovací úda-

je jsou stanoveny v souladu s norma-

mi platnými v České republice, je tře-

ba zvýšenou míru pozornosti věnovat

stanovení dosažené (navržené) míry

bezpečnosti (spolehlivosti) konstrukce.

Normy řady ACI a EC použité při návr-

hu nepoužívají shodné parciální sou-

činitele spolehlivosti. Z tohoto důvo-

du bylo rozhodnuto ověřit chování prv-

ku pomocí numerické simulace a též

1 2

Obr. 1 Tvar řešeného prefabrikovaného

segmentu ❚ Fig. 1 The precast member

shape

Obr. 2 Vyztužení zákrytové desky – dolní

a horní výztuž včetně řezu prvkem

❚ Fig. 2 The cover slab reinforcement

– bottom and upper reinforcement

including section



i provedením reálné full-scale zatěžo-

vací zkoušky a poté na základě získa-

ných údajů stanovit reálnou míru spo-

lehlivosti zákrytové desky.

Dle výsledků provedeného statického

návrhu lze konstatovat, že k porušení

navrženého prvku dojde drcením be-

tonu, což není s ohledem na značnou

deformační kapacitu a lineární chová-

ní (elastické působení až do porušení

bez plastické větve) použité FRP výztu-

že překvapivé. Kolaps konstrukce však

bude předznamenán značným rozvo-

jem trhlin a nárůstem průhybu.

Numerické simulace

Provedený statický návrh byl ověřen

nelineární numerickou simulací zatě-

žovací zkoušky v MKP programu ATE-

NA 3D [6] umožňujícím simulování reál-

ného chování kvazikřehkých materiálů.

Nelineární numerický model desky byl

vytvořen s důrazem na dodržení sku-

tečných materiálových a geometric-

kých parametrů při zachování okra-

jových podmínek (tj. způsob zatíže-

ní i podepření) odpovídajícím reálnému

chování při zatěžovací zkoušce. Zatí-

žení bylo z tohoto důvodu (na základě

statickým výpočtem přijatých předpo-

kladů) vnášeno deformačně na ploše

cca 350 x 600 mm, což odpovídá mo-

delu zatížení LM2 [3].

-0,000344092

-0,00585008

-1,2

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0 -0,025 -0,02 -0,015 -0,01 -0,005 0

SÍLA [MN]

PR HYB UPROST ED [m]

zat ovací zkouška F = 300 kN F = 600 kN

-0,000344092

-0,00585008

-0,65

-0,55

-0,45

-0,35

-0,25

-0,15

-0,05

-0,006 -0,005 -0,004 -0,003 -0,002 -0,001 0

SÍLA [MN]

PR HYB UPROST ED [m]

zat ovací zkouška F = 300 kN F = 600 kN

3a 3b

4

5 6



Zatěžovací síla (resp. deformace) by-

la vnášena v místě největšího účinku,

což vzhledem k pravidelnému čtver-

covému tvaru desky představovalo je-

jí střed. Deska byla po obvodě pode-

přena, přičemž byla uvážena pouze

jednostranná vazba podpor zamezují-

cí vnášení tahových sil v místě pode-

pření (tj. bylo umožněno zvedání rohů

desky, obr. 3).

Veškeré použité materiálové charak-

teristiky (tj. beton, ohybová i smyková

výztuž) byly stanoveny experimentálně

a z důvodu zjištění chování prvku při

reálné zatěžovací zkoušce uvažovány

ve středních hodnotách.

Výsledkem nelineárního numerické-

ho řešení byla zatěžovací křivka prv-

ku (tzv. pracovní diagram), na jejímž

základě byly následně definovány in-

tenzity zatížení pro zatěžovací zkouš-

ku (obr. 4).

EXPERIMENTÁLNÍ OVĚŘENÍ

NÁVRHU – ZATĚŽOVACÍ

ZKOUŠKA SEGMENTU

Výroba zkušebního vzorku

Na základě provedeného statického

návrhu a numerické simulace zatěžo-

vací zkoušky byl v závodě Prefa Br-

no, a. s., vyroben zjednodušený pro-

totyp zákrytové desky pro zatěžovací

zkoušku (z důvodu usnadnění interpre-

0

100

200

300

400

500

600

-7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3

SÍL

A [kN

]

PRŮHYB [mm]

PRŮHYB UPROSTŘED

(PRŮMĚR)

ZVEDÁNÍ ROHŮ

8Obr. 3 Numerický model v programu ATENA 3D, a) tvar, b) ukázka vyhodnocení – napětí ve výztuži při porušení prvku ❚ Fig. 3 Numerical solution in ATENA 3D software, a) shape, b) example of evaluation – stress in the reinforcement at failure

Obr. 4 Zatěžovací křivka segmentu získaná z nelineární simulace ❚ Fig. 4 The “force-displacement” diagram of tested element obtained from a non-linear solution

Obr. 5 Průběh vázání FRP výztuže segmentu ❚ Fig. 5 Placing of the FRP reinforcement

Obr. 6 Finální vyztužení zákrytové desky, pohled do bednění ❚ Fig. 6 Final set-up of the cover slab reinforcement, view into the formwork

Obr. 7 Provedení zatěžovací zkoušky: osazení snímačů; reálné provedení; záznam vnášené síly ❚ Fig. 7 Performance of the load test: set-up of sensors; real implementation; record of the loading force

Obr. 8 Závislost vnášené síly na deformaci uprostřed a v rohu segmentu ❚ Fig. 8 The force – deformation dependence in the middle and in the corner of a segment

0

100

200

300

400

500

600

700

0 1000 2000 3000 4000 5000

SÍL

A [kN

]

ČAS [s]

SÍL

ALL

[kN

] A

7



tace získaných dat bez obslužných ot-

vorů) (obr. 5 a 6). Navržená kompozit-

ní výztuž byla dle připraveného výkresu

výztuže vázána přímo do bednění. Vy-

užité kompozitní rošty tvořící smykovou

výztuž velmi účinně sloužily též jako di-

stanční výztuž. Krytí bylo zajištěno po-

mocí vláknobetonových prvků.

Po nutné technologické odstávce byl

prvek přepraven k zatěžovací zkoušce,

kterou zajišťoval Technický a zkušební

ústav stavební (TZÚS Praha, s. p., zku-

šebna Brno).

Konfigurace zatěžovací zkoušky

Pro dostatečně výstižný záznam cho-

vání prvku během zatěžování byla osa-

zena řada snímačů (obr. 7). Deformaci

desky, resp. změnu polohy ve sníma-

ných bodech, zaznamenávaly indukč-

nostní snímače dráhy, které byly osa-

zeny uprostřed a po obvodě desky.

Jejich rozmístění umožňovalo popsat

průhyb v místě vnášení zatížení v obou

hlavních směrech a také zohlednit de-

formaci v místech podepření (tj. zvedá-

ní volných okrajů desky). Pro přesnější

popis chování betonu v tlaku, jenž měl

být dle provedených výpočtů nejslab-

ším článkem segmentu, byly na des-

ku v oblasti předpokládaného tlakové-

ho napětí umístěny odporové tenzome-

try. V neposlední řadě byla zaznamená-

vána síla vnášená zatěžovacím lisem.

Zatěžovací zkouška byla rozdělena

do dvou částí.

V první části, simulující nízko-cyklické

zatížení, proběhlo cyklování zatížení

s maximální hodnotou vnášené síly

300 kN a následným odtížením až na

nulovou hodnotu zatěžovací síly. Inten-

zita zatížení byla volena v oblasti lineár-

ního chování prvku. Bylo tak možno při

opakovaném zatížení sledovat případný

nárůst nevratné složky deformace.

Druhá část zkoušky spočívala v ma-

ximálním přitížení vzorku (v ideálním

případě až do porušení) a zjištění je-

ho mezní únosnosti. Maximální mož-

né zatížení bylo determinováno kapa-

citou zkušebního zařízení, tj. hodno-

tou 600 kN.

Vyhodnocení zatěžovací zkoušky

Chování prvku v průběhu zatěžovací

zkoušky je patrné z grafu na obr. 8. Při

maximálním vneseném zatížení (vzhle-

dem k možnostem zkušebny odpovída-

jící hodnotě 600 kN) docházelo k průhy-

bu uprostřed desky okolo 6,1 mm, sou-

časně bylo dosaženo maximálního nad-

zvednutí rohu desky cca 1,6 mm. Ohy-

bové trhliny se na spodním líci prvku

objevily při vnášeném zatížení v úrovni

cca 350 kN.

Předpoklad porušení drcením betonu

při zatěžovací zkoušce nemohl být ově-

řen, nicméně vzhledem k značné de-

formační kapacitě FRP výztuže je ten-

to předpoklad opodstatněný. Způsob

porušení prvku též určují limitní hodnoty

napětí ve výztuži pro konstrukce vysta-

vené cyklickému (únavovému) zatížení,

které mají zabránit nekontrolovatelné-

mu dotvarování výztuže. Konzervativně

bylo při návrhu přihlédnuto k doporuče-

ným hodnotám definovaným v [4], kte-

ré redukují hodnotu maximálního napětí

ve výztuži vyvozeného cyklickým a stá-

lým zatížením pouze na 20 % hodno-

ty jejího krátkodobého limitního napě-

tí (platí pro GFRP výztuž). Tato hodno-

ta je americkou normou [4] stanovena

velmi konzervativně a v současné době

je předmětem intenzivní výzkumné čin-

nosti. Předpokládá se zvýšení této hod-

noty, a tím i dosažení úspory v objemu

navržené výztuže.

