SANACE A REKONSTRUKCE - Beton TKS3/2011 technologie • konstrukce • sanace • BETON 1 OBSAH CONTENT ROČNÍK: jedenáctý ČÍSLO: 3/2011 (vyšlo dne 14. 6. 2011) VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ

3/2011

S A N A C E A R E K O N S T R U K C E

S P O L E Č N O S T I A S V A Z Y

P O D P O R U J Í C Í Č A S O P I S

SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR

K Cementárně 1261, 153 00 Praha 5

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

e-mail: [email protected]

www.svcement.cz

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR

Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4

tel.: 246 030 153


www.svb.cz

SDRUŽENÍ PRO SANACE

BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Sirotkova 54a, 616 00 Brno

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

mobil: 602 737 657


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

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ

SPOLEČNOST ČSSI

Samcova 1, 110 00 Praha 1

tel.: 222 316 173

fax: 222 311 261


www.cbsbeton.eu

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

/ 24PROMĚNA SÝPKY V CHRÁM

REKLAMY A UMĚNÍ

/ 52VÝROBKY A SYSTÉMY

NA OCHRANU A OPRAVU

BETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ

40/ REKONSTRUKCE ZÁRUBNÍ ZDI

NA DÁLNICI D11 PRAHA–PODĚBRADY

84/ ARCHITEKTONICKÁ SOUTĚŽ

MĚSTA BEZ SMOGU

3 / BETONOVÉ KONSTRUKCE

NÁDRŽÍ

49/ CEMENTOVÝ POTĚR

JAKO NÁŠLAPNÁ VRSTVA

S POHLEDOVOU ÚPRAVOU

10/ REKONSTRUKCE MOSTU PŘES OHŘI

U ZÁLUŽIC

/ 16HALA STOLETÍ V POLSKÉ

WROCLAWI – SANACE SVĚTOVÉHO

KULTURNÍHO DĚDICTVÍ

13 / 2 0 1 1 ❚ 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

O B S A H ❚ C O N T E N T

ROČNÍK: jedenáctý

ČÍSLO: 3/2011 (vyšlo dne 14. 6. 2011)

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:

Doc. 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, Ing. arch. Patrik Kotas,

Ing. Jan Kupeček, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada

Mazurová, Doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D.,

Ing. Hana Némethová, Ing. Milena Paříková,

Petr Škoda, Ing. Ervin Severa, 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.

Radlická 50, 150 00 Praha 5

ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ:

Mgr. A. Marcel Turic

SAZBA: 3P, spol. s r. o.

Radlická 50, 150 00 Praha 5

TISK: Libertas, a. s.

Drtinova 10, 150 00 Praha 5

ADRESA VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE:

Beton TKS, s. r. o.

Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4

www.betontks.cz

REDAKCE, OBJEDNÁVKY PŘEDPLATNÉHO

A INZERCE:

tel.: 224 812 906, 604 237 681, 602 839 429


[email protected]

ROČNÍ PŘEDPLATNÉ: 540 Kč

(+ poštovné a balné 6 x 30 = 180 Kč),

cena bez DPH

21 EUR (+ poštovné a balné 7,20 EUR),

cena bez DPH, studentské 270,- Kč

(včetně poštovného, bez DPH)

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:

Pohled do interiéru rekonstruované sýpky

v Uherském Brodě (více v čl. str. 24 až 29),

foto: archiv společnosti Q studio, s. r. o.

BETON TKS je přímým nástupcem časopisů

Beton a zdivo a Sanace.

ÚVODNÍKJan Tomek / 2

TÉMA

BETONOVÉ KONSTRUKCE NÁDRŽÍ –

POŽADAVKY NA STAVBY, PŮSOBÍCÍ VLIVY

PROSTŘEDÍ A DOPADY NA NÁVRH STAVEB

A NA PROVÁDĚNÍ SANACÍ

Richard Schejbal / 3

SANACE A REKONSTRUKCE

REKONSTRUKCE MOSTU PŘES OHŘI

U ZÁLUŽIC

Libor Marek, Matěj Mikšovský, Jan Havanič / 10

HALA STOLETÍ V POLSKÉ WROCLAWI –

SANACE SVĚTOVÉHO KULTURNÍHO DĚDICTVÍ

Hannes Sebastian Huber, Maciej Mikołajonek, Patryk Filipczak / 16

PROMĚNA SÝPKY V CHRÁM REKLAMY

A UMĚNÍ

František Chrástek, Markéta Švehlíková, David Prudík / 24

POHLEDOVÉ BETONY A MOŽNOSTI

JEJICH SANACE

Jiří Dohnálek, Milan Jurák / 30

REKONSTRUKCE TRAMVAJOVÉ TRATI

NÁRODNÍ-SPÁLENÁ V PRAZE

Michal Vojtíšek / 36

REKONSTRUKCE ZÁRUBNÍ ZDI

NA DÁLNICI D11 PRAHA–PODĚBRADY

Václav Polák, Pavel Žižka / 40

MATERIÁLY A TECHNOLOGIE

SHORA DOLŮ ... A NAHORU

Berislav Medič / 46

CEMENTOVÝ POTĚR JAKO NÁŠLAPNÁ

VRSTVA S POHLEDOVOU ÚPRAVOU

Robert Coufal / 49

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

VÝROBKY A SYSTÉMY NA OCHRANU

A OPRAVU BETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ

Juraj Bilčík, Róbert Köppl / 52

VĚDA A VÝZKUM

NOVÝ ZPŮSOB STANOVENÍ

MRAZUVZDORNOSTI BETONU S VYUŽITÍM

METOD PRO SLEDOVÁNÍ PORUCH

STRUKTURY

Petr Cikrle, Ondřej Pospíchal / 56

REKONSTRUKCE ZÁBRADLÍ LODŽIÍ

PANELOVÝCH DOMŮ T08B

Iva Broukalová, Pavel Košatka / 62

ROZVOJ POUŽITÍ GEORADARU

PŘI DIAGNOSTICE ŽELEZOBETONOVÝCH

KONSTRUKCÍ

Jakub Štainbruch, Ondřej Anton, Tomáš Kordina / 66

ING. VLADIMÍR ČERVENKA OSLAVÍ

SEDMDESÁTINY

Radomír Pukl / 71

KARBONATÁCIA BETÓNU

ŽELEZOBETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ

– ČASŤ I: ZÁKLADNÉ POZNATKY

Ivan Janotka, Ľudovít Krajči, Antonín Špaček / 72

JUNIORSTAV 2011 / 80

REAKCE A PŘIPOMÍNKY ČTENÁŘŮ

REAKCE NA ČLÁNEK „VLHKOMĚRY

PRO MĚŘENÍ VLHKOSTI BETONU“

Vladimír Veselý / 35

POZNÁMKY NEJEN K ČLÁNKU „BETONY

NA BÁZI ALUMOSILIKÁTOVÝCH POLYMERŮ“

Michal Števula / 43

AKTUALITY

21. SYMPOZIUM SANACE 2011 / 29

ARCHITEKTONICKÁ SOUTĚŽ MĚSTA

BEZ SMOGU

Kateřina Koudelková, Ondřej Matějka / 84

REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮ / 87

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA /88

FIREMNÍ PREZENTACE

MC-Bauchemie / 9

TBG Pražské malty / 15

Betosan / 23

Ing. Software Dlubal / 29

MC-Bauchemie / 44

Podlahy 2011 / 48

Fibre Concrete 2011 / 79

Redrock Construction / 83

Saint-Gobain Weber Terranova / 87

Beton University / 3. strana obálky

Eurovia CS / 3. strana obálky

SVB ČR / 4. strana obálky

VÁŽENÍ ČTENÁŘI ODBORNÉHO ČASOPISU BETON TKS,

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 ❚ 3 / 2 0 1 1

Ú V O D N Í K ❚ E D I T O R I A L

dovolte mi malé zamyšlení za-

měřené do oblasti „sanace

mostních objektů“.

Mosty slouží lidstvu od pra-

dávna jako objekty prvořadého

hospodářského i strategického

významu. Vždy byly považová-

ny za vrcholná díla pro svoji jedi-

nečnou funkci, potřebnost, pro

obtížné stavební postupy, reali-

zované rozměry, přenášená za-

tížení a to při vynaložení velkých

finančních prostředků.

V současné době dochází k opětnému rozvoji výstavby

dopravních sítí. S tím je úzce spjato vybudování množství

nových mostních objektů. Vzhledem k intenzitám zatížení,

dynamickým účinkům a také vystavení nepříznivým klima-

tickým podmínkám je bezpodmínečně nutné mostní objek-

ty neustále udržovat a kontrolovat.

Při prohlídkách mostů se především stanoví stavebně-

technický stav, nezbytná následná opatření a předepíše se

technický režim pro další údržbu. Většina zjištěných závad

se projevuje na povrchu konstrukcí, a tím signalizuje přísluš-

nou vadu nebo poškození. Proto nejběžnějším způsobem

zjišťování technického stavu jsou metody vizuální, jako jsou

prohlídky, povrchová měření, kontrola geometrického tvaru

a fotodokumentace závad.

Pod pojmem udržování tedy rozumíme celkové finanční

náklady mzdových a věcných fondů vynaložených na pro-

hlídky, dozor, zkoušení, opravy a obnovu, které se musí po-

užít tak, aby stavební dílo od svého uvedení do provozu bylo

udržováno v provozuschopném a stabilním stavu.

Zkušenosti a poznatky z prohlídek nám však říkají, že ži-

votnost a bezpečnost mostů je přímo závislá na pravidelné,

pečlivé údržbě a včasné opravě.

Bezpečnost konstrukce záleží na mnoha různých vlivech,

které často nelze ani bezproblémově matematicky zachytit.

