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
e-mail: [email protected]
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
e-mail: [email protected]
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
e-mail: [email protected]
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
e-mail: [email protected]
Předplatné (i starší výtisky): 602 839 429
e-mail: [email protected]
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
BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ
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
32 / 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
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
4 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
T É M A ❚ T O P I C
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
52 / 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
T É M A ❚ T O P I C
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
6 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
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
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
2 / 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
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
8 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
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
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
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
2 / 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
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
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
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
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
2 / 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
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
1 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
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
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
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
2 / 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
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
1 4 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
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
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
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
2 / 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
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….“.
1 6 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
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
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
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
2 / 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
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
1 8 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
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
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
e-mail: [email protected]
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
2 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
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
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
2 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
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
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
2 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
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
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
2 32 / 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
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
2 4 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
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
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
2 52 / 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
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
e-mail: [email protected]
tel.: 224 354 495
RNDr. Lubomír Kopecký
e-mail: [email protected]
tel.: 224 354 823
Ing. Pavel Padevět, Ph.D.
e-mail: [email protected]
tel.: 224 354 484
doc. Ing. Vít Šmilauer, Ph.D.
e-mail: [email protected]
tel.: 224 354 483
prof. Ing. Zdeněk Bittnar, DrSc.
e-mail: [email protected]
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
2 6 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
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
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
2 72 / 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
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
2 8 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
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
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
2 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
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
3 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
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
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
3 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
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
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
3 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
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
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
3 32 / 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
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
3 4 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
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
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-
3 52 / 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
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“.
3 6 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
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
1
2
2a
1a
1d
1g
1b
1e
1h
1c
1f
1i
2d
2b
2e
2c
2f
3 72 / 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
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)
3 8 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
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
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
3 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
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
4 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
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
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
4 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
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
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.
e-mail: [email protected]
Mgr. Aneta Šťastná, Ph.D.
e-mail: [email protected]
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
e-mail: [email protected]
Mgr. Kateřina Krutilová
Zkušebna kamene
a kameniva, s. r. o.
Husova 675, 508 01 Hořice
tel.: 493 620 177
e-mail: [email protected]
Ing. Vlastimil Bílek st., Ph.D.
ŽPSV, a. s.
Třebízského 207
687 24 Uherský Ostroh
tel.: 572 430 690
e-mail: [email protected]
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
4 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
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
4 32 / 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
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
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
D1 93,9 P 22.7.2010 Přechod CB/AHV celý pás
R35 287,7 P 18.6. 2012, 16:45 CB rychlý pruh
D5 116,855 P 21.6.2012 Přechod CB/AHV celý pás
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
4 4 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
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
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
Obr. 7 Porucha na D5 v km 122,045 L v roce
2010 ❚ Fig. 7 Failure on the 122.045 L km
of the D5 in 2010
Obr. 8 Porucha na D5 v km 122,045 L v roce
2010 ❚ Fig. 8 Failure on the 122.045 L km
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
4 52 / 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
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
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
4 6 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
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
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
4 72 / 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
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
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
4 8 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
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
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
4 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
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
25 30
26 31
27 32
28 33
29 34
5 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
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
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
5 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
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
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
BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ
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
Kontrakce od autogenního smrštění
+ od vysychání betonu
+ od dotvarování
Kontrakce od autogenního smrštění
+ od vysychání betonu
+ od dotvarování
+ od ochlazení betonu
38a
38b
38c
38d
38e
38f
38g
38h
39
5 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
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
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
e-mail: [email protected]
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
5 32 / 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
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
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
5 4 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
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
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
5 52 / 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
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
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
5 6 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
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
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
e-mail: [email protected]
9a 9b
5 72 / 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
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
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
5 8 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
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
5 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
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
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.
e-mail: [email protected]
Prof. Ing. Drahoslav Novák, DrSc.
e-mail: [email protected]
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
6 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
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
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
6 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
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
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
6 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
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
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
6 32 / 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
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
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)
6 4 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
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
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
6 52 / 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
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
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.
e-mail: [email protected]
tel.: 224 354 483
Ing. Ondřej Zobal
e-mail: [email protected]
tel.: 224 354 495
prof. Ing. Zdeněk Bittnar, DrSc.
e-mail: [email protected]
tel.: 224 353 869
všichni: Katedra mechaniky
Fakulta stavební ČVUT v Praze
Thákurova 7, 166 29 Praha 6
prof. Ing. Rudolf Hela, CSc.
Ústav technologie stavebních
hmot a dílců
Fakulta stavební VUT v Brně
Veveří 331/95, 602 00 Brno
e-mail: [email protected]
tel.: 541 147 508
Ing. Roman Snop
e-mail: [email protected]
Ing. Pavel Donát
e-mail: [email protected]
oba: ČEZ Energetické
produkty, s. r. o.
Komenského 534, 253 01 Hostivice
tel.: 211 046 504
Text článku byl posouzen odborným lektorem.
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
6 6 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
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
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-
6 72 / 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
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
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
6 8 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
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
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
6 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
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
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
7 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
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
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
7 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
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
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.
e-mail: [email protected]
tel.: 541 147 871
Ing. Vojtěch Kostiha
e-mail: [email protected]
tel.: 541 147 871
Ing. Petr Daněk, Ph.D.
e-mail: [email protected]
tel.: 541 147 492
prof. RNDr. Ing. Petr
Štěpánek, CSc.
e-mail: [email protected]
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
e-mail: [email protected]
tel.: 541 583 294
www.prefa-kompozity.cz
Text článku byl posouzen odborným lektorem.
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
7 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
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-
7 32 / 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
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
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
7 4 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
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
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
7 52 / 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
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
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
7 6 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
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
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
7 72 / 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
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
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
7 8 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
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
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
e-mail: [email protected]
prof. Ing. Jaroslav Procházka, CSc.
e-mail: jaroslav.prochazka
@fsv.cvut.cz
oba: Katedra betonových
a zděných konstrukcí
Fakulta stavební, ČVUT v Praze
Thákurova 7, 166 29 Praha 6
Text článku byl posouzen odborným lektorem.
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
7 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
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
8 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
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
Kontakt: e-mail: [email protected]
CONCRETE SPALING DUE TO FIRE EXPOSURE4. mezinárodní workshopTermín a místo konání: 8. až 9. října 2015,
Liepzig, Německo
Kontakt: e-mail: [email protected]
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