Srovnání experimentálně dosažených

výsledků s provedenou numerickou si-

-1,2

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

-0,03 -0,025 -0,02 -0,015 -0,01 -0,005 0

SÍLA [mm]

PRŮHYB UPROSTŘED ROZPĚTÍ [m]

Deska bez otvoru

Deska bez otvoru_optimalizace

Deska s otvorem

Deska s otvorem - pouze ohybová výztuž

Deska s otvorem - prostý beton

10

Obr. 9 Porovnání numerické simulace

s výsledky reálné zatěžovací zkoušky ❚

Fig. 9 Comparison of the results obtained

from the numerical solution and from the real

loading test

Obr. 10 Porovnání numerické simulace

zákrytové desky s otvorem a bez něj

❚ Fig. 10 Comparison of the results

obtained from the numerical solution of cover

plate with and without a hole

0

100

200

300

400

500

600

-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0

SÍLA [kN]

PRŮHYB [mm]

PRŮHYB UPROSTŘED (PRŮMĚR)

NUMERICKÁ SIMULACE (ATENA 3D)

9



mulací je patrno z obr. 9. Experimentál-

ně určená hodnota průhybu uprostřed

desky cca 6,15 mm při maximálním

zatížení (cca 610 kN) je téměř shodná

s hodnotou průhybu 6,04 mm dosaže-

nou nelineárním řešením úlohy (odchyl-

ka 1,8 %). Viditelnější rozdíly v chová-

ní prvku lze pozorovat v oblasti nižších

hodnot zatížení v rozmezí 300 až 320 kN

(oblast před vznikem první ohybové trh-

liny).

Porovnáním průhybů experimentální

zkoušky (až cca 1,18 mm) a numeric-

ké simulace (cca 0,47 mm) je patrné, že

oproti předpokladům numerického mo-

delu již docházelo k postupné inicializa-

ci prvních ohybových trhlin, a tedy k vi-

ditelnému změkčení v záznamu chování

prvku. Prezentovaný nesoulad jde pře-

devším na vrub materiálového modelu

betonu, jehož tahové parametry nebyly

před zatěžovací zkouškou experimen-

tálně stanoveny a materiálový model

tak vycházel z přednastavených hodnot

platných pro definovanou střední tlako-

vou pevnost.

S ohledem na výše uvedené lze kon-

statovat, že výsledky experimentál-

ních prací potvrdily (v oblasti rozsahu

zkoušky) provedené numerické výpočty

a z nich vyplývající závěry. Na základě

zjištěných údajů byla též provedena op-

timalizace návrhu, kdy došlo k úspoře

cca 15 % navržené výztuže, u níž bylo

prokázáno její malé statické využití. Za-

těžovací křivka „optimalizované“ zákry-

tové desky je uvedena v obr. 10.

EXTRAPOLACE Z ÍSKANÝCH

VÝSLEDKŮ

Z uvedených závěrů je zřejmé, že prove-

dené numerické modely dokázaly pre-

dikovat reálné chování navrhovaného

segmentu vyztuženého vyvinutou kom-

pozitní výztuží [7]. Z tohoto důvodu byly

opět využity pro návrh segmentu s osa-

zenými obslužnými otvory a experimen-

tální ověření těchto segmentů se před-

pokládá (s ohledem na dostatečnou

přesnost nelineárního výpočtu) až v po-

loprovozní fázi, tedy při zavádění prefab-

rikátu do výroby.

Numerický model simulující chová-

ní segmentu s obslužným otvorem byl

v programu ATENA 3D vytvořen úpra-

vou stávajícího modelu, tj. modelu des-

ky bez otvoru. Geometrie segmentu

byla upravena přidáním otvoru, jehož

rozměry a umístění byly převzaty z vý-

kresové dokumentace poskytnuté fir-

mou Prefa Brno, a. s. Způsob podepře-

ní desky zůstal zachován, přičemž mís-

to působení deformačního zatížení by-

lo upraveno s ohledem na její extrémní

působení a tedy maximalizaci účinku.

Pouze pro lepší porovnání dosažených

výsledků byl následně vytvořen též mo-

del se shodným působištěm zatížení

s případem segmentu bez otvoru.

Předpokládaný způsob porušení, tedy

drcení betonu v tlačené oblasti, zůstal

zachován i vzhledem ke značným pře-

tvárným vlastnostem použité FRP vý-

ztuže. Oproti původnímu řešení bez ot-

voru (obr. 10) dochází k porušení prv-

ku při intenzitě zatížení cca 910 kN, což

představuje pokles v únosnosti o při-

bližně 10 %. Získané výsledky z nume-

rického přepočtu budou opět sloužit

pro stanovení intenzit zatížení pro ná-

sledné provedení zatěžovací zkoušky

na reálném segmentu.

ZÁVĚR

Z textu příspěvku je zřejmé, že navržené

řešení zákrytové desky s využitím kom-

pozitní výztuže je plně funkční a spoleh-

livé. Představuje velmi zajímavou a pře-

devším trvanlivou alternativu ke klasic-

ké výztuži, která v některých aplikačních

oblastech díky enviromentálnímu namá-

hání velmi rychle degraduje a není mož-

no garantovat dostatečnou trvanlivost

výrobků.

Nevýhodou prvků vyztužených kom-

pozitní výztuží stále zůstávají vyšší ná-

klady na realizaci díla. Bude-li ovšem in-

vestor nahlížet na konstrukční prvek vy-

ztužený kompozitní výztuží s ohledem

na celý životní cyklus konstrukce, kdy již

musí být v cenové rozvaze zahrnuty po-

ložky údržby a sanačních prací, jeví se

využití kompozitních výztuží jako zcela

konkurenceschopné.

V rámci výzkumných aktivit v oblas-

ti vývoje hybridní nekovové výztuže je

v současné době kladen též důraz na

verifikaci a případnou modifikaci vel-

mi konzervativních hodnot redukujících

mezní dovolenou dlouhodobou slož-

ku napětí, jež lze ve výztužných vlož-

kách připustit z hlediska nežádoucího

dotvarování. Předpokládá se úprava

mezních hodnot, která dovolí více vyu-

žít potenciál tohoto moderního staveb-

ního materiálu, a tím dále snížit pořizo-

vací náklady.

Prezentované výsledky byly získány za finanční

podpory projektu MPO TIP FR TI 4/159 –

Light structures – progresivní konstrukce

z moderních kompozitních materiálů; dále

projektu FAST-J-12-28 – Ověření účinků zesílení

sloupů ovinutím FRP tkaninou. Člen autorského

týmu je podpořen v rámci řešení projektu MŠMT

CZ.1.07/2.3.00/30.0005

Ing. František Girgle, Ph.D.


tel.: 541 147 871

Ing. Vojtěch Kostiha


tel.: 541 147 871

Ing. Petr Daněk, Ph.D.


tel.: 541 147 492

prof. RNDr. Ing. Petr

Štěpánek, CSc.


tel.: 541 147 848

všichni: VUT v Brně

Fakulta stavební

Veveří 95, 662 37 Brno

www.fce.vutbr.cz

Ing. Jan Prokeš, Ph.D.

Prefa Kompozity, a. s.

Kulkova 10/4231, 615 00 Brno


tel.: 541 583 294

www.prefa-kompozity.cz


Literatura:

[1] ČSN EN 1992-1-1 (73 1201) Navrhování

betonových konstrukcí. Část 1-1: Obecná

pravidla a pravidla pro pozemní stavby,

2006

[2] ČSN EN 206-1 (73 2403): Beton – Část 1:

Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda,

2001

[3] ČSN EN 1991-2 (73 6203): Zatížení kon-

strukcí – Část 2: Zatížení mostů dopravou,

2005

[4] ACI 440.1R-06: Guide for the Design

and Construction of Structural Concrete

Reinforced with FRP Bars, ACI Committee

440, 2006, ISBN 9780870312106

[5] FRP reinforcement in RC structures: tech-

nical report prepared by a working party

of TG 9.3, FRP (Fibre Reinforced Polymer)

reinforcement for concrete structures. 1st

pub. Lausanne: International Federation

for Structural Concrete, 2007, 147 s.