Jako základní příčiny lze uvést:

nevhodné konstrukční koncepce, matematický model,•

vlastní vady stavebních hmot a materiálů,•

chyby v odhadu a povaze zatížení,•

vady ve vlastním provádění na stavbě,•

poruchy vzniklé při provozu a udržování.•

Důkladný rozbor a dokonalé poznání charakteru poruchy,

závady a příčiny vzniku stanoví také vhodný způsob zabez-

pečení mostní konstrukce. Některé poruchy svým vzhle-

dem přímo určují příčinu a dobu vzniku, jindy lze jen vel-

mi obtížně posoudit, zda se jedná o poruchu starší nebo

vzniklou nedávno, zda se stav poruchy ještě mění, popří-

padě jak rychle. Z těchto důvodů je třeba porušenou kon-

strukci po určitou dobu sledovat, a to z hlediska vzniku

a rozvoje trhlin, deformací, posuvů a sedání. Časté jsou po-

ruchy vyvolané nedostatečnou kázní při výstavbě, nevhod-

ný postup betonáže a ošetřování čerstvé směsi, nesprávné

výškové uložení výztuže, nedostatečné krytí apod. U před-

pjatých konstrukcí závadovou oblastí bývá kotvení a napí-

nání výztuže, při betonážích dochází k deformaci kanálků

i k nedostatečnému zainjektování. Nebezpečná je také ko-

roze předpínací výztuže, která se vyskytuje již před ulože-

ním a předpínáním. K porušení prefabrikovaných prvků do-

chází často při manipulaci.

Počet mostních objektů, které jsou v neuspokojivém sta-

vu, však přibývá rychleji, než lze obnovit a přestavět. Jednou

z příčin neuspokojivého stavu je mimo nedostatek finanč-

ních prostředků také nedostatek kvalifikovaných pracovníků

a specializovaných firem s odpovídajícím vybavením a zku-

šenostmi s novými progresivními způsoby oprav.

Důležitým podkladem pro stanovení postupu opravy mos-

tu je podrobný průzkum, který se provádí v rámci pravidel-

ných a systematických prohlídek. Je třeba si uvědomit, že

důkladný odborný rozbor stavu konstrukce je složitým kom-

plexem velmi náročných prací, které vyžadují znalost řešení

specifických problémů v řadě oborů.

Způsob opravy mostu je závislý na charakteru poruchy.

Účinná a trvanlivá oprava musí řešit odstranění příčiny poru-

chy. V řadě případů ale není možné příčiny odstranit. Potom

se jedná o sanaci s omezenou dobou trvanlivosti.

Volba vhodné sanační metody je ovlivňována řadou pod-

mínek:

stavem (stupněm poškození) a typem konstrukce,•

požadavkem opravy za provozu nebo za časového ome-•

zení,

provozními možnostmi,•

druhem materiálu použitého k opravě,•

pracností a ekonomickými ukazateli,•

provozním zatížením mostu,•

architektonickými požadavky,•

technickou vybaveností prováděcí složky.•

Použití vhodné sanační technologie předpokládá prodlou-

žení životnosti o dalších 15 až 25 let, podle charakteru ob-

jektu.

Sanační metody mají za cíl obnovit původní stav a funk-

ce objektu, a to odstraněním příčin a následků poruch, ne-

bo mají za úkol zvýšit únosnost, případně zlepšit prostoro-

vou úpravu na mostě.

Sanační metody můžeme rozdělit podle principu na me-

chanické, chemické, elektrochemické, podle hlavních účin-

ků na metody ochranné, zpevňující, zesilující, podle funk-

ce na preventivní, dočasné, obnovující, podle vlivu na pro-

voz realizované za plného provozu, za omezeného provozu

a za vyloučeného provozu.

Určit správnou příčinu poruch stavebních objektů je nejdů-

ležitější a převážně i nejobtížnější úkol zabezpečující zdár-

nou sanaci nebo rekonstrukci. Nepříznivý vývoj stavu silnič-

ní sítě i mostních objektů a značný nárůst silniční dopravy

vyžaduje jistou změnu v dělbě prostředků v rámci silničního

hospodářství. Je zřejmé nutné posílení prostředků na údrž-

bu a opravy stávající silniční sítě.

Při řešení uvedených problémů je třeba si uvědomit, že fi-

nanční náklady i vynaložená pracnost na řádnou údržbu

jsou jen zlomkem hodnot, které je nutno vynaložit na ná-

kladné a pracné rekonstrukční práce u mostů vážně poško-

zených vlivem špatné či dokonce žádné údržby. Z toho vy-

plývá, že řádná a pravidelná údržba mostních konstrukcí je

vysoce efektivním a racionalizačním prvkem celkové bilan-

ční hodnoty vybudovaného díla.

Přáním všech mostařů je tedy předcházet poruchám a zá-

vadám, a tak zachovat dalším generacím vyhovující a sta-

vebně dobrý mostní fond ČR.

Doc. Ing. Jan Tomek, CSc.

Předseda Vědeckého výboru sympozia Sanace 2011

BETONOVÉ KONSTRUKCE NÁDRŽÍ – POŽADAVKY NA STAVBY,

PŮSOBÍCÍ VLIVY PROSTŘEDÍ A DOPADY NA NÁVRH STAVEB

A NA PROVÁDĚNÍ SANACÍ ❚ CONCRETE STRUCTURES

OF RESERVOIRS – DEMANDS ON THE STRUCTURES,

ENVIRONMENTAL EFFECTS AND IMPACTS ON THE DESIGN AND

TECHNOLOGY OF RECONSTRUCTIONS


T É M A ❚ T O P I C

Richard Schejbal

Příspěvek popisuje některé speciální problémy navrhování a realizace

betonových nádrží ve vodním hospodářství. Vychází z osobních zkušeností

za více než dvacet pět let projektové činnosti včetně výkonu autorského

dozoru, a to nejen na stavbách nových, ale zejména v posledních letech

na rekonstrukcích. Reflektuje i účast na přebírání a tvorbě norem, jednak

v oblasti betonových konstrukcí, jednak ve vodním hospodářství obecně-

ji. Zvolené téma není určeno jen pro projektanty – konstruktéry a statiky

v oblasti betonových konstrukcí, ale mělo by oslovit i zhotovitele staveb,

investory i specialisty a hlavní inženýry vodního hospodářství. Při stále

se zužující specializaci jistě nelze očekávat hlubší vhled vodohospodářů

do problematiky řady jiných stavebních podoborů, jsem ale pevně pře-

svědčen, že existuje oblast, kde by měli mít znalosti přesahující to málo,

co jim dokázalo dát formální vzdělání. Tou oblastí jsou právě betonové

konstrukce ve vodohospodářských aplikacích. ❚ This paper describes

some special problems of the design and construction of concrete

reservoirs in water engineering. It ensues from personal experience

gained over more than 25 years of designing, including supervision of

new constructions as well as reconstructions, particularly in recent years.

It also reflects on participation in accepting and production of standards

for concrete structures and water engineering more generally. The

chosen topic is not aimed only at designers – technical designers and

structural engineers working in the field of concrete structures. It should

also address contractors, investors, specialists and chief engineers of

water management. Viewing the narrowing specialization, deeper insight

of water managers into a number of other civil engineering subdisciplines

cannot be expected. However, the author is convinced that there is

an area in which their knowledge should exceed what formal training

succeeded to provide them.

POUŽIT Í BETONU VE VODNÍM HOSPODÁŘSTVÍ

Základním a rozhodujícím materiálem vodohospodářských

staveb byl, je a nadále bude beton. V tomto textu se soustře-

díme na betonové nádrže, které jsou ovšem jen dílčím seg-

mentem staveb vodního hospodářství.

Dosud se v praxi prakticky jen výjimečně setkáváme se si-

tuací, při níž by některý z účastníků výstavby formuloval ně-

jaké speciální požadavky kladené na betonové konstruk-

ce nádrží. Dříve se obvykle za zcela dostačující považova-

la ustanovení platných objektových norem, např. Vodojemy

(ČSN 73 6650) nebo Zkoušky vodotěsnosti vodárenských

a kanalizačních nádrží (ČSN 75 0905), případně řady star-

ších typizačních prací, které obsahovaly souhrn v té době

známých a praxí ověřených postupů pro navrhování i reali-

zaci. Vodohospodářské řešení určilo nanejvýš základní obje-

mové a výškové požadavky, podrobnosti stavebního a tedy

i konstrukčního řešení dořešil tým projektantů stavební části

projektu. Tato situace byla zcela běžná až do zhruba polovi-

ny 90. let. Poté, samozřejmě v souvislosti se změnami celé

společnosti, došlo postupně ke změnám i v této oblasti. Ty-

pizační práce se již řadu let neaktualizují (není, kdo by tuto

práci zaplatil), technické normy řada lidí začala mylně pova-

žovat za nedůležité, protože z dikce zákona náhle „nezávaz-

né“, dominantní dodavatelé zanikli nebo se transformovali

(např. Vodní stavby). Současně došlo k významnému útlumu

investiční činnosti ve vodárenství, jistě i v souvislosti s pokle-

sem spotřeby vody. Od počátku další dekády začaly být po-

stupně zaváděny nové evropské standardy jak pro spoleh-

livost konstrukcí (tzv. Eurokódy), tak pro funkční a stavební

řešení mnoha různých objektů. Přes všechny tyto změny se

zdá, že řada z nás stále žije v těch 80. a 90. letech, alespoň

co se technického řešení staveb týká. Ale reálná situace je

dnes zcela jiná, má své klady, např.:

• Úroveň poznání, a to i v oblasti betonových konstrukcí

a jejich chování, významně postoupila. Do praxe byly zave-

deny postupy navrhování zohledňující chování betonových

konstrukcí v čase, byly teoreticky popsány a v normách zo-

hledněny požadavky souvisící s působením různých dru-

hů prostředí, s korozními účinky, s vlivem objemových změn

atd.

• Projektanti a investoři nejsou omezováni diktátem mono-

polních dodavatelů. Nic nenutí k místy nesmyslné prefabrika-

ci, neexistují materiálové limity.

• Na rozdíl od minulosti jsou běžně dostupné i vyšší pev-

nostní třídy betonu a zejména betony se speciálními vlast-

nostmi.

• Rozšiřují se technologie výroby a zpracování betonu, kte-

ré umožňují dosažení dříve nedostupných vlastností. Jde

např. o beton s rozptýlenou výztuží, betony samozhutnitelné

(SCC), nové typy bednění, hutnění, úpravy povrchu atd.

• Nové evropské normy (viz výše) jasně definují řadu poža-

davků na betonové konstrukce, jejichž splnění zajišťuje nejen

statickou spolehlivost ale i požadovanou životnost díla.