Bulletin fib, ISBN 978-2-88394-080-2

[6] Procházková Z., Červenka J., Janda Z.,

Pryl D.: Atena-GiD Tutorial & Manual,

Praha, 2009

[7] Vnitřní výztuž PrefaREBAR, výrobce: Prefa

Kompozity, a. s. Dostupné z: http://www.

prefa-kompozity.cz/produkt/zesilovaci-

-systemy

[8] Pochůzné lité rošty PrefaGRID, výrobce:

Prefa Kompozity, a.s. Dostupné z: http://

www.prefa-kompozity.cz/en/node/9

POROVNÁNÍ VÝPOČTŮ ŠÍŘKY TRHLINY DLE RŮZNÝCH

PŘÍSTUPŮ ❚ COMPARISON OF CRACK WIDTH CALCULATIONS

USING DIFFERENT APPROACHES


N O R M Y • J A K O S T • C E R T I F I K A C E ❚ S T A N D A R D S • Q U A L I T Y • C E R T I F I C A T I O N

Marek Vinkler, Jaroslav Procházka

Článek se zabývá výpočtem šířky trhliny vznik-

lé od mechanického zatížení a to dle nor-

mových doporučení a dle odvozených vztahů

různých autorů. Rozdíly v jednotlivých přístu-

pech jsou porovnávány na modelovém pří-

kladu. Porovnávané parametry jsou tloušťka

krycí vrstvy a geometrický stupeň vyztuže-

ní. ❚ The paper deals with calculation of

crack width initiating from mechanical loads

according to recommendations and derived

formulas of different authors. Differences in

the approaches in question are compared on

a model example. The compared parameters

are thickness of concrete cover and geometrical

degree of reinforcement.

Trhliny jsou nedílnou součástí železo-

betonových konstrukcí. Mohou vznikat

působením mechanického zatížení ne-

bo vlivem nesilových účinků. Mezi nesi-

lové účinky můžeme zařadit hlavně ob-

jemové změny od smršťování a dotva-

rování betonu a od vývinu hydratační-

ho tepla.

Při překročení pevnosti betonu v ta-

hu dochází k vzniku trhliny (pevnostní

kritérium), popř. vlivem kumulace de-

formační energie vznikají mikrotrhliny,

které se postupně rozvíjejí, až vznik-

ne souvislá trhlina (energetické krité-

rium), jejíž šířka pak vzrůstá se zvyšu-

jícím se zatížením. Vznik a rozvoj trhlin

tedy souvisí s pevností betonu v tahu

a s lomovou energií.

Při navrhování konstrukcí se trhlina-

mi zabýváme v mezním stavu použitel-

nosti, neboť mohou ovlivnit vzhled a ži-

votnost konstrukce. Vzhledem k agre-

sivitě prostředí a k estetickým poža-

davkům se zavádí limitní šířka trhliny

(obvykle 0,1 až 0,4 mm), která by ne-

měla být překročena. Normová dopo-

ručení používají odlišné přístupy pro

výpočet šířky trhliny i pro limitní hod-

noty. Vzhledem k nadcházející uvažo-

vané změně národní přílohy betonář-

ské normy ČSN EN 1992-1-1 [1] jsou

dále porovnány jednotlivé přístupy vý-

počtu šířky trhliny. V následujících od-

stavcích je tak provedeno srovnání vý-

počtů šířky trhliny vzniklé od mecha-

nického zatížení dle různých normo-

vých doporučení a dle vztahů odvo-

zených z výsledků experimentů, popř.

z teorie.

Trhliny vzniklé působením omeze-

ných přetvoření od nesilových účin-

ků, tj. zejména smršťováním povrcho-

vé vrstvy betonu, tvoří samostatnou

a mnohem komplexnější problemati-

ku, a proto jim v tomto článku nebu-

de věnována pozornost. Vlivem nerov-

noměrného vysýchání betonu a z to-

ho vyplývající nerovnoměrné tenden-

ce k objemové změně (smršťování)

dochází ke vzniku tahových napětí

v povrchové vrstvě betonu, která vý-

razně ovlivňují vznik a rozevření trhlin.

Tomuto problému bude věnován jiný

článek v budoucnosti.

ŠÍŘKA TRHLINY

V normových doporučeních se často

vyskytuje vztah pro určení šířky trhliny

v této formě

w sk r sm cm,max

, (1)

kde sr,max označuje maximální vzdále-

nost trhlin, εsm, εcm jsou průměrná po-

měrná přetvoření výztuže, resp. betonu

mezi trhlinami.

Rozdíly mezi jednotlivými normový-

mi doporučeními vyplývají z odlišné-

ho stanovení zejména vzdálenosti trh-

lin a až poté z rozdílu poměrných pře-

tvoření výztuže a betonu. Na následu-

jících řádcích budou popsány vybrané

normové přístupy k výpočtu šířky trh-

liny a dále také uvedeny vztahy růz-

ných autorů odvozené z výsledků ex-

perimentů, popř. teoreticky odvozené.

S ohledem na české podmínky a tradi-

ci byla vybrána tato normová doporu-

čení: Eurokód 2: ČSN EN 1992-1-1 [1]

a DIN EN 1992-1-1 [2] s příslušnými ná-

rodními přílohami, fib Model Code for

Concrete Structures 2010 [3] a americ-

ká norma ACI 318-05 [5]. Pro ilustraci

byla zařazena i jedna ze zvažovaných

variant pro nadcházející změnu normy

ČSN EN 1992-1-1.

Normová doporučení pro výpočet

šířky trhliny byla doplněna o srovná-

ní se vztahy odvozenými z experimen-

tů, popř. z teorie. Jsou to tři odvoze-

né vztahy těchto autorů: Gergely, Lutz

(1968) [6], Oh, Kang (1987) [7] a Frosch

(1999) [8]. Celkem se tedy jedná o osm

různých způsobů, jak vypočítat šířku

trhliny. Některé přístupy se liší jen v ně-

kolika koeficientech, některé jsou na-

prosto odlišné, viz dále. V dalším textu

budeme používat označení veličin kon-

zistentně s Eurokódem 2.

ČSN EN 1992-1-1 [1 ]

Charakteristická šířka trhliny se určí po-

mocí vztahu (1). Maximální vzdálenost

trhliny sr,max se určí pomocí vztahu (2),

rozdíl poměrných přetvoření výztuže

a betonu ze vztahu (3)

s k c k k kr

eff,max

,3 1 2 4 (2)

sm cm

ss t

ct eff

effe effE

kf1

1,

0,6 s

sE

(3)

Pracovní součinitel αe se stanoví jako

poměr středních modulů pružnosti vý-

ztuže Es a betonu pro dlouhodobé za-

tížení Ec,eff, vztah (4), c označuje tloušť-

ku krycí vrstvy tahové výztuže, ϕ ozna-

čuje průměr tažené výztuže. Efektivní

tahovou pevnost betonu lze uvažovat

hodnotou střední pevnosti betonu v ta-

hu fct,eff = fctm.

,,

, 10

c effcmE

E

t t (4)

kde φ(t,t0) je součinitel dotvarování be-

tonu.

V Eurokódu 2 je pracovní součini-

tel pro výpočet šířky trhliny stanoven

poměrem Es/Ecm, tj. modul pružnos-

ti betonu je uvažovaný střední hodno-

tou – bez vlivu dotvarování. Nicméně

je názorem autorů, že fyzikálně správ-

nější je uvažovat efektivní modul, kte-

rý je dále použit pro porovnání přístu-

pů mimo jiné proto, aby byla zachová-

na stejná srovnávací základna pro jed-

notlivé přístupy.

Vlivem dotvarování dojde k poklesu

tuhosti průřezu a k přerozdělení napě-

tí – ve výztuži se zvýší napětí a zvětší

se výška tlačené oblasti. Vliv na šířku

trhliny je pro jednotlivé přístupy nejed-

noznačný. Z těchto důvodů jsou dále

uvedeny výsledky výpočtu šířky trhli-

ny pro oba způsoby uvažování modu-

lu pružnosti.

Efektivní stupeň vyztužení ρeff je de-



finován jako poměr plochy tažené vý-

ztuže a efektivní plochy betonu

eff

A

As

c eff,

, (5)

kde Ac,eff označuje efektivní plochu be-

tonu obklopující taženou výztuž As.

Pro obdélníkový průřez je Ac,eff = bhc,eff

a efektivní výška hc,eff se určí z pod-

mínky (6)

h h dh x h

c eff,min , ; ; .2 5

3 2 (6)

Napětí ve výztuži σs se určí z ohy-

bového momentu MEqp od kvazistá-

lé kombinace zatížení (popř. od čas-

té kombinace zatížení MEfr) pro prů-

řez porušený trhlinou, tj. s momentem

setrvačnosti ideálního průřezu poru-

šeného trhlinou pro dlouhodobé zatí-

žení III,eff

M

s e

Eqqp

II effI

d x,

. (7)

Vztah (2) lze použít pouze za podmín-

ky, že výztuž je dostatečně hustá, viz

vztah (8). Pokud není splněna podmín-

ka ve vztahu (8), je nutné pro maximál-

ní vzdálenost trhlin použít toto vyjádře-

ní dané vztahem (9)

s c52

(8)

rs h x

,max,13 (9)

Dle české národní přílohy jsou souči-

nitele k i stanoveny takto:

• k1 = 0,8 (vliv povrchu výztuže – 0,8

pro žebírkovou výztuž; 1,6 pro hlad-

kou výztuž);

• k2 = 0,5 (vliv rozdělení poměrných

přetvoření po výšce průřezu – 0,5 pro

namáhání ohybem; 1 pro namáhání

centrickým tahem);

• k3 = 3,4 (vliv krycí vrstvy);

• k4 = 0,425 (vliv soudržnosti betonu

a výztuže);

• kt = 0,4 (vliv doby trvání zatížení – 0,4

pro dlouhodobé namáhání; 0,6 pro

krátkodobé namáhání).

ČSN EN 1992-1-1 Změna 2014

Vybraná varianta uvažované změny

české národní přílohy zavádí pouze

změnu součinitele k3 na hodnotu:

• k3 = 2.

Zdůrazňujeme, že jde pouze o jednu

z prověřovaných variant pro nadcháze-

jící změnu české normy.

DIN EN 1992-1-1 [2 ]

V německé národní příloze Eurokódu 2

jsou oproti české příloze stanoveny ko-

eficienty k i takto:

• k1.k2 = 1;

• k3 = 0;

• k4 = 0,278.

Je tedy zřejmé, že německý Eurokód 2

zanedbává vliv krycí vrstvy na šířku

trhliny, což je v rozporu s experimen-

tální zkušeností. Z tohoto zjednoduše-

ní, jak je dále uvedeno, plyne výrazná

úspora výztuže při návrhu konstruk-

ce na limitní šířku trhliny. Kromě toho

musí maximální vzdálenost trhliny spl-

nit podmínku

rs

,mmax,

,.s

ct efff3 6

(10)

fib Model Code 2010 [3]

fib Model Code 2010 je nedávno pub-

likované normové doporučení, které

používá lehce odlišný přístup k vý-

počtu šířky trhliny oproti předchozí-

mu CEB-FIP Model Code 1990 [4], ze

kterého vychází Eurokód 2. Šířka trh-

liny pro centricky tažený prvek se ur-

čí ze vztahu

,max.

k s sm cm r csw l2 (11)

Poslední člen závorky ve vztahu (11)

je příspěvek smršťování betonu εcs,

který budeme dále považovat za nu-

lový vzhledem k tomu, že žádný ze

vztahů pro učení šířky trhliny příspě-

vek smršťování nezohledňuje. Pro ohý-

baný prvek je nutné šířku trhliny zvět-

šit podílem R, vztah (12), který repre-

zentuje rozevření trhliny vlivem ohy-

bu (při centrickém tahu je šířka trhliny

stejná v úrovni výztuži i v úrovni povr-

chu betonu)

Rhh x

d x. (12)

Z dalšího textu vyplývá, že tento po-

díl se vyskytuje ve všech vztazích

odvozených z výsledků experimentů.

Ve vztahu (11) ls,max představuje dél-

ku přenosu sil mezi výztuží a betonem

a stanoví se takto

l kcf

sctm

bms eff

.,max

1

4 (13)

Vztah (13) je prakticky stejný jako

vztah (2). Koeficienty v tomto vztahu je

možné uvažovat následovně:

• k = 1;

• τbms/fctm = 1,8 (poměr mezního na-

pětí v soudržnosti výztuže a betonu

a střední pevnosti betonu v tahu pro

dlouhodobé zatížení a fázi stabilizo-

vaných trhlin).

Položíme-li sr,max = 2ls,max, je mož-

né snadno transformovat koeficienty

Model Code 2010 na koeficienty Eu-

rokódu 2:

• k3 = 2k = 2;

• k4 = 0,5 fctm/τbms = 0,278.

Rozdíl poměrných přetvoření výztuže

a betonu se určí obdobně jako v Euro-

Firem

ní p

reze

nta

ce



kódu 2 s tím rozdílem, že není požado-

vána nerovnost ve vztahu (3).

ACI 318-05 [5]

Americká norma vychází ze slavného

vztahu odvozeného z výsledků experi-

mentů uvedeného v práci z roku 1968

od Gergely, Lutz [6] (viz dále), který byl

nicméně upraven do tvaru (v SI jed-

notkách)

w h dk

,0 011 AA Rc s1

3, (14)

kde Ac1 reprezentuje efektivní taženou

plochu betonu kolem jednoho prutu ta-

žené výztuže a stanoví se takto

Ab h d

nc1

2. (15)

Poměr R je v normě zafixován hod-

notou 1,2 a n představuje počet pru-

tů v šířce b. Všechny ostatní veličiny již

byly vysvětleny.

Gergely, Lutz (1968) [6]

Původní vztah, který vychází z výsledků

řady experimentů, má tento tvar:

w h d Ak c1

30,011

s34 45 R,

(16)

s tím, že R se stanoví přesně dle vzta-

hu (12).

Oh, Kang (1987) [7]

Oh, Kang odvodili vztah pro šířku trh-

liny z experimentů na pěti různých trá-

mech v této formě

w ak sm s

, ,0

0 0002 (17)

kde se parametr a0 určí takto

ad

h

x

x

,

0

4 5

159 2,83 .1

1

1 3/A

Ac

s

(18)

V druhé závorce označuje As1 plo-

chu jednoho prutu tažené výztuž a Ac1

efektivní taženou plochu betonu kolem

tažené výztuže, která se oproti vztahu

(12) stanoví za pomoci efektivní výšky

betonu h1, vztah (19) a (20)

11,A

bh

nc (19)

31

3

2hh x

d x.. (20)

Vztah (20) byl odvozen z rovnosti po-

tenciální energie pružné deformace

pro tažený a ohýbaný prut.

Frosch (1999) [8]

Poslední uvedený přístup byl odvozen

teoreticky a stanovuje šířku trhliny takto

,*

wE

d Rk

s

s

2 (21)

kde d* reprezentuje charakteristickou

kontrolní vzdálenost a určí se dle vzta-

hu (22)

;*

d h d ds

2 2

; h dds2

2

2,

max (22)

kde ds je vzdálenost krajního prutu vý-

ztuže k bočnímu líci prvku.

STUDIE

Pro porovnání jednotlivých přístupů by-

ly vytvořeny modelové příklady žele-

zobetonového trámu a desky s uva-

žovaným namáháním ohybovým mo-

mentem.

Trámy byly uvažovány šířky 300 mm

a výšky 500 m, přičemž do výpo-

čtu byly zavedeny tři různé stupně vy-

ztužení tahovou výztuží: 3Ø16, 5Ø16,

5Ø20 vždy s třmínkem Ø8 (obr. 1). Pro

každý z takto vyztužených trámů byl

výpočet proveden pro tloušťky kry-

cí vrstvy třmínku 20, 30, 40 a 50 mm.

Krytí 20 mm je uvedeno pouze z ilu-

strativních důvodů, ve skutečných kon-

strukcích se takto malé krytí prakticky

nevyskytuje.

Desky byly uvažovány tloušťky

300 mm pro tři různé stupně vyztu-

žení tahovou výztuží: Ø10 po 150 mm,

Ø10 po 100 mm a Ø12 po 100 mm (vý-

ztuž blíže k povrchu) (obr. 1). Stejně ja-

ko pro trámy, bylo i pro desky uvažo-

vány tloušťky krycí vrstvy 20, 30, 40

a 50 mm.

Uvažované materiály jsou beton

C30/37 a betonářská ocel B500B.

Ohybový moment od kvazistálé kom-

binace zatížení pro trámy byl stanoven

na 60 kNm pro trámy a 35 kNm/m pro

desky (dlouhodobé zatížení). Součini-

tel dotvarování pro výpočet efektivního

modulu pružnosti betonu byl uvažován

hodnotou 2.

Každý z trámů a každá z desek spl-

ňuje podmínku minimálního vyztužení

dle Eurokódu 2. Minimální množství ta-

hové výztuže je dle ČSN EN 1992-1-1

[1] dáno vztahy (23) a (24). Vztah (24)

zajišťuje potřebnou výztuž z hlediska

vzniku trhlin

Obr. 1 Modelový trám, modelová deska

(pro krytí 30 mm) ❚ Fig. 1 Sample beam,

sample slab (for covers up to 30 mm)

1



f

fctm

yk

0,26 bbd bd; ,0,00013

As

max

,min (23)

A k kf

As c

ct eff

sct

,,min

, (24)

kde kc je součinitel, kterým se zohled-

ňuje rozdělení napětí v průřezu bez-

prostředně před vznikem trhlin a změ-

na ramene vnitřních sil (pro náš případ

prostého ohybu kc = 0,4), k je součini-

tel vyjadřující účinek nerovnoměrného

rozdělení vnitřních rovnovážných na-

pětí vedoucí ke zmenšení sil vyplývají-

cích z omezení přetvoření (uvažujeme

k = 1), fct,eff odpovídá střední pevnos-

ti betonu v tahu v okamžiku vzniku trh-

lin (uvažujeme fct,eff = fctm), napětí ve vý-

ztuži je uvažováno hodnotou charak-

teristické meze kluzu betonářské oceli

σs = fyk a Act reprezentuje taženou plo-

chu betonu v okamžiku prvního očeká-

vaného vzniku trhlin (pro náš případ Act

= 0,5 bh).