• Projektanti staveb mají k dispozici nástroje dokonalé-

ho modelování (jak v oblasti spolehlivosti – MKP apod., tak

pro výkresové stavební řešení – 3D CAD). Jsou k dispozi-

ci rozsáhlé databáze řešení řady jednotlivých detailů jed-

nak v obecné rovině, jednak od výrobců různých materiá-

lů a prvků.

… ale i zápory:

• Mnohem větší důraz je kladen na ekonomickou stránku

nových investic nebo rekonstrukcí i provozování vodohos-

podářských děl. S tím obvykle souvisí i tlak na enormní zkra-

cování lhůt výstavby.

• Výrazně v průměru klesla odbornost a profesní zkušenost

pracovníků na stavbách. Současně systém s dlouhou řadou

podzhotovitelů vede ke snížení nebo úplné ztrátě zodpověd-

nosti za kvalitní provedení díla.

• Došlo k tomu, co někteří odborníci nazývají revolucí ve vý-

robě cementu (jako rozhodujícího pojiva betonu) – při úspo-

rách paliv nahrazují cementárny jejich podstatnou část mé-



ně kvalitními (např. i odpadními surovinami), bohužel nesys-

témově. To má významný vliv na výsledné vlastnosti cemen-

tového slínku, např. na chování při objemových změnách,

i na detaily chemického složení, které jsou pak proměnné

v závislosti na výrobní šarži. (Na stejně působících, tvaro-

vaných i vyztužených prvcích se při shodných podmínkách

provádění i ošetřování projevují ve velmi různé intenzitě obje-

mové změny ve formě vzniku trhlin.)

• Požadavky na vlastnosti konstrukcí se v čase významně

mění a prakticky ve všech oblastech zpřísňují, a to na zákla-

dě národní i evropské legislativy. Zvlášť výrazný je tento ná-

růst v oblasti zdravotní nezávadnosti.

• Stále nízká cena inženýrské práce (včetně té projektové)

ve vztahu k celkovým investičním nákladům vede zákonitě

k nižší kvalitě přípravy staveb.

• Přetlak na straně nabídky projektů a realizace způsobe-

ný termínovaným závazkem výstavby čistíren odpadních

vod a přílivem dotací z fondů EU vedl ve velké řadě přípa-

dů k přípravě a provedení staveb (nejen) nádrží bez dosta-

tečné profesionální úrovně, někdy podle zvyklostí starších

než třicet let!

• Značné problémy může způsobit nekritické využívání vý-

početní techniky. Software, jako každé lidské dílo, obsahuje

často chyby a bez důkladné interpretace vede v řadě přípa-

dů k nesmyslným výsledkům, které lze odhalit jen s pomo-

cí zkušeností a „inženýrského citu“. Jako příklad lze uvést lo-

kální extrémy při výpočtech deskostěnových modelů MKP

i od renomovaných výrobců SW.

• A samozřejmě řada problémů plyne ze samotného pře-

chodu z původních českých norem na nový systém Eurokó-

dů a navazujících standardů.

VÍME, CO OD BETONU CHCEME?

Základní požadavky na konstrukce jistě vyplývají z funkce

stavby. U nádrží ve vodním hospodářství zejména určují vy-

užitelný objem, úroveň hladin, napojení na další objekty atd.

U konstrukcí nesouvisících přímo s vodní linkou jsou poža-

davky obdobné jako u běžných pozemních staveb. Poža-

davky na stavební provedení vodohospodářských nádrží je

možné rozdělit např. do těchto skupin:

1. požadavky plynoucí z charakteru stavby a souvisící

s funkcí, tedy tvar, objem, výškové řešení, trubní vystroje-

ní nádrží apod.,

2. pro nádrže rozhodující vlastnost – vodotěsnost (nepro-

pustnost),

3. požadavky ekonomické realizace i provozování,

4. stabilita stavby a statická spolehlivost celku i jednotlivých

prvků,

5. zajištění požadované životnosti a odolnosti proti vlivům

působícího prostředí,

6. hygienické požadavky,

7. požadavky na spolehlivé a snadné provozování – čištění,

možnost oprav nebo rekonstrukce za provozu, omezení

nároků na údržbu atd.,

8. bezpečnost provozu,

9. další, výše neuvedené požadavky plynoucí z ekonomic-

kých, ekologických, architektonických a jiných aspektů

výstavby.

Z výše uvedených požadavků je ovšem přesně definována

jen část. Jasné jsou – obvykle z principu věci – požadavky

skupin 1. a 8. Normy pro spolehlivost stavebních konstruk-

cí vcelku jasně definují požadavky mezních stavů únosnos-

ti i použitelnosti a tedy podmínky 4. skupiny. Přesto i zde

jsou nejasné body. U ostatních skupin je řada požadavků

ovlivněna různou interpretací legislativních nebo normových

ustanovení, individuální zkušeností projektanta, zvyklostmi

provozovatele, místními zvyklostmi, individuálními podmín-

kami působení a dalšími vlivy.

Konkrétními příklady nejasných požadavků mohou být:

• Detailní požadavky na vodotěsnost. Jaký stupeň nepro-

pustnosti volit pro nádrže uvnitř větších stavebních objektů?

Jaké jsou stavebně-fyzikální souvislosti prosakující vlhkosti

a prostředí v budovách, resp. jejich obvodových plášťů?

• Místně i časově odlišné požadavky na odvodnění, příp.

na čištění nádrží. Liší se pohledy různých provozovatelů

na nutné spády podlah, systém úžlabí nebo žlábků a jejich

hloubky atd.

• Požadavky na rovinnost a hladkost povrchů nádrží.

Podle jakého etalonu vůbec hodnotit hladkost, jak jednotlivé

stupně ocenit (současné ceníky stavebních prací např. rozli-

šují hlazení betonu podlah dřevěným nebo ocelovým hladít-

kem bez další podrobnosti). Jak objektivizovat kriteria pře-

vzetí plochy?

• Požadavky hygienické, resp. na styk materiálů s pitnou

vodou jsou sice asi jasné legislativně, obtížnější je situace při

návrhu a realizaci. Pro betonové konstrukce obecně nejsou

k dispozici nástroje pro ověřování souladu s platnou vyhláš-

kou in situ. Neexistují údaje výrobců cementů, což souvisí

i s výše uvedeným rozptylem vlastností. Jak tedy požadavky

specifikovat, na stavbě provést a poté ověřit? Jaká jsou kri-

téria tvarové vhodnosti z hlediska omezení růstu mikroorga-

nismů na vnitřním líci nádrží?

• Všeobecné požadavky na životnost, trvanlivost a odol-

nost proti vlivům prostředí. Jen výjimečně se v praxi se-

tkáme s číselně jasně vyjádřeným požadavkem na životnost.

Soustava Eurokódů přitom uvádí např. vztah mezi plánova-

nou životností a tzv. indikativní třídou betonové konstrukce,

z čehož plynou různé požadavky na detaily řešení – pevnost,

krycí vrstvu apod.

Často je zřejmé, že stavební řešení současně splní někte-

ré požadavky z různých skupin (např. dostatečná „hladkost“

návodních povrchů vodojemu bude vyhovovat požadavkům

provozním – snadné čištění – i hygienickým), v jiných přípa-

dech si ale budou navzájem odporovat (opět např. „hlad-

kost“ dna a tedy kluzkost bude snižovat bezpečnost při čiště-

ní za provozu). Úkolem správného návrhu a provedení novo-

stavby nebo rekonstrukce je splnění všech relevantních poža-

davků. Na otázku v názvu této kapitoly musíme, bohužel, od-

povědět: Obvykle nevíme, pokud ano, tak ne přesně.

ZVLÁŠTNÍ POŽADAVKY VE VODNÍM

HOSPODÁŘSTVÍ

Hygienické požadavky

Hygienické požadavky kladené na betonové konstrukce ve

styku s pitnou, resp. upravovanou vodou:

• Nejen hmoty v přímém styku s pitnou vodou musí vyhovět

požadavkům Vyhlášky 409/2005 Sb. [5]. Požadavek se pře-

neseně týká i např. prvků nad nádržemi, kde může docházet

k odkapu kondenzátu.

• Ve vodárenství se při zpřísňování hygienických požadav-

ků bude prokazovat vhodnost samotného betonu pro styk

s pitnou vodou. Problémem pro zhotovitele pak bude dolo-

žit požadovanou vhodnost. Upozorňuje se na fakt, že již by-

la zavedena evropská norma hodnotící vliv průmyslově vy-

ráběných cementových výrobků na vodu určenou k lidské



spotřebě [3]. Už před více než dvaceti lety bylo v původní

ČSN 73 1209 ustanovení o hygienické vhodnosti cementu

v betonu ve vodárenských nádržích!

• U materiálů pro sanace betonových konstrukcí platí stej-

né zásady, projekt přitom musí jasně specifikovat technické

a hygienické požadavky na materiály a postupy.

• Vrstvy, které budou překryty jinými tenkovrstvými úprava-

mi při sanacích, by nutně nemusely přísná kritéria splňovat,

rozhodující bude vhodnost povrchové úpravy a její schop-

nost zabránit vyluhování z překrytých vrstev.

• Zásadně je nutné vyhýbat se hmotám umožňujícím nebo

dokonce podporujícím vznik mikroorganických znečištění,

jako jsou např. akrylátové nátěry nebo tmely apod. (vžívá se

pojem „minerální hmoty bez organických příměsí“).

Požadavky mezních stavů použitelnosti

Požadavky mezních stavů použitelnosti jsou obsaženy

v dnes již plně zavedených a od dubna 2010 jedině plat-

ných částech Eurokódů – viz [1] a [8]. Rozhodující pozornost

je nutné věnovat omezení šířky trhlin – upozorňuje se na Ná-

rodní přílohu [9] s upřesněním limitních hodnot. Dlouhodo-

bá zkušenost ukazuje, že významný vliv na celkovou spo-

lehlivost a porušení trhlinami má chování mladého betonu při

omezení vynucených přetvoření od objemových změn, te-

dy zákonitý vznik trhlin v důsledku vývoje hydratačního tepla

a smršťování – charakteristický průběh ilustruje obr. 1.