Dohromady se jedná celkem o dva-

Tab. 1a Šířka trhliny pro modelový trám (pro Ec,eff) ❚ Tab. 1a Crack width for the sample beam (for Ec,eff)

3Ø16, As=603 mm2 5Ø16, As=1005 mm2 5Ø20, As=1571 mm2

c [mm] 20 30 40 50 20 30 40 50 20 30 40 50

ρ [‰] 4,33 4,43 4,53 4,63 7,22 7,38 7,55 7,72 11,33 11,58 11,85 12,12

ČSN EN 1992-1-1 0,159 0,204 0,240 0,278 0,068 0,088 0,108 0,130 0,038 0,049 0,061 0,074

ČSN EN 1992-1-1

Z20140,135 0,171 0,195 0,219 0,054 0,069 0,081 0,094 0,030 0,037 0,044 0,052

DIN EN 1992-1-1 0,167 0,202 0,212 0,220 0,057 0,066 0,069 0,072 0,029 0,030 0,032 0,033

fib Model Code 2010 0,223 0,287 0,329 0,375 0,086 0,110 0,131 0,154 0,045 0,056 0,069 0,083

ACI 318-05 0,202 0,244 0,285 0,325 0,105 0,127 0,148 0,169 0,072 0,086 0,100 0,114

Gergely, Lutz 0,161 0,201 0,243 0,289 0,076 0,096 0,116 0,139 0,045 0,057 0,069 0,083

Oh, Kang 0,211 0,229 0,249 0,272 0,095 0,104 0,115 0,127 0,055 0,061 0,069 0,078

Frosch 0,181 0,197 0,221 0,279 0,077 0,106 0,139 0,176 0,053 0,074 0,097 0,123

Tab. 1b Šířka trhliny pro modelový trám (pro Ecm) ❚ Tab. 1b Crack width for the sample beam (for Ecm)

3Ø16, As=603 mm2 5Ø16, As=1005 mm2 5Ø20, As=1571 mm2

c [mm] 20 30 40 50 20 30 40 50 20 30 40 50

ρ [‰] 4,33 4,43 4,53 4,63 7,22 7,38 7,55 7,72 11,33 11,58 11,85 12,12

ČSN EN 1992-1-1 0,162 0,209 0,249 0,285 0,072 0,095 0,115 0,136 0,042 0,055 0,067 0,081

ČSN EN 1992-1-1

Z20140,138 0,175 0,205 0,229 0,058 0,074 0,088 0,101 0,033 0,042 0,050 0,058

DIN EN 1992-1-1 0,170 0,206 0,233 0,242 0,061 0,074 0,081 0,085 0,032 0,039 0,040 0,042

fib Model Code 2010 0,224 0,287 0,343 0,385 0,090 0,117 0,140 0,162 0,050 0,066 0,078 0,091

ACI 318-05 0,194 0,233 0,272 0,311 0,100 0,120 0,140 0,160 0,068 0,081 0,094 0,107

Gergely, Lutz 0,151 0,187 0,225 0,266 0,069 0,087 0,105 0,124 0,040 0,050 0,060 0,072

Oh, Kang 0,204 0,220 0,237 0,257 0,090 0,098 0,107 0,116 0,050 0,056 0,061 0,068

Frosch 0,170 0,184 0,206 0,258 0,071 0,098 0,127 0,160 0,049 0,067 0,087 0,109

Tab. 2a Šířka trhliny pro modelovou desku (pro Ec,eff) ❚ Tab. 2a Crack width for the sample slab (for Ec,eff)

Ø10/150, As=524 mm2 Ø10/100, As=785 mm2 Ø12/100, As=1131 mm2

c [mm] 20 30 40 50 20 30 40 50 20 30 40 50

ρ [‰] 1,90 1,98 2,05 2,14 2,86 2,96 3,08 3,21 4,13 4,28 4,45 4,64

ČSN EN 1992-1-1 0,243 0,295 0,337 0,383 0,109 0,147 0,174 0,203 0,070 0,091 0,109 0,129

ČSN EN 1992-1-1

Z20140,243 0,260 0,289 0,321 0,094 0,124 0,141 0,160 0,060 0,074 0,086 0,099

DIN EN 1992-1-1 0,200 0,215 0,233 0,254 0,092 0,099 0,107 0,117 0,055 0,060 0,065 0,070

fib Model Code 2010 0,216 0,217 0,270 0,335 0,096 0,103 0,130 0,164 0,051 0,060 0,078 0,100

ACI 318-05 0,199 0,259 0,318 0,379 0,118 0,153 0,189 0,225 0,086 0,111 0,136 0,161

Gergely, Lutz 0,161 0,221 0,287 0,362 0,089 0,123 0,161 0,204 0,059 0,082 0,107 0,137

Oh, Kang 0,203 0,230 0,263 0,303 0,109 0,125 0,144 0,169 0,073 0,084 0,099 0,118

Frosch 0,233 0,266 0,307 0,358 0,112 0,134 0,162 0,197 0,081 0,097 0,118 0,144

Tab. 2b Šířka trhliny pro modelovou desku (pro Ecm) ❚ Tab. 2b Crack width for the sample slab (pro Ecm)

Ø10/150, As=524 mm2 Ø10/100, As=785 mm2 Ø12/100, As=1131 mm2

c [mm] 20 30 40 50 20 30 40 50 20 30 40 50

ρ [‰] 1,90 1,98 2,05 2,14 2,86 2,96 3,08 3,21 4,13 4,28 4,45 4,64

ČSN EN 1992-1-1 0,260 0,306 0,347 0,392 0,105 0,153 0,178 0,206 0,067 0,094 0,112 0,131

ČSN EN 1992-1-1

Z20140,260 0,273 0,301 0,332 0,090 0,130 0,147 0,165 0,057 0,078 0,090 0,102

DIN EN 1992-1-1 0,187 0,202 0,218 0,237 0,085 0,092 0,099 0,108 0,051 0,055 0,059 0,064

fib Model Code 2010 0,225 0,195 0,245 0,306 0,105 0,097 0,123 0,155 0,061 0,061 0,078 0,099

ACI 318-05 0,193 0,250 0,308 0,367 0,113 0,147 0,181 0,216 0,082 0,106 0,130 0,154

Gergely, Lutz 0,154 0,210 0,271 0,340 0,084 0,115 0,149 0,188 0,055 0,075 0,098 0,124

Oh, Kang 0,198 0,223 0,252 0,287 0,105 0,120 0,136 0,157 0,069 0,079 0,091 0,106

Frosch 0,223 0,253 0,291 0,337 0,107 0,126 0,152 0,183 0,076 0,091 0,109 0,132



náct typů trámů a dvanáct typů desek.

Pro každý typ prvku výpočet proběhl

dle osmi různých přístupů, vždy při

použití efektivního i středního modulu

pružnosti, celkem tedy 2 x 192 výpo-

čtů šířky trhliny.

VÝSLEDKY

V tabulkách tab. 1a a tab. 2a jsou shr-

nuty výsledky výpočtu při použití efek-

tivního modulu pružnosti. V tabulkách

tab. 1b a tab. 2b jsou shrnuty výsled-

ky výpočtu při použití středního modu-

lu pružnosti.

Z tabulek je patrný rozdíl výsledků při

použití efektivního a středního modulu

pružnosti betonu. Český Eurokód, pů-

vodní i změněný, a německý Eurokód

dávají větší šířky trhliny při použití střed-

ního modulu pružnosti. Experimentál-

ní/teoretické přístupy a americká nor-

ma dávají větší šířky trhliny při použití

efektivního modulu pružnosti. fib Model

Code se chová nejednoznačně. Obec-

ně lze říci, že vliv záměny modulů pruž-

nosti dává nejednoznačné výsledky.

Pro zvýšení přehlednosti a pro urče-

ní typických závislostí se nabízí vykres-

lit vypočtené šířky trhliny do grafů v zá-

vislosti na tloušťce krycí vrstvy a v zá-

vislosti na geometrickém stupni vyztu-

žení, který je daný vztahem (25) (obr. 2

až 5). Grafy jsou vykresleny z tabu-

lek vypočítaných s efektivním mode-

lem pružnosti. Legenda je pro všech-

ny grafy stejná.

Obr. 2 Šířka trhliny jako funkce tloušťky krycí

vrstvy pro modelový trám ❚ Fig. 2 Crack

width as a function of thickness of the cover

layer in the sample beam

Obr. 3 Šířka trhliny jako funkce geo-

metrického stupně vyztužení pro modelový

trám ❚ Fig. 3 Crack width as a function

of geometrical degree of reinforcement in the

sample beam

Obr. 4 Šířka trhliny jako funkce tloušťky krycí

vrstvy pro modelovou desku ❚

Fig. 4 Crack width as a function of thickness

of the cover layer in the sample slab

Obr. 5 Šířka trhliny jako funkce geo-

metrického stupně vyztužení pro modelovou

desku ❚ Fig. 5 Crack width as a function

of geometrical degree of reinforcement in the

sample slab

Tab. 3 Minimální vyztužení s ohledem na limitní šířku trhliny ❚ Tab. 3 Minimum reinforcement

with regard to the limit crack width

ČSN EN 1992-1-1ČSN EN 1992-1-1

Z 2014DIN EN 1992-1-1

fib Model Code

2010ACI 318-05

c [mm] 30 30 30 30 40

smax [mm] 148 160 163 151 131

smax/smax [%] 100 108 110 102 88,5

As,min [mm2/m] 764 707 694 749 863

As,min/As,min [%] 100 92,5 90,8 98,0 113

ρmin [‰] 2,89 2,68 2,63 2,84 3,40

2

3



A

bds . (25)

PŘÍKLAD

Než přistoupíme k vlastnímu porovná-

ní jednotlivých přístupů, je nutné zmínit

jednu zásadní skutečnost. Každý nor-

mový přístup většinou používá odlišné

stanovení minimální tloušťky krycí vrst-

vy vzhledem k danému stupni agresivi-

ty prostředí, tzv. stupni vlivu prostředí.

Proto je v této kapitole ilustrativně vy-

počteno množství výztuže daného prů-

měru nutné pro splnění podmínek mez-

ních stavů použitelnosti pro omezení

šířky trhlin v daném prostředí pro žele-

zobetonovou desku namáhanou ohy-

bovým momentem. Pro výpočet byly

zvoleny tyto vstupní hodnoty:

• beton C30/37;

• betonářská výztuž B500B;

• tloušťka desky h = 300 mm;

• průměr výztuže ∅ = 12 mm;

• ohybový moment od kvazistálé kom-

binace zatížení MEqp = 40 kNm/m;

• součinitel dotvarování φ(t,t0) = 2 (po-

užit Ec,eff);

stupeň vlivu prostředí XC2, XF1 dle

ČSN EN 206-1 [9], tj. koroze vlivem

karbonatace pro prostředí mokré, ob-

čas suché (XC2) a střídavé působe-

ní mrazu a rozmrazování pro prostředí

mírně nasycené vodou, bez rozmrazo-

vacích prostředků (XF1).

Zvolená vstupní data tak odpovída-

jí modelové desce. Nejprve je stanove-

na minimální tloušťka krycí vrstvy dle

příslušného normového přístupu a ná-

sledně je vypočtena maximální osová

vzdálenost výztuže pro splnění limitní

šířky trhliny dle příslušného normové-

ho přístupu. V tabulce tab. 3 jsou uve-

deny výsledky výpočtu.

Z tabulky jasně vyplývá, že celá pro-

blematika porovnání je komplexnější,

než by na první pohled vyplývalo z gra-

fů na obr. 2 až 5. Maximální vzdálenost

výztuže ve srovnání s ČSN EN 1992-

1-1 se pro daný příklad pohybuje

od 88,5 do 110 %. Tomu odpovídají

minimální množství výztuže od 90,8

do 113 %. Rozdíly v nutném stupni vy-

ztužení jsou o poznání menší než roz-

díly v šířce trhliny. To je dané nelineár-

ní závislostí šířky trhliny na stupni vy-

ztužení.

DISKUSE VÝSLEDKŮ

V této kapitole je provedena diskuse

výsledků ve dvou úrovních. Základní

skutečnosti vyplývající z vykreslených

grafů lze shrnout následovně (při použi-

tí efektivního modulu pružnosti betonu):

1) Z hlediska komplexních výsledků

všech přístupů (platící pro trámy

i pro desky):

• Z grafů na obrázcích 2 a 4 je zřej-

má přibližně lineární rostoucí zá-

vislost šířky trhliny na tloušťce kry-

cí vrstvy.

• Z grafů na obrázcích 3 a 5 je zřej-

má nelineárně klesající závislost

(exponenciální, hyperbolická) šíř-

ky trhliny na geometrickém stup-

ni vyztužení.

• S rostoucí tloušťkou krycí vrst-

vy roste absolutní rozptyl výsled-

ků jednotlivých přístupů. Tato sku-

tečnost se více projevuje u desek

než u trámů.

• S rostoucím geometrickým stup-

něm vyztužení roste absolutní roz-

4

5



ptyl výsledků jednotlivých přístu-

pů. Tato skutečnost se též více

projevuje u desek než u trámů.

2) Z hlediska rozdílů mezi jednotlivými

přístupy:

• Největších šířek trhliny u trámů do-

sahují výpočty zejména dle ACI

318-05 a poté dle fib Model Code

2010 (pro menší geometrický stup-

ně vyztužení).

• Největších šířek trhliny u desek do-

sahují výpočty zejména dle ACI

318-05 a poté dle ČSN EN 1992-

1-1 (pro menší geometrický stup-

ně vyztužení).

• Nejmenších šířek trhliny u trámů

dosahují výpočty zejména dle DIN

EN 1992-1-1 a poté dle ČSN EN

1992-1-1 Z2014 (pro menší kry-

tí a menší geometrický stupeň vy-

ztužení).

• Nejmenších šířek trhliny u desek

dosahují výpočty dle DIN EN 1992-

1-1 (zejména pro větší krytí).

• Šířka trhliny dle DIN EN 1992-1-1

se u desek i u trámů s větším kry-

tím výrazně odchyluje od ostat-

ních přístupů. Tato skutečnost se

ve větší míře projevuje pro větší

geometrický stupeň vyztužení.

• Šířka trhliny dle fib Model Code

2010 vykazuje velmi nestejnorodé

chování při porovnání trámů a de-

sek a také při porovnání různých

úrovní zatížení. Vzhledem k tloušť-

ce krycí vrstvy se nechová mono-

tónně. Tyto skutečnosti vyplýva-

jí z toho, že fib Model Code 2010

nepožaduje splnění nerovnosti da-

né vztahem (3).

• Šířka trhliny dle ČSN EN 1992-1-1

Z2014 vykazuje oproti ČSN EN

1992-1-1 výrazný pokles a víc se

přibližuje k DIN EN 1992-1-1, avšak

se zachováním vlivu tloušťky krycí

vrstvy, kterou německá norma za-

nedbává.

• Všechny tři experimentální/teore-

tické přístupy dávají výsledky le-

žící uvnitř oblasti obklopené „ex-

trémními“ normovými přístupy až

na výjimky (Gergely, Lutz pro ma-

lé krytí a malý geometrický stupeň

vyztužení).

• Největších šířek trhliny z experi-

mentálních/teoretických přístupů

udává Frosch u trámů pro vyšší

krytí i u desek a Oh, Kang u trámů

pro menší krytí.

• Nejmenší šířku trhliny z experi-

mentálních/teoretických přístupů

udává Gergely, Lutz pro menší

krytí a Oh, Kang pro větší krytí.

• Šířka trhliny dle Oh, Kang roste

nejpomaleji v závislosti na tloušťce

krycí vrstvy.

• Šířka trhliny roste nejrychleji dle

Frosch pro trámy a dle Gergely,

Lutz pro desky.

Tyto závěry platí pouze pro sledovaný

rozsah tloušťky krycí vrstvy a geomet-

rického stupně vyztužení.

ZÁVĚR

V textu bylo popsáno srovnání výpo-

čtu šířky trhliny od mechanického za-

tížení dle pěti normových doporučení

a tří experimentálních/teoretických pří-

stupů. Srovnání proběhlo na modelo-

vém trámu a modelové desce vždy pro

tři různé geometrické stupně vyztuže-

ní a pro čtyři různé tloušťky krycí vrst-

vy, vždy při použití efektivního a střed-

ního modulu pružnosti betonu. Celkem

se jedná o 2 x 192 výpočtů šířky trhliny.

Výsledky jsou přehledně shrnuty v ta-

bulkách a v grafech závislostí šířky trhli-

ny na tloušťce krycí vrstvy a na geome-

trickém stupni vyztužení.

S ohledem na minimální množství vý-

ztuže na šířku trhliny se často diskutu-

je konzervativnost českého Eurokódu

oproti německému Eurokódu. Z uve-

deného příkladu je patrné, že úspora

výztuže není tak veliká, jak by na prv-

ní pohled vyplývalo z velkých rozdílů

šířky trhlin na obrázcích (obr. 2 až 5).

Zanedbání vlivu krycí vrstvy němec-

kým Eurokódem se nezdá být vhod-

né, přinejmenším s ohledem na expe-

rimentální zkušenost. Dále také proto,

že šířku trhliny počítáme na povrchu

betonu, a ta je tak ovlivněna vzdále-

ností výztuže a povrchu betonu. Pro-

to byl v prověřované variantě změ-

ny českého Eurokódu vliv krycí vrstvy

zachován.

Stanovení a omezení šířky trhliny jsou

důležité součásti mezních stavů po-

užitelnosti. Vzhledem k velkým roz-

dílům mezi jednotlivými přístupy, ať

už normovými nebo experimentální-

mi/teoretickými, je jasné, že šířku trhli-

ny nelze stanovit jednoznačně. To vy-

plývá z fyzikální podstaty vzniku a ší-

ření trhliny v betonových konstruk-

cích. Tento jev je totiž silně stochastic-

ký, tedy náhodný a ovlivněný velkým

množstvím okolností. Proto je nutné

vnímat vypočtenou šířku trhliny niko-

liv jako fyzikální skutečnost, ale spí-

še jako jakousi reprezentativní hodno-

tu, která se porovnává s limitní hodno-

tou, pro zajištění daného kritéria. Tato

reprezentativní a limitní hodnota jsou

tak vzájemně spjaty a nelze je vnímat

odděleně.