Šířka trhlin jak od těchto účinků, tak od běžného zatíže-

ní je významným faktorem ovlivňujícím vodotěsnost, odol-

nost proti účinkům prostředí, potažmo životnost konstruk-

ce. Obr. 2 ukazuje vztah šířky trhliny a průběhu vyluhování

při průsaku vody, obr. 3 pak vliv šířky trhlin na proces kol-

matace – samoutěsnění.

Požadavky odolnosti proti specifickým účinkům

prostředí v čistírenství

Především v oblasti nádrží čistíren odpadních vod je defino-

vání podmínek působení obtížné vzhledem k různorodos-

ti složení odpadních vod, a to jak pro různost kombinací ko-

munálních a průmyslových odpadů, tak pro změny v průbě-

hu čistícího procesu. Průměrný obsah některých agresivních

iontů a dalších látek v komunální odpadní vodě uvádí např.

ČSN 75 6101, nejde ale o seznam vyčerpávající. Za pod-

statné je třeba považovat i vliv směsi agresivních plynů nad

hladinami v uzavřených nádržích čistíren, vyluhovací agresi-

vitu a účinky kondenzované (tedy destilované, hladové) vo-

dy na povrchu zastropení nádrží, vliv provzdušňování, dáv-

kování některých dalších sloučenin dávkovaných do odpad-

ní vody (např. síranů), a zejména působení mrazu na prvky

nad hladinou a v oblasti jejího kolísání, jak u otevřených, tak

u zakrytých nádrží (obr. 4).

Obr. 1 Charakteristické trhliny jako důsledek omezení vynuceného

přetvoření (nezasypaný vodojem při zkoušce vodotěsnosti, trhliny před

kolmatací) ❚ Fig. 1 Typical cracks as a result of limiting forced

deformation (unburied tank during the test of watertightness, cracks

before colmatage)

Obr. 2 Průběh vylouhování Ca (OH)2 z trhlin v betonu (g/10 mm délky

trhliny) [11] ❚ Fig. 2 Process percolation of Ca (OH)2 from cracks

in concrete (g/10 mm of the length of the crack) [11]

Obr. 3 a) Výpočtové křivky samoutěsnění, b) vliv kolmatace trhlin

na pokles počátečního průsaku [11) ❚ Fig. 3 a) Calculated curves

of choking, b) the effect on the drop of the initial leakage [11]

1

2

3a

3b



Požadavky na odolnost proti specifickým vlivům

prostředí ve vodárenství

Rozhodující vliv má vysoká vlhkost, resp. přímý styk s vodou.

Průvodními jevy jsou vyluhování (jev v německy mluvících ze-

mích známý jako „hydrolytická koroze“) – viz obr. 5, koroze

probíhající i bez přítomnosti kyslíku (způsobená vysokým ob-

sahem chlóru po nadávkování), působení dalších dávkova-

ných prvků nebo sloučenin (ozón, sírany), zvýšené riziko koro-

ze výztuže nad hladinou a zejména v oblasti kolísání hladiny.

Pro připomenutí trocha chemie. Cementový slínek (portland-

ských cementů) je tvořen především čtyřmi petrografickými

složkami. Jsou to trikalciumsilikát (CaO)3 . SiO2 (zkráceně C3S,

alit), dikalciumsilikát (CaO)2 . SiO2 – (C2S, belit), tetrakalcium-

aluminátferit (CaO)4 . Al2O3 . Fe2O3 (C4AF, celit) a trikalcium-

aluminát (CaO)3 . Al2O3 (C3A). Ty ve styku se záměsovou vo-

dou exotermně reagují (hydratují), což je chemický a fyzikál-

ní proces, při němž kašovitá směs cementu s vodou přechází

do tuhého a tvrdého stavu. Vytvářejí se hydratované sloučeni-

ny (řady kalciumhydroaluminátů a kalciumhydrosilikátů s růz-

ným množstvím chemicky vázané vody), vzniká komplexní

krystalická struktura, a z částí alitu a belitu volný hydroxid vá-

penatý Ca(OH)2, který dále částečně disociuje. Výsledkem je

vysoce alkalické prostředí s pH v hodnotě cca 12,6. Ocel be-

tonářské výztuže je v takových podmínkách pasivována – ne-

může docházet k běžné korozi oxidací (obr. 6).

Hydroxid vápenatý Ca(OH)2 je ale jednak rozpustný (při sty-

ku s vodou, zejména proudící a „hladovou“ je vyluhován –

dochází k hydrolytické korozi), jednak reaguje se vzdušným

CO2 (při procesu karbonatace). Výsledkem obou procesů je

postupný pokles pH a následná koroze oceli.

ŽIVOTNOST KONSTRUKCÍ A ÚČINKY PROSTŘEDÍ

Zásadním požadavkem na stavební provedení je vysoká ži-

votnost v daných podmínkách, při minimálních nákladech

na údržbu a opravy. Kategorizaci staveb podle požadované

životnosti zavádí soubor Eurokódů – doporučená třída běž-

ných betonových konstrukcí je S4 s návrhovou životností

padesát let. U vodárenských staveb by se mělo, domnívám

se, uvažovat s vyšší třídou konstrukce a delší návrhovou ži-

votností, a to především s ohledem na význam zásobování

vodou. Změna Z1 Eurokódu ČSN EN 1990 (Zásady navrho-

vání konstrukcí) přitom zařazuje stavby vodního hospodářství

včetně vodojemů (kromě hrází a jezů) v Národní příloze opět

do kategorie 4 s informativní návrhovou životností padesát

let, tedy stejnou, jako pro běžné budovy.

Účinky prostředí působícího na konstrukce a prv-

ky nádrží vodohospodářských staveb můžeme shrnout

v několika bodech:

• Ve všech případech vysoká vlhkost až po relativní nasycení

vzduchu, doprovázená agresivním působením sloučenin ob-

sažených nebo dávkovaných jak ve vodě, tak nad hladinou,

i v prostorech bez otevřené hladiny. Významný je vliv iontů

SO2, NH4, Cl2, O3 a různých síranů.

• U nádrží dlouhodobé působení vodního tlaku na návodní

líc, někdy se stálou ale často s proměnlivou hladinou. I při pH

v neutrální oblasti a běžné tvrdosti vody vysoké riziko vyluho-

4a

5a

4b

5b



vání povrchových vrstev. Zvyšuje se s klesající tvrdostí a s ros-

toucí rychlostí proudění a výměny vody v nádrži.

• Střídání směru působení rozhodujícího zatížení, velmi ne-

obvyklé pro jiné typy konstrukcí. Má to zásadní vliv na prů-

běh a chování trhlin.

• U zastropených nádrží velmi stabilní teploty prostředí ovliv-

ňované jen sezónním kolísáním teploty vody o několik °C. Při

nízké vnitřní teplotě je běžné působení mrazu na stropní kon-

strukci i při vysokém zásypu nebo tepelné izolaci.

• U otevřených nádrží působení mrazu na stěny a další prvky

nad hladinou a zejména v oblasti kolísání hladiny.

• Na vnějším líci většinou působení zeminy obsypu a zásy-

pu včetně prosáklých srážkových vod. U solitérních vodoje-

mů jen výjimečně účinky podzemní vody, ty jsou naopak běž-

né u nádrží tvořících suterény budov úpraven vody a u nádrží

čistíren, budovaných vesměs v údolních nivách.

• Dno a stěny nádrží jsou běžně čištěny tlakovou vodou se

značnou intenzitou proudu, v periodě několika měsíců. Zvý-

šené riziko abraze.

• Při návrhu a realizaci jak nových staveb, tak při sanacích

starších objektů je třeba vzít v úvahu výše popsané působe-

ní prostředí a přizpůsobit mu konstrukční, materiálové i tech-

nologické řešení. Pro dosažení navrhované životnosti je

nutné:

– Monolitické konstrukce navrhovat z betonů vyšších tříd

(dnes běžně C 25/30 a C 30/37 oproti dříve běžným B 20

nebo ještě dříve B 170, tedy nárůst až o tři pevnostní tří-

dy!), uplatnit zvláštní požadavky na ochranu proti působí-

címu prostředí – např. mrazuvzdornost stropů, v nádržích

odolnost proti hydrolytické korozi.

– Navrhnout konstrukci s omezenou šířkou trhlin, které

představují riziko jak pro životnost (přístup korozního média

k výztuži), tak pro základní požadovanou vlastnost – vodo-

těsnost. Upozorňuje se na zásadní význam omezení trh-

lin od účinků omezení vynucených přetvoření (nebo jiným

výrazem od objemových změn). Pro kontrolu šířky trhlin je

rozhodující správné vyztužení.

– Omezit účinky objemových změn správnou specifikací

požadovaných vlastností betonu jak v konečném stavu, tak

při provádění (množství a druh cementu, vodní součinitel,

kamenivo vylučující alkalickou reakci, odsunutá doba dosa-

žení požadovaných pevností atd.).

– Pro stropy nádrží používat přednostně kompaktní strop-

ní desky lokálně podpírané sloupy, s vyloučením tyčových

prvků – trámů a průvlaků, do nichž se koncentruje zatížení,

citlivých na ohyb a vznik trhlin.

– Navrhnout a realizovat dostatečné krytí výztuže beto-

nem, především nad hladinou a v oblasti jejího kolísání.

Běžně 30 a více mm.

ZÁVĚR – ZÁSADY A OBECNÁ DOPORUČENÍ

Dále uvedená doporučení a zásady vycházejí zejména ze

zkušeností z navrhování a realizací řady staveb, a to i nejno-

vějších při použití již platících Eurokódů, a jsou plně v soula-

du s obdobnými požadavky v řadě dalších zemí. Především

v Německu byla již větší část z nich implementována do ná-

rodních technických standardů.

Nové objekty – zásady navrhování

• Navrhovat pro styk s vodou pokud možno nedilatova-

né celky pouze s pracovními spárami, z kvalitního beto-

nu, s jasně definovanými vlastnostmi omezujícími vliv ome-

zení vynucených přetvoření (tzv. objemové změny). Zjed-

nodušit tvar a odstranit citlivé detaily za cenu zvýšené po-

zornosti při výpočtu a vyššího stupně vyztužení. Zdůrazňu-

je se význam správného tvarového a materiálového návrhu

spár.

• Zakomponovat spádové prvky odvodnění přímo do nos-

né konstrukce nádrží – desky dna. Odstraňuje se nabeto-

nování mazanin a problém jejich přídržnosti na konstrukci

za cenu větší technologické náročnosti. Osvědčuje se pou-

žití speciálních vibračních a hladících vedených lišt.