Ing. Marek Vinkler


prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc.

e-mail: jaroslav.prochazka

@fsv.cvut.cz

oba: Katedra betonových

a zděných konstrukcí

Fakulta stavební, ČVUT v Praze



Literatura:

[1] ČSN EN 1992-1-1: Eurokód 2: Navrhování betonových kon-

strukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní

stavby. Český normalizační institut, 2005

[2] DIN EN 1992-1-1: Eurocode 2: Bemessung und Konstruktion

von Stahlbeton und Spanbetontragwerken – Teil 1-1: Allgemeine

Bemessunssregeln und Regeln für den Hochbau. Deutsches

Institute für Normung, 2011

[3] fib Model Code for Concrete Structures 2010, fib – International

Federation for Structural Concrete, 2013

[4] CEB-FIP Model Code 1990, Thomas Telford Ltd., CEB Bulletin

No. 213/214, 1993

[5] ACI 318-05 and Commentary ACI 318R-05: Building Code

Requirements for Reinforced Concrete, American Concrete

Institute, Detroit, 2005

[6] Gergely P., Lutz L. A.: Maximum Crack Width in RC Flexural

Members, Causes, Mechanisms and Control of Cracking

in Concrete, SP-20, American Concrete Institute, 1968,

str. 97–117

[7] Oh B. H., Kang Y. J.: New Formulas for Maximum Crack Width

and Crack Spacing in Reinforced Concrete Flexural Members,

ACI Structural Journal 84 (2), Detroit, 1987,

str. 103–112

[8] Frosch R. J.: Another Look at Crack and Crack Control

in Reinforced Concrete, ACI Structural Journal 96 (3), 199,

str. 437–442

[9] ČSN EN 206-1: Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba

a shoda, Český normalizační institut, 2001

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ


A K T U A L I T Y ❚ T O P I C A L S U B J E C T S

ENVIRONMENTAL PRODUCT DECLARATION

FOR CONCRETE – PRACTICAL IMPLEMENTATION

Alice Becke, Ceyda Sülün

Investoři stále častěji obracejí svou pozornost na určení parametrů udržitelnosti budov. K tomuto úče-lu byl vyvinut certifikační systém, v rámci kterého se konstrukce uva-žuje v celém životním cyklu a je posuzováno velké množství růz-ných charakteristik (kritérií). Úvahy o vhodně zvoleném materiálu kon-strukce a použitých technologiích by měly probíhat na začátku pro-jektového cyklu. Proto je potřeba, aby pro jednotlivé stavební materi-ály a stavební postupy byly připra-

veny předem tzv. Environmental product declaration (EPD). Článek informuje o společném dvouletém úsilí německých svazů a organizací činných v betonovém stavitelství, jehož výsledkem je stanovení EPD pro šest nejčastěji používaných pevnostních tříd betonu v Německu, tj. C20/25 až C50/60.

(EPD pro jednotlivé třídy betonu jsou volně dostupné

na www.bau-umwelt.de, pozn. redakce)

Becke A., Sülün C.: Environmental Product Declaration for concrete

– practical implementation, BFT International 02-2014, str. 51–53

UNTERSUCHUNG EINER 50 JAHRE ALTEN

SPANNBETONBRÜCKE ZUR GENAUIGKEITS-

STEIGERUNG VON LEBENSDAUERPROGNOSEN

David Sanio, Mark Alexander Ahrens, Sonja Rode, Peter Mark

Požadavky na stávající infrastrukturu stále vzrůstají. Kon-strukce a zejména mosty musí odolávat mnohem vyššímu zatížení oproti tomu, které bylo uvažováno v době projektu nebo výstavby. Během inspekcí a posuzování poškození se potvrdilo, že právě přetěžování je příčinou vážných poškoze-ní některých mostů. To vedlo k vytvoření a přípravě výzkum-ného projektu zaměřeného na zpřesňování prognóz život-nosti stávajících mostních konstrukcí v nových podmínkách zatížení. Experimentální a numerické metody prognózová-ní byly ověřovány na 50 let starém předpjatém betonovém mostu v Düsseldorfu. Dlouhodobá měření přetvoření (beto-nu i předpínacích kabelů), materiálové zkoušky a zatěžova-cí zkoušky byly porovnávány s teoretickými výsledky. Získa-né poznatky ukázaly, jak nakládat s nejistotami v predikcích zbytkové životnosti konstrukcí a jak je systematicky snižovat.

Sanio D., Ahrens M. A., Rode S., Mark P.: Untersuchung einer

50 Jahre alten Spannbetonbrücke zur Genauigkeitssteigerung

von Lebensdauerprognosen, Beton- und Stahlbetonbau,

109 (2014), Heft 2, str. 128–137

SILAGE SILOS – IMPROVING CONCRETE

DURABIL ITY

Barbara Leydolph, Steffen Schiecke, Ulrich Palzer, Thorsten Hagedorn

Posouzení odolnosti koroze různých stavebních materiálů se stále častěji zaměřuje na oblasti, kde dochází k jejich poško-zení působením síry a jejích sloučenin pocházejících z bio-logických produktů. Bioplyn je dnes chápan jako udržitel-ný zdroj energie. Jeho produkce vyžaduje množství silážních objektů, v kterých probíhají chemické procesy přeměny bio-logických vstupních materiálů, při kterých dochází k uvolňo-vání plynu. Kyselé výstupní produkty poškozují konstrukce silážních sil. Článek popisuje výzkum uskutečněný na IAB Weimar gGmbH. Na vybraném skutečném silu byly měře-ny změny teploty během silážního procesu, zkoušeny vzor-ky fermentačních substrátů, aby bylo možno podrobně po-psat průběh chemického napadení. Získané údaje byly vyu-žity ve zkrácené simulaci zatížení konstrukce chemickým za-tížením a postupu jejího poškozování. V závěru výzkumu byla do skutečných podmínek, tj. do skutečného sila, instalována 70 m dlouhá stěna postavená z prefabrikovaných prvků, kte-ré byly vyrobeny z různých betonových směsí, běžných i op-timalizovaných. Výsledky měření a pozorování in-situ byly po-rovnávány s výsledky simulací korozivních procesů a labora-torních zkoušek.

Leydolph B., Schiecke S., Palzer U., Hagedorn T.: Silage silos –

Improving concrete durability, BFT International 02-2014, str. 86–88

ERNEUERUNG DES GLEISTRAGWERKS

AM GÖLTZSCHTALVIADUKT

– 160-JÄHRIGE GEWÖLBEBRÜCKE

ERHÄLT E INEN MODERNEN FAHRWEG

FÜR DEN ELEKTRIF IZ IERTEN

E ISENBAHNVERKEHR

Thomas Bösche, Lutz Buchmann, Matthias Sieber, Karl-Heinz Döring

Vzhledem k plánované elektrifikaci trati z Reichenbachu do Hofu musely Deutsche Bahn zajistit i rozšíření a zpevně-ní 160 let starého železničního viaduktu Göltzschtal. Navr-žená konzolová betonová konstrukce musí vyhovět podmín-kám moderních tratí s návrhovou rychlostí 160 km/h. K tomu bylo třeba se vyrovnat s představami a požadavky památ-kářů, neboť se jedná o historickou památku. Konflikt mezi požadavky moderní infrastruktury a požadovanou ochra-nou historického dědictví vyústil v zajímavé kompromisní řešení.

Bösche T., Buchmann L., Sieber M., Döring K.-H.: Erneuerung

des Gleistragwerks am Göltzschtalviadukt – 160-jährige Gewölbebrücke

erhält einen modernen Fahrweg für den elektrifizierten Eisenbahnverkehr,

Beton- und Stahlbetonbau, 109 (2014), Heft 2, str. 88–95

Rádi bychom se s vámi setkali v Praze na 12th International Symposium on Concrete Roads 2014.Snížená sazba za registrační poplatek je možná pouze při zaregistrování se do 30. dubna 2014.Více informací naleznete na www.concreteroads2014.org.

12TH INTERNATIONAL SYMPOSIUM ON CONCRETE ROADS 2014September 23–26, 2014 | Prague, Czech Republic

Innovative Solutions – Benefiting Society

ISCR2014_inz180x37.indd 1 2.4.14 14:37

UMWELT-PRODUKTDEKLARATIONnach ISO 14025 und EN 15804

Deklarationsinhaber InformationsZentrum Beton GmbH

Herausgeber Institut Bauen und Umwelt e.V. (IBU)

Programmhalter Institut Bauen und Umwelt e.V. (IBU)

Deklarationsnummer EPD-IZB-2013461-D

Ausstellungsdatum 26.07.2013

Gültigkeit 25.07.2018

Beton der Druckfestigkeitsklasse C 50/60InformationsZentrum Beton GmbH

www.bau-umwelt.com

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA


SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR

MOSTY 201419. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 24. a 25. dubna 2014, Brno• Mostní objekty v ČR – výstavba, správa a údržba,

normy• Mosty v Evropě a ve světě• Mosty v ČR – věda a výzkum• Mosty v ČR – projekty a realizaceKontakt: www.sekurkon.cz

SANACE 201424. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 22. a 23. května 2014, Brno• Stavební průzkum, diagnostika, projektování,

monitoring• Sanace a zesilování betonových konstrukcí –

metody – technologické postupy – příklady• Statická spolehlivost objektů a aplikace principů

trvale udržitelného rozvoje• Vady a poruchy betonových konstrukcí, kvalita

a trvanlivost sanací• Technické, ekonomické, legislativní a ekologické

aspekty sanací betonových konstrukcí• Pokročilé materiály a technologie pro sanace betonuKontakt: www.sanace-ssbk.cz

CONCRETE ROADS 201412. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 23. až 26. září 2014, Clarion Congress Hotel Praha• Sustainable pavements• Solutions for urban areas• Design and construction• Maintenance and rehabilitationKontakt: e-mail: [email protected], www.concreteroads2014.org