• Použít tzv. drenážní fólie pro bednění stěn s výslednou

vysoce kompaktní a hladkou povrchovou vrstvou. Vyloučit

plastové distanční vložky pro krycí vrstvy.

• Navrhovat stropní konstrukce s vyloučením tyčových prv-

ků – trámů a průvlaků, které jsou citlivé na koncentraci za-

tížení a rozvoj trhlin. Konstrukce musí být navržena přede-

vším na mezní stavy použitelnosti, tedy na šířku trhlin!!!

• Pro části staveb pozemního charakteru věnovat zvýše-

nou pozornost stavebně-fyzikálnímu řešení. Limitní hodno-

ty šířky trhlin volit především v závislosti na vlhkosti a dal-

ším korozním působení.

• Konstrukci navrhovat z betonu vhodných vlastností

(v souladu s doporučením ČSN EN 206-1 Z3) – pevnostní

třída C25/30 nebo C30/37, určení příslušného stupně vli-

vu prostředí.

• Navrhovat zpomalení rychlosti tvrdnutí betonu (dosažení

Obr. 4 Účinky mrazu na beton, a) v oblasti kolísání

u otevřených nádrží, b) nad hladinou v kombinaci

s alkalickou reakcí kameniva, ❚ Fig. 4 Frost effects on

concrete, a) in the area of fluctuations of open reservoirs,

b) above the water surface,

Obr. 5 a) Povrch sloupu ve vodojemu po vyluhování,

b) hluboká degradace stěn v ozonizaci (stáří obou nádrží

cca třicet let) ❚ Fig. 5a) Surface of a pier in the tank

after percolation, b) deep degradation of the walls in

ozonization (age of both reservoirs – some 30 years)

Obr. 6 Pourbaixův diagram pro systém Fe – H2O

při 25 °C [12] ❚ Fig. 6 Pourbaix diagram for system

Fe – H2O at 25 °C [12]

6



požadované pevnosti až po např. devadesáti dnech), ome-

zit množství cementu, popílku, příp. mikrosiliky ve směsi.

• Navrhovat a konstruovat výztuž především s ohledem

na omezení trhlin, zajištění životnosti ochranou výztuže kry-

cí vrstvou cmin

= 30 mm, cnom

= 45 mm.

• Podrobně specifikovat požadavky na pomocné a jiné prv-

ky (např. těsnící pásy, úpravu povrchu, úpravu pracovních

spár atd.).

Nové objekty – zásady pro realizaci:

• Používat hladké, vodotěsné bednění, bez odbedňovacích

olejů, nikdy dřevěné bednící prvky přímo na líc betonu. Nej-

běžnější úprava pomocí drenážní fólie pro dosažení kom-

paktní povrchové vrstvy bez pórů a dutin.

• Vyloučit umělohmotné distanční vložky, používat betonové

nebo vláknobetonové.

• Omezit hodnotu vodního součinitele w/c < 0,5.

• Povrchovou úpravu dna provádět vakuovým rotačním

hlazením nebo vedeným vibračním hlazením. V závislos-

ti na technologii definovat v projektu (specifikaci) požadavky

na přesnost provedení.

• Používat osvědčené a systémově kompatibilní pomocné

prvky – těsnění pracovních spár (pásy, plechy s integrova-

nou bobtnající vrstvou, bobtnající pásky nebo tmely, injek-

tážní zabudované prvky), těsnění dilatačních spár (vždy elas-

tomerní vnitřní pásy dostatečné šířky, správně uložené, aby

umožňovaly bezpečný únik vzduchu při betonáži), distanční

a rozpěrné prvky atd.

• Ošetřovat beton (zakrytí, kropení atd.) minimálně po do-

bu jednoho týdne po odbednění, lépe 10 až 14 dní. Omezit

přímý sluneční osvit zejména v letních měsících dva až čty-

ři týdny.

Zásady pro rekonstrukce a sanace

• Pouhé obnovení původního technického stavu stavby =

chybná strategie!!!

• Nový stav má co nejvíce odpovídat současným poznat-

kům a požadavkům jak z hlediska stavebních konstruk-

cí, jejich materiálů a ochrany, tak z hledisek vodohospodář-

ských!!!

• Pokud je to technicky a ekonomicky možné, má se při

opravách a rekonstrukcích postupovat obdobně, jako při ná-

vrhu a realizaci zcela nové nádrže.

• Podkladem pro návrh každého sanačního zásahu musí být

Literatura:

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

konstrukcí. Část 1-1: Všeobecné požadavky a požadavky

pro pozemní stavby

[2] ČSN EN 206-1 Beton – část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba

a shoda. Změna Z3, duben 2008

[3] ČSN EN 13 670 Provádění betonových konstrukcí

[4] ČSN EN 14944-1 Vliv cementových výrobků na vodu určenou

k lidské spotřebě – Zkušební postupy – Část 1: Vliv průmyslově

vyráběných cementových výrobků na organoleptické vlastnosti

[5] Vyhláška č. 409/2005 Sb., o hygienických požadavcích na výrob-

ky přicházející do přímého styku s vodou a na úpravu vody

[6] ČSN 75 6101 Stokové sítě a kanalizační přípojky

[7] ČSN 73 1208 Navrhování betonových konstrukcí vodohospo-

dářských staveb

[8] Technické podmínky pro sanace betonových konstrukcí

– TP SSBK 2. Sdružení pro sanace betonových konstrukcí,

Kloknerův ústav ČVUT, Praha 2000

[9] ČSN EN 1992-3. Eurokód 2: Navrhování betonových konstruk-

cí. Část 3: Nádrže a zásobníky

[10] Schejbal R.: Speciální problémy navrhování betonových kon-

strukcí vodohospodářských staveb. Kloknerův ústav ČVUT,

Praha, 1990

[11] Vyskoč E.: Komentár ku zmene a) ČSN 73 1208. Hydroconsult,

Bratislava,1988

[12] Pejchota Z., Voves B.: Koroze výztuže v železobetonových

nádržích. Technická směrnice, Hydroprojekt Praha, 1979

7a

8

7b



odborně vypracovaný stavebně technický průzkum a součas-

ně co nejhlubší znalost působení prostředí na konstrukci.

• U nádrží v budovách minimalizovat vnitřní provozní teplo-

tu v interiéru (v zimě) pro snížení odparu a pro optimalizaci

funkce obvykle nedostatečného obvodového pláště. Pokud

možno zakrývat hladiny se separátním odvětráním.

• Pokud možno volit náhradu korozně citlivých konstrukcí

s tyčovými prvky. Není-li to možné, pak zvýšenou pozornost

věnovat reprofilaci trámů a průvlaků i vzhledem k působení

prostředí nad hladinou.

• Kde je to možné a vhodné, preferovat přibetonování před

tenkovrstvými reprofilacemi. Výhodou je jasná kontrola polo-

hy přidané výztuže se zvýšeným krytím a obvykle větší ho-

mogenita materiálu – betonu vyšší pevnostní třídy s jasně

specifikovanými vlastnostmi.

• Sanace konstrukcí (tedy preparaci a následnou reprofilaci

poškozených ploch) provádět za trvalého odborného dozoru,

celoplošně, na základě diagnostiky a operativního průzkumu.

• Při existenci kvalitních, soudržných a neporušených omí-

tek na návodním líci ponechat je a opravit pouze místa po-

škozená lokálně.

• Zvážit možnost užití celoplošných vystýlek či obkladů

na návodním líci z důvodů hygienických, překlenutí existují-

cích aktivních trhlin, vodotěsnosti atd. podle korozního sta-

vu a podmínek působení lze volit provedení jak s kontrolova-

nou vzduchovou mezerou (pokud nehrozí koroze skrytého lí-

ce betonu), tak kontaktní provedení se zainjektováním a pa-

sivací betonové konstrukce. Volba je možná i co do druhu

materiálu – existují a v rámci EU byly realizovanými stavbami

ověřeny různé metody vložkování, např. nopovanými deska-

mi z PE, epoxidovými lamináty se skleněnými vlákny, skleně-

nými deskami, fóliemi apod.

A jedna společná zásada: betonové konstrukce ve vodá-

renství běžně není nutné opatřovat sekundární ochranou

proti působení vlivů prostředí. Konstrukce nebo její sanace

jen musí být řádně navržena a provedena s jasným vědo-

mím všech souvislostí.

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Ing. Richard Schejbal

HYDROPROJEKT CZ, a. s.

Táborská 31, 140 00 Praha 4

tel.: 261 102 458, mob.: 606 485 800


Obr. 7 Povrch stěny při užití drenážní fólie, a) odbedněná část,

b) detail ❚ Fig. 7 Surface of a wall when using drainage sheeting,

a) demoulded section, b) detail

Obr. 8 Vystýlka stěn a obložení sloupů vodojemu deskami / fólií z PE

❚ Fig. 8 Brickwork of the walls and column cladding of the tank made

with boards / sheeting from PE

Nafufill KM 250

MC-Bauchemie s.r.oSkandinávská 990267 53 ŽebrákTel: 311 545 [email protected]

Zkoušeno dle RWS

Geniální univerzál pro sanaci a protipožární ochranuSe správkovou maltou Nafufi ll KM 250 dosáhnete dlouhodobé sanace vašich betonových ploch a plné-ho obnovení únosnosti železobetonových konstrukcí. Tato polymery modifi kovaná cementová malta dopo-sud jako jediná nabízí splnění požadavků na sanační zásahy nejen v pozemní a občanské výstavbě, ale i pro stavebně požární ochranu tunelových staveb. Tím vám poskytujeme jedinečnou záruku jistoty.

� Nehořlavá stavební hmota třídy A1

� Odolná požáru, třída požární odolnosti F90

� Schválen systém pro třídu zatížení M3

Anz_Nafufill_KM_250_CZ.indd 1 03.06.11 08:51

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 ❚ 3 / 2 0 1 1

S A N A C E A R E K O N S T R U K C E ❚ R E H A B I L I T A T I O N A N D R E C O N S T R U C T I O N

Libor Marek, Matěj Mikšovský, Jan Havanič

Článek popisuje rekonstrukci železobetonového silničního mostu přes řeku

Ohři u Zálužic nedaleko Žatce. Rekonstrukce zahrnovala kompletní sanaci

betonů, zesílení táhla oblouku karbonovými lamelami, zesílení závěsů

oblouku předpjatými kabely bez soudržnosti, zvýšení únosnosti mostovky

spřaženou deskou a výměnu mostního příslušenství. Stavba získala oce-

nění Sanační dílo roku 2010, které jí bylo uděleno v květnu na konferenci

Sanace 2011 v Brně (pozn. redakce). ❚ The article informs about the

reconstruction of the concrete bridge across the river Ohře near Zálužice.

The reconstruction included total restoration of concrete, reinforcement

of the tie-rod with carbon lamellas, reinforcement of vertical ties with

external prestressed cables, increase of load capacity of bridge deck using

a composite deck and replacement of bridge equipment. The construction

work was awarded the title “Repair project of the year 2010” on The XXI

international symposium Repair 2011 (note of the editor’s office).

Stav mostních objektů ev. č. 22535-1 a 22535-2, které pře-

vádějí silnici III. třídy nad soutokem řek Ohře a Blšanka u Zá-

lužic nedaleko Žatce, byl nevyhovující. Mosty se vyznačo-

valy řadou poruch, které vážně omezovaly silniční dopra-

vu. Po poslední prohlídce byly zařazeny do stupně VI – velmi

špatný. Proto se vlastník objektů – Ústecký kraj – rozhodl pro

jejich rekonstrukci. Příspěvek se věnuje rekonstrukci mostní-

ho objektu ev. č. 22535-2 Zálužice.

POPIS MOSTU

Jedná se o třípolový most tvořený dvěma inundačními po-

li o rozpětí 14,5 m a železobetonovým obloukovým mos-

tem s táhlem a dolní mostovkou s rozpětím 43 m přes řeku

Ohři. Inundační pole jsou rovněž železobetonová s krajními

parapetními nosníky, šířka mostu mezi parapety je shodná

s šířkou mezi závěsy oblouku. Spodní stavbu tvoří dvě opě-

ry a dva pilíře situované na okraji koryta řeky. Podpory jsou

založeny plošně v hloubce cca 3 m pod běžnou úrovní hla-

diny v řece.

VÝSLEDKY DIAGNOSTIKY MOSTU

PŘED REKONSTRUKCÍ

Podrobný diagnostický průzkum mostu byl zpracován pra-

covníky Kloknerova ústavu ČVUT v Praze s těmito závěry:

Konstrukce nevykazují zjevné narušení statické funkce, ja-•

ko jsou nadměrné deformace, velké trhliny, drcení betonu,

přetržená výztuž atd.

Most má nefunkční dilatace a hydroizolace. To umožňuje •

zatékání vody a vnikání vlhkosti do nosné konstrukce mostu

a na jeho spodní stavbu.

Hlavní i rozdělovací výztuž železobetonových prvků již ne-•

ní dostatečně chráněna krytím betonu a jeho pasivač-

ní schopností. Krytí výztuže se pohybuje v rozmezí 0 až

40 mm, přičemž hloubka karbonatace je na úrovni 20 až

50 mm.

U spodní stavby se hloubka karbonatace pohybuje ve vět-•

ším rozmezí 10 až 85 mm.

Pevnost betonu spodní stavby je na úrovni cca B15, žele-•

zobetonové nosné konstrukce B25 až B30.

1 2

REKONSTRUKCE MOSTU PŘES OHŘI U ZÁLUŽIC ❚

RECONSTRUCTION OF CONCRETE BRIDGE ACROSS

THE RIVER OHŘE NEAR ZÁLUŽICE

1 1



Pevnost povrchových vrstev v tahu je velmi dobrá, a to •

na úrovni 2,5 až 3 MPa.

V povrchových vrstvách betonu konstrukcí je nadlimitní ob-•

sah chloridů (> 0,4 % z cementu dle EN 206-1) a tato sku-

tečnost významně zvyšuje riziko koroze výztuže.

SANACE SPODNÍ STAVBY

Sanace základů

Základy z hlediska únosnosti základové půdy vyhovují

a vzhledem k hloubce založení nejsou ohroženy podemletím.

Problematická byla hlavně kvalita betonů v základech a z to-

ho plynula obava, že degradace betonů bude postupovat.

Bylo provedeno opětovné zmonolitnění základů klasickou in-

jektáží stabilizovanou cementovou suspenzí prostřednictvím

ocelových manžetových trubek s roztečí vrtů 1 x 1 m až 1,4

x 1,4 m. Vrty byly zataženy cca 1,5 m pod základovou spá-

ru podpěry. Výsledkem je vyplnění dutin a poruch v betono-

vém základu a proinjektování štěrkopísků v základové spá-

ře. Ocelové injekční trubky byly ve vrtech ponechány a zality

cementovou zálivkou.

Sanace opěr a pilířů

Po nadzvednutí nosné konstrukce byl mechanicky odbou-

rán horní povrch úložných prahů v tloušťce 80 až 150 mm

a závěrné zídky včetně plentovacích zídek. Konstrukce byla

5

3

4a 4b

9

Obr. 3 Podélný řez mostem ❚ Fig. 3 Longitudinal section of the bridge

Obr. 4 Příčné řezy mostem, a) pole nad řekou, b) pole nad

inundací ❚ Fig. 4 Cross section of the bridge, a) span above the river,

b) span above the flood-plain

Obr. 1 Most před rekonstrukcí ❚ Fig. 1 Global view of the Zálužice

bridge before the reconstruction

Obr. 2 Pohled na mostovku ❚ Fig. 2 Original condition of the bridge

deck

Obr. 5 Zesílení podloží spodní stavby (opěry, pilíře) ❚ Fig. 5 Improving

the foundation conditions of the substructure (abutments, piers)

Obr. 6 Zvedání nosné konstrukce ❚ Fig. 6 Elevation of the

superstructure of the bridge

6



otryskána vysokotlakým vodním paprskem a odhalená koro-

dující výztuž byla ošetřena antikorozním nátěrem Mapefer 1K

(jednosložkový minerální nátěr pro ochranu betonářské vý-

ztuže) a doplněna o novou výztuž. Následně byla aplikována

reprofilační malta Mapegrout T60 (jednosložková tříkompo-

nentní tixotropní malta s cementovým pojivem k sanaci be-

tonu jako ochrana armatury proti korozi), v případě vyšších

tlouštěk pak stříkaný beton. Betonový povrch byl nakonec

opatřen ochranným nátěrem.

Úložné prahy byly doplněny o kotevní výztuž podložisko-

vých bloků, na které byla do vrstvy polymermalty uložena

nová elastomerová resp. hrncová (střední pole, pilíř P2) lo-

žiska do stejných míst, jako byla ložiska původní. Znovu by-

la vybetonována železobetonová závěrná zídka a železobe-

tonové plentovací zídky podél nosné konstrukce. Betonové

pevné ložisko na obloukovém mostě zůstalo zachováno.

Zvedání a spouštění mostu

Pro zvedání nosné konstrukce 1. a 3. pole byla použita kon-

strukce pro zvedání shora se zdvihem až 1,4 m. Tato kon-

strukce byla v příčném směru rozdělena na dvě identické,

na sobě nezávislé části. Tvořily jí dvě dvojice nosníků ŽTM30

délky 21 m, uložené na bárkách z konstrukce Pižmo a po-

mocí tyčí Dywidag a hydraulických lisů Enerpac byly nos-

né konstrukce vyzdviženy. Bárky byly situovány za opěrami

a umožnily stavební práce na úložných prazích opěr a pilířů

pod zvednutým mostem.

SANACE NOSNÉ KONSTRUKCE

Sanace spočívala v odstranění nesoudržných vrstev a hloub-

kové koroze betonu, ochraně výztuže, reprofilaci a zajiš-

tění ekvivalentní krycí vrstvy. Rozsah sanace byl stanoven

skutečným stavem konstrukce po mechanickém očištění

a otryskání vysokotlakým vodním paprskem na základě vi-

zuální prohlídky, pasportizace trhlin a nedestruktivních zkou-

šek. Podhled a boky nosné konstrukce byly reprofilovány

materiály na modifikované cementové bázi. Sanované povr-

chy pohledových ploch byly opatřeny trvale elastickým pro-

tikarbonatačním ochranným nátěrovým systémem Elastoco-

lor (jednosložkový nátěr na bázi akrylových pryskyřic).

Zesílení a sanace nadpodporových příčníků

Po zvednutí mostních polí byla odhalena místa na nosné kon-

strukci, dříve nepřístupná, zejména čela a úložné plochy nad-

podporových příčníků, kde byl zjištěn značný rozsah hloub-

kové koroze betonu a narušení betonářské výztuže. Jejich

sanace obsahovala navíc doplnění betonářské výztuže a na-

místo sanačních malt byl použit stříkaný torkretový beton Du-

riment TB/U/SpC (pro suchý způsob stříkání s dopravou říd-

kého proudu směsi) v tloušťce 50 mm na svislých a 80 mm

na vodorovných plochách, s finální úpravou stěrkou Plani-

top 540 v tloušťce 2 až 3 mm (vyhlazovací stěrka na bázi ce-

mentových pojiv v tloušťkách vrstvy do 3 mm, pro konečnou

úpravu vyzrálých podkladů z omítek a betonu).

Zesílení závěsů oblouku

Zesílení každého ze závěsů oblouku je provedeno pomocí

čtyř kusů dodatečně předpjatých kabelů. Nejprve bylo nutné

připravit kabelovou trasu vysekáním drážky v krycí vrstvě be-

tonu, poté se do ní vložil kabel a po zakotvení na obou stra-

Obr. 7a, b Zesílení a sanace nadpodporových příčníků ❚

Fig 7a, b Reinforcement and restoration of the end crossbeams

Obr. 8 Zesílení závěsů oblouku – dolní kotvení ❚

Fig. 8 Reinforcement of the arch ties – lower anchors

Obr. 9 Zesílení závěsů oblouku – volné kabely monostrand ❚

Fig. 9 Reinforcement of the arch ties – external prestressed unbonded

cables monostrand

Obr. 10 Zesílení mostovky – spřahující trny z betonářské výztuže ❚

Fig. 10 Reinforcement of the bridge deck – steel reinforcement shear

connectors

Obr. 11 Nové chodníky ❚ Fig. 11 New pathways

7a 7b

8

1 3



nách napnul. V místě styku s deskou mostovky byl vybourán

prostup, průchod kabelů horním příčným ztužidlem je zajiš-

těn pomocí vývrtu ∅30 mm. Ve spodní části drážky, kde ka-

belová trasa mění svoji křivost, je vedení kabelů zajištěno po-

mocí nerezových kotev.