CCC 201410. Středoevropský betonářský kongresTermín a místo konání: 1. a 2. října 2014, Liberec• New projects in Central European infrastructure

network• Concrete structures corresponding to present-day

economic conditions• Advanced structural systems and technologies

in buildings, industrial and water construction• Affordable and energy saving concrete buildings• Concrete and hybrid structures successfully

integrated into environment • Worthwhile impulses from outside the Central

European regionKontakt: www.cbsbeton.eu

21. BETONÁŘSKÉ DNY 2014konference s mezinárodní účastíTermín a místo konání: 26. a 27. listopadu 2014, Hradec KrálovéKontakt: www.cbsbeton.eu

ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA

CONCRETE AND REINFORCED CONCRETE – GLANCE AND FUTURE3. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 12. až 16. května 2014, Moskva, RuskoKontakt: http://concrete2014.mgsu.ru/en/

CONCRETE INNOVATION CONFERENCE – CIC 2014mezinárodní konference Termín a místo konání: 11. až 13. června 2014, Oslo, Norsko• Environmentally friendly concrete structures• Efficient construction• Structural design and structural performance • Prolongation of service lifeKontakt: www.cic2014.com

ANALYTICAL MODELS AND NEW CONCEPTS IN CONCRETE AND MASONRY STRUCTURES – AMCM 20148. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 16. až 18. června 2014, Wroclaw, PolskoKontakt: www.amcm2014.pwr.wroc.pl

PH.D. SYMPOZIUM IN CIVIL ENGINEERING10. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 21. až 23. července 2014,

Quebec, Kanada

• Structural analysis and design

• Innovative structural systems

• Advanced materials

• Sustainability and cost efficiency

• Strengthening and repair

• Monitoring

• Non-Destructive testing

• Durability

Kontakt: www.fib-phd.ulaval.ca

FIBRE REINFORCED CONCRETE: FROM DESIGN TO STRUCTURAL APPLICATION2. mezinárodní frc workshop(1. aci-fib joint workshop)Termín a místo konání: 24. až 25. července 2014,

Montreal, Quebec, Kanada

• Design specifications for structural applications

• Structural applications

• Non structural and underground elements

Kontakt: www.polymtl.ca/frc2014

NORDIC CONCRETE RESEARCH 22. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 13. až 15. srpna 2014,

Reykjavik, Island

• Rheology, Self Compacting Concrete, Admixtures,

Mix design, Modeling, Sustainability, Aggregates,

Additives, Carbonation, Chlorides, Corrosion, Use

of fibres, Structural Behaviour, Shrinkage and

Cracking, Testing and Durability

Kontakt: www.nordicconcrete.net

ENGINEERING FOR PROGRESS, NATURE AND PEOPLE37. IABSE sympoziumTermín a místo konání:

3. až 5. září 2014, Madrid, Španělsko

• Innovative design concepts

• Sustainable infrastructures

• Major projects and innovative structures and

materials

• Analysis

• Forensic structural engineering

• Construction

• Operation, maintenance, monitoring,

instrumentation

• Education and ethics

• Cooperation and development projects

Kontakt: www.iabse.org/madrid2014

APPLICATION OF SUPERABSORBENT POLYMERS AND OTHER NEW ADMIXTURES IN CONCRETE CONSTRUCTIONmezinárodní konferenceTermín a místo konání: 14. až 17. září,

TU Drážďany, Německo

• Rheology

• Shrinkage and shrinkage-induced cracking

• Mechanical properties

• Durability,

• Chemical and further approaches to characterize

the working mechanisms and improve their

performance

Kontakt: e-mail: [email protected]

INNOVATION & UTILIZATION OF HIGH-PERFORMANCE CONCRETE10. mezinárodní fib sympoziumTermín a místo konání:

16. až 18. září 2014, Peking, Čína

• Concrete durability

• Self-compacting concrete

• Fibre reinforced concrete

• Seismic design and construction

• Concrete Sustainability

• Ultra-high performance concrete

Kontakt: www.hpc-2014.com

CONFERENCE OF ASIAN CONCRETE FEDERATION6. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 21. až 24. září,

Seoul, Korea

• Concrete structures

• Concrete materials and technologies

• Maintenance, monitoring, repair

and strengthening

• Sustainability

• Construction and engineering

• Recent research and related topics

Kontakt: www.acf2014.kr

CONSTRUCTION MATERIALS AND STRUCTURESmezinárodní konferenceTermín a místo konání: 24. až 26. listopadu 2014,

Johannesburg, Jižní Afrika

• Materials and characterisation

• Performance and service life of structures

• Durability of construction materials

• Sustainability and the environment

Kontakt: http://iccmats-uj.co.za/

ELEGANCE IN STRUCTUREIABSE konferenceTermín a místo konání:

13. až 15. května 2015,

Nara, Japonsko

• Elegant Structures

• Historical Structures

• Aesthetic Design

• New Application of Materials to Structure

• Innovations of Analysis, Design,

and Construction

• Smart Solutions to Mitigate Natural Disasters

• New Technological Advances on Sustainability

• New Structural Form

Kontakt: www.iabse.org/Nara2015

CONCRETE – INNOVATION AND DESIGNfib symposiumTermín a místo konání:

18. až 20. května 2015, Kodaň, Dánsko

Kontakt: www.fibcopenhagen2015.dk

NANOTECHNOLOGY IN CONSTRUCTION – NICOM55. mezinárodní symposiumTermín a místo konání: 24. až 26. května 2015,

Chicago, USA

Kontakt: www.nicom5.org

CONCRETE REPAIR, REHABILITATION AND RETROFITTING – ICCRRR 20154. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 5. až 7. října 2015,

Liepzig, Německo


CONCRETE SPALING DUE TO FIRE EXPOSURE4. mezinárodní workshopTermín a místo konání: 8. až 9. října 2015,

Liepzig, Německo


fib SYMPOSIUMTermín a místo konání:

21. až 23. listopadu 2016,

Cape Town, Jižní Afrika

Kontakt: bude oznámen

fib SYMPOSIUMTermín a místo konání:

13. až 17. června 2017,

Maastricht, Nizozemsko

Kontakt: bude oznámen

fib CONGRESS 2018Mezinárodní fib kongresTermín a místo konání:

6. až 12. října 2018,

Melbourne, Austrálie

Kontakt: www.fibcongress2018.com

A K T U A L I T Y ❚ T O P I C A L S U B J E C T S

I TADY MŮŽE BÝT VAŠE INZERCE !

P Ř Í J E M I N Z E R C E ❚Beton TKS, s. r. o., Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4

tel.: 604 237 681, e-mail: [email protected]

C E N Í K ❚

Ceny jsou uvedeny bez DPH.

Způsob placení: inzerce a PR články jsou placeny na základě faktury vystavené po jejich vytištění v časopise.

Klient obdrží současně s fakturou dva výtisky časopisu, v případě záj mu lze přiobjednat větší množství.

S L E V Y : při opakování inzerátu v rámci ročníku . . . . . . . . . . . . . . . . . -10 %

pro členy SVC ČR, SVB ČR, ČBS a SSBK . . . . . . . . . . . . . -15 %

Jiné možnosti či kombinace po dohodě s redakcí.

Při objednání fi remní prezentace

do konce ledna další sleva . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . -10 %

P Ř I R Á Ž K Y :přesné umístění . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . +10 %

grafi cké zpracování . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . +10 %

Formát Umístění Cena v Kč

A4 4. strana obálky 80 000,-

A4 3. strana obálky 50 000,-

A4 vnitřní strana 35 000,-

1/2 A4 vnitřní půlstrana (na šířku / na výšku) 20 000,-

1/3 A4 vnitřní třetina strany (na šířku / na výšku) 15 000,-

1/4 A4 vnitřní čtvrtstrana (na šířku / na výšku) 12 000,-

1/8 A4 inzerát nebo tisková zpráva 8 000,-

propagační článek – za každou celou stranu 30 000,-

vklad vlastních propagačních materiálů 8 000,-

F O R M Á T Y ❚

1/3 A4

71,7 x 259 mm

1/3 A4vpravo

na spad

56,7 x 259 mm

1/3 A4

1/3 A4vpravo

na spad

195 x 86,5 mm

1/3 A4

180 x 86,5 mm

1/4 A4

1/8 A4

102,5 x 127,5 mm

1/4 A4vpravo

na spad

87,5 x 127,5 mm

1/8 A4vpravo

na spad

1/4 A4

102,5 x 65,8 mm

1/8 A4

87,5 x 65,8 mm

1/2 A4

102,5 x 259 mm

1/2 A4vpravo

na spad

87,5 x 259 mm

1/2 A4

1/2 A4vpravo

na spad

195 x 127,5 mm

1/2 A4

180 x 127,5 mm

A4

210 x 297 mm

FORMÁT A4

čistý formát210 x 297mm

(po ořezu)+ spad 5 mm

A4vpravo

na spad

195 x 259 mm

A4

180 x 259 mm

rozměry všech inzerátů

jsou čisté (po ořezu)+ na spad

je třeba přidat dalších 5 mm

technologie – beton v extremnÍch podmÍnkÁch

Documents