Na horním pasu oblouku a v podhledu hlavního podélného

trámu jsou v místech vyústění kabelových tras provedena

v krycí vrstvě betonu vybrání, do kterých jsou osazeny oce-

lové převázky, jež zajišťují kotvení předepnutých kabelů.

Pro dodatečné předpětí byl zvolen předpínací systém

Dywidag – lana Monostrand St 1570/1770 ∅15,7 mm. Kot-

vení je na obou koncích zajištěno pomocí bezpokluzových

jednolanových kotev (spodní kotva je nenapínaná, horní na-

pínaná). Předpínání probíhalo ve dvou etapách:

V 1. etapě byla nesoudržná lana předepnuta na 10 % vý-

sledného kotevního napětí. Poté došlo k vyplnění kabe-

lové trasy hrubou sanační maltou. V místě změny křivos-

ti kabelů v dolní části závěsu nad mostovkou je závěs v šíř-

ce 0,5 m navíc zesílen ovinutím tkaniny z uhlíkových vláken

Carbopree 300 HS.

Ve 2. etapě byla lana předepnuta na 100 % výsledného

kotevního napětí 1 000 MPa (kotevní síla v jednom lanu či-

ní 150 kN).

Zesílení hlavních podélných železobetonových

trámů – táhel oblouků

Táhla oblouku jsou zesílena uhlíkovými nepředpjatými la-

melami, které jsou vyrobeny z uhlíkových vláken spojených

navzájem vinylesterovou pryskyřicí. Lamely jsou nalepeny

na sanovaný betonový povrch v šesti řadách po obou stra-

nách táhla. Celkem bylo osazeno dvanáct kusů lamel typu

S50/1.4 délky 11 m. Povrch lamel je opatřen sanační mal-

tou, která sjednocuje podhledové plochy.

Vyrovnání nivelety mostovky, resp. vozovky

Na očištěný povrch mostovky je nabetonována železobe-

tonová deska proměnné tloušťky, která je se stávající kon-

strukcí spřažena vlepenou výztuží. Výsledný povrch betono-

vé desky má střechovitý příčný sklon 2,5 % pod vozovkou,

resp. 2 % pod chodníky. Také v podélném směru je deska

vyspádována od osy mostu směrem k opěrám, 1 až 1,5 %.

Tloušťka desky je v závislosti na průběhu stávající nos-

né konstrukce proměnná, pohybuje se v rozmezí 80 až

200 mm.

REKONSTRUKCE PŘÍSLUŠENSTVÍ MOSTU

Chodníky a římsy jsou monolitické železobetonové, jejich šíř-

ka se liší v závislosti na mostním poli. V 1. a 3. poli je šířka

levého i pravého chodníku 0,525 m. Ve 2. poli se tato šířka

pohybuje od 0,525 m (část bezprostředně navazující na pa-

rapetní pole a v místě závěsů) do 1,25 m (v místě mezi zá-

věsy oblouku). Výška obrubníku nad povrchem vozovky je

0,15 m, příčný sklon horního povrchu chodníků směrem

k vozovce je 2 %.

Na obou koncích mostu jsou vzhledem k minimálním po-

sunům provedeny flexibilní mostní závěry. Na rozhraní nosné

konstrukce 1. a 2. pole resp. 2. a 3. pole jsou osazeny povr-

chové lamelové mostní závěry typ Algamod LW80.

Vozovka na mostě je dvouvrstvá tloušťky 82 mm (40 mm

obrusná vrstva ACO 11+, 40 mm ochrana izolace MA 11IV

9 11

10



– litý asfalt (LA S IV). Mostovka je izolována membránovou

stříkanou izolací Eliminátor v tloušťce 2 mm. Na železobeto-

novou chodníkovou desku je aplikován přímopochozí izolač-

ní systém Decseal.

Ve středním poli je v prostoru mezi závěsy osazeno zábra-

dlí z profilované oceli, které je kotveno do chodníku a závě-

sů chemickými kotvami.

Vozovku odvodňuje osm kusů mostních odvodňovačů ty-

pu Labe H-100 s mříží 500 x 300, bez lapače splavenin.

Koncové části polí č. 1 a 3 jsou odvodněny prostřednictvím

podélného sklonu povrchově na předpolí, kde je srážková

voda svedena pomocí skluzů z příkopových tvárnic do pro-

storu pod mostem.

ZÁVĚR

Rekonstrukce mostu, který vykazuje soustavně poruchy, vět-

šinou spočívá ve dvou krocích. Prvním je zastavení degrada-

ce betonu a druhým jeho zesílení. Vzhledem k tomu, že pro

tuto komunikaci není požadována zatěžovací třída A, bylo

zesílení navrženo tak, aby bezpečně vyhovělo zatěžovací tří-

dě B. Ostatní finanční prostředky byly směrovány na kom-

plexní sanace a hydroizolaci celého objektu, která prodlouží

jeho životnost o další desetiletí.

Investor Ústecký kraj

Generální projektant Artech, spol. s r. o.

Projekt mostu TOP CON SERVIS, s. r. o.

Generální dodavatel Vodohospodářské stavby, spol. s r. o.

Subdodavatel sanačních prací SMP CZ, a. s.

Termín 2010

Ing. Libor Marek

tel.: 284 021 742, e-mail: [email protected]

Ing. Matěj Mikšovský


oba: TOP CON SERVIS, s. r. o.

Ke Stírce 1824/56, 182 00 Praha 8

Ing. Jan Havanič

ARTECH, spol. s r. o.

Žižkova 152, 436 01 Litvínov


Obr. 12 Most po rekonstrukci, a) podhled mostu, b) pohled na střední pole, c) pohled na mostovku ❚

Fig. 12 Bridge after the reconstruction, a) view from below the bridge, b) view of the middle span, c) view of the bridge deck

12c

12b12a

CMB_CemflowTBG210x297.indd 1 25.5.11 12:16

HALA STOLETÍ V POLSKÉ WROCLAWI – SANACE SVĚTOVÉHO

KULTURNÍHO DĚDICTVÍ ❚ HALL OF THE CENTURY IN

WROCLAW, POLAND – REPAIR OF THE WORLD CULTURAL

HERITAGE



Hannes Sebastian Huber,

Maciej Mikołajonek, Patryk Filipczak

Hala století ve Wroclawi patří k největším mil-

níkům v oblasti železobetonového stavitelství

a od jejího otevření v roce 1913 se v ní konala

řada důležitých událostí. Tato multifunkční hala

byla postavena za pouhých patnáct měsíců

a stala se díky své tehdy revoluční železo-

betonové konstrukci průkopnickým počinem.

Svojí kupolí o průměru 65 m byla v době svého

postavení největší stavbou tohoto typu na světě.

Díky svému průkopnickému architektonickému

a konstrukčnímu řešení byla Hala století v roce

2006 zapsána do seznamu světového kulturního

dědictví UNESCO.

V létech 2009 až 2010 byla – za nejpřísněj-

ších podmínek Památkového úřadu – provede-

na první komplexní sanace tohoto stavebního

díla od jeho postavení. Byly odstraněny škody

a závady na betonové fasádě a střeše a patní

věnec byl zajištěn systémem externího před-

pětí. Rovněž původní okna, vyrobená z dnes

již nepoužívaného dřeva přesličníku (kasuaru),

bylo nezbytně nutné restaurovat. Po celkové

sanaci Hala století opět září ve zlatavě žlu-

tém lesku. ❚ The Hall of the Century in

Wroclaw belongs to the greatest milestones

of reinforced concrete building. A number of

major events have taken place there since

its opening in 1913. The multi-purpose hall

was erected in 15 months only and became

a pilot act thanks to its then revolutionary

reinforced concrete structure. With its dome

65 m in diameter it was the most massive

dome all over the world at the time of its

erection. Viewing its innovative architectural

and structural solution, the Hall of the Century

was listed as UNESCO World Cultural Heritage

in 2006.

Between 2009 and 2010, the first complex

repair of this construction was performed

since the time of its erection under the

strictest conditions of the National Heritage

Institute. Damage and defects of the concrete

facade and roof were removed, and the

foot ring beam was secured using a system

of external prestressing. Also, the original

windows, made from today non-used wood

of casuarina, were restored. As a result of the

renewal, the Hall of the Century again shines

with golden sparkles.

HISTORIE A VÝSTAVBA

Na začátku 20. století bylo v rám-

ci dalšího rozvoje města Wroclaw po-

žadováno postavit rozsáhlý výstavní

areál za účelem prezentace kultur-

ních a hospodářských úspěchů regio-

nu Slezska. Tak vznikla myšlenka využít

pro tento účel areál někdejší dostihové

dráhy v parku Scheitniger a v této sou-

vislosti zřídit velkou výstavní halu. Ta-

to, tak zvaná, Hala století byla vystavě-

na v letech 1911 až 1912 podle projek-

tu slavného německého architekta Ma-

xe Berga (obr. 1). Slavnostní otevření se

konalo v rámci wroclawské Jubilejní vý-

stavy dne 20. května 1913. Město zor-

ganizovalo tuto akci u příležitosti 100.

výročí osvobozovacích bojů proti Na-

poleonovi Bonaparte. Pruský král Bed-

řich Vilém III. totiž ve Wroclawi v roce

1813 vydal své provolání „Mému náro-

du“, kterým podnítil osvobozovací hnu-

tí a které nakonec vyústilo ve vítěznou

Bitvu národů u Lipska [1].

Max Berg se narodil 17. dubna 1870

ve Štětíně a v letech 1889 až 1893

studoval Technickou vysokou školu

v Berlíně-Charlottenburgu. Předtím,

než byl dne 17. prosince 1908 zvo-

len městským stavebním radou Wroc-

lawi, pracoval Berg jako architekt nej-

prve ve Štětíně a poté ve Frankfurtu

nad Mohanem. Po dobu svého poby-

tu ve Wroclawi do roku 1925 vypro-

jektoval Berg své největší a nejzají-

mavější stavby, které v mnohém ohle-

du předurčovaly a ovlivňovaly mo-

dernismus 20. let dvacátého století.

Vyvinul tvar stavebního tělesa na zá-

kladě jeho funkcí, použil transparent-

ní a jednoduché formy a omezil na mi-

nimum ozdobné prvky. Vrcholem jeho

tvorby byla Hala století (obr. 2), která

se díky svému neobyčejnému vzhle-

du a pozoruhodné konstrukci sta-

la již krátce po svém vzniku ikonou

moderny [1].

Ve výběrovém řízení na stavbu ha-

ly bylo připuštěno její provedení jak ze

železa, tak i ze železobetonu. Výho-

dou železa bylo, že stavby s podob-

ně velkým rozpětím již byly vyzkou-

šeny, např. v případě rotundy ve Víd-

ni. Avšak vzhledem k podmínce, že

veškeré nosné železné prvky musely

být s ohledem na požární bezpečnost

opatřeny pláštěm, by tato varianta ne-

znamenala výraznější ekonomický pří-

nos. Max Berg zvolil tedy pro svoji rea-

lizaci železobeton, který připouštěl jak

po architektonické, tak i po konstrukč-

ní stránce výraznější modifikaci. Tak-

to mohlo vzniknout do té doby unikát-

ní překlenutí bez opěrných pilířů. Roz-

hodnutí o použití železobetonu svěd-

čilo o Bergově fascinaci novým mate-

riálem a hledání nového stylu. S Halou

století měl „železobeton jako materiál

budoucnosti“ prokázat svůj potenciál

[1, 2].

Berg použil u svého projektu geome-

trický modulární systém, jehož propor-

ce se přibližují Zlatému řezu. Půdorys

(obr. 3) této na svou dobu gigantické

stavby tvoří symetrický čtyřlist (tetra-

konchos), skládající se z vnitřního kru-

hu, k němuž jsou připojeny čtyři kru-

hové apsidy. Hlavní nosný prvek spod-

ní části stavby tvoří čtyři velké oblou-

ky, opisující prostorovou křivku, tak-

že kupole vlastně spočívá na válci.

Rozměry hlavních oblouků se smě-

rem k trapézovým podpěrám rozši-

řují a jsou podepřeny šesti masivními

opěrnými oblouky apsid [1, 2].

Konstrukce kupole je tvořena třice-

ti dvěma železobetonovými žebry, kte-

rá jsou nahoře spojena přítlačným věn-

cem o poloměru 7 m a dole se opíra-

jí o patní věnec o průměru 65 m. Popr-

vé po takřka dvou tisíci letech tak by-

la překonána masivní antická kupolová

stavba Panteonu. Se světlým rozpětím

o délce 65 m je wroclawská kupole

svojí plochou téměř dvojnásobně vět-

ší než kupole římská, ale má díky žeb-

rové konstrukci a použití armovaného

1

1 7



betonu pouze poloviční hmotnost. Pod

každým betonovým žebrem se nachá-

zí kloubové ložisko, které přenáší tí-

hu kupole do spodní části stavby. To-

to ostré oddělení je důležité pro zame-

zení vzpříčení a vytvoření transparent-

ního statického systému [2].

Ve vnitřním prostoru je nosná kon-

strukce exponována. Berg dokonce

ponechal viditelné stopy po bednění.

Pouze plochy velkých pilířů a stropy

byly za účelem zlepšení akustiky za-

kryty vrstvou cementu a korku [1].

Naproti tomu zvnějšku nejsou žeb-

ra kupole vidět. Na třech úrovních jsou

vyztužena stabilizačními prstenci, které

brání jejich zkroucení a současně tvo-

ří nosnou plochu pro řady oken. Čty-

ři okenní pásy po celém obvodu kupo-

le se směrem vzhůru stupňovitě zužu-

jí a jsou uzavřené rovnými betonový-

mi stropy. Podobně je vytvořen i oken-

ní systém u apsid. Koncem 30. let 20.

století bylo ke kupoli severně od hlav-

ního vstupu připojeno úzké schodiště,

které je jediným rušivým prvkem vnější

symetrie tohoto stavebního díla [1].

Lucerna kupole je tvořena čtyřmi

pevnými konstrukčními rámy. Celko-

vá výška haly činí 42 m a její největ-

ší délka, mezi východním a západ-

ním vstupem, je cca 152 m. Společně

s apsidami pojme vnitřní prostor zhru-

ba 10 000 osob [3]. Přístup je zajištěn

nejprve přes ochoz čtyř vstupních hal

a teprve odsud vede četné množství

dveří přímo do prostoru kupole. Hlavní

vchod, nacházející se na západní stra-

ně směrem k centru města, je patrový.

V horním patře je zřízen oválný přijíma-

cí sál s prosklenou střechou – někdej-

ší císařský sál [1].

Obr. 1 Max Berg (1870–1947) [2] ❚ Fig. 1 Max Berg (1870-1947) [2]

Obr. 2 Bergův návrh Haly století [2] ❚ Fig. 2 Berg’s design of the Hall of the Century [2]

Obr. 3 Půdorys, nosná konstrukce a kloubové ložisko [2] ❚ Fig. 3 Ground plan, structure

and hinged bearing [2]

Obr. 4 Lanový jeřáb [5] ❚ Fig. 4 Cable crane [5]

2

3

4



VÝSTAVBA HALY STOLETÍ

Za statické výpočty a konstrukč-

ní ztvárnění byl zodpovědný staveb-

ní rada Dr. Trauer. Realizací stavebních

prací byla pověřena drážďanská firma

Dyckerhoff und Widmann. Ředitel fir-

my Dr. Gehler a jeho inženýři Schulz

a Bechtel se ujali sestavení detailních

plánů a vedení stavby [2]. Vzhledem

k tomu, že předložené výpočty exper-

ty Pruského stavebního úřadu v Berlíně

nepřesvědčily, byl o revizi statických vý-

počtů požádán berlínský profesor Hein-

rich Müller a teprve po jejich potvrze-

ní byly zahájeny stavební práce. Čtvrtou

kontrolu nosnosti pak ještě provedli in-

ženýři wroclawské stavební policie [1].

Stavba měla být provedena v co nej-

kratší době, a proto bylo dbáno zvláš-

tě na účelné zařízení staveniště. Dle

Prof. Gehlera se přitom řídili pravidly

platnými v americkém stavebnictví. Do-

statečný prostor byl vytvořen jak pro

skladování, tak i pro pomocná zaříze-

ní, např. pily, kovárny či dílny pro tváření

železa. Na protilehlých stranách stavby

byla umístěna dvě samostatná zaříze-

ní na přípravu betonu. Horizontální pře-

prava materiálu na staveništi probíhala

po kolejích. První – okružní – kolej by-

la vedena těsně podél obrysu základo-

vé plochy haly. Druhá kolej vedla od dr-

tiče kamene skrz halu k oběma příprav-

nám betonu. Třetí vedla od skladiště

dřeva doprostřed haly a pod kupolí tvo-

řila smyčku. Z okružní koleje bylo mož-

no díky inovativní lanové dopravní dráze

stavební materiál rychle dopravit na kte-

rékoliv místo na stavbě [2, 3].

Lanový jeřáb (obr. 4) byl tvořen 52 m

vysokou lešenářskou věží, nacházející

se uprostřed budované kupole, a dvě-

ma 14 m vysokými mobilními dřevěný-

mi věžemi, se kterými bylo možné po-

jíždět po kolejišti o poloměru 100 m

kolem středové věže. Na vrcholy těch-

to tří věží byla natažena drátěná la-

na, po kterých se pohybovaly jeřábo-

vé vozíky. Obě mobilní věže pracova-

ly nezávisle na sobě, v případě potřeby

je však bylo možné spřáhnout a pře-

pravovat tak břemena o dvojnásobné

hmotnosti, maximálně však 5 t.

Aby nedošlo k přetížení středové vě-

že, bylo použito rafinované řešení: vy-

važovací závaží mobilních věží bylo di-

menzováno tak, že se při překroče-

ní přípustného zatížení věže nadzvedly

z vnější koleje. Přitom se zvětšil průhyb

lana a snížením horizontálního tahu la-

na se opět obnovila statická rovnová-

ha. Při tažení těžkých kmenů pro stav-

bu lešení na začátku stavby došlo ně-

kolikrát k tomu, že se věž nadzvedla až

o půl metru.

Díky této na tehdejší dobu velmi ino-

vativní technologii lanového jeřábu by-

lo možno osadit i okenní rámy (obr. 5),

které byly vyráběny přímo na staveniš-

Obr. 5 Lešení, bednění a okenní rámy [2]

❚ Fig. 5 Scaffolding, formwork and window

frames [2]

Obr. 6 Vnitřní prostor krátce před

dokončením [2] ❚ Fig. 6 Interior prior

to its completion [2]

Obr. 7 Dokončená hala během Jubilejní

výstavy, 1913 [2] ❚ Fig. 7 Completed hall

during the Jubilee Show, 1913 [2]

Obr. 8 Slavnostní přijetí do seznamu

světového kulturního dědictví UNESCO,

2006 [6] ❚ Fig. 8 Ceremonial act of listing

as UNESCO World Cultural Heritage, 2006 [6]

5 6

7

1 9



ti a upevněny na konstrukci jako hoto-

vé díly [2].

Betonové bednění haly lze označit

za mistrovský počin tesařského umění,

neboť celý objekt nemá takřka žádné

rovné linie a plochy. Na bednění a le-

šení, které obklopovalo celou halu, by-

lo použito zhruba 3 000 m3 dřeva [3].

Velký důraz byl kladen na kvalitu po-

užitých materiálů. Tak byl např. cement

odebírán ze zásobníků zapečetěných

vedením stavby a na celkem 600 t be-

tonářské výztuže nebylo použito běž-

né, ale výhradně jakostní železo [3].

Odvážnosti této moderní konstruk-

ce i používání inovativních stavebních

technologií si byli vědomi všichni, kdo

se na stavbě podíleli. Skepse nezůstali

ušetřeni ani samotní odborníci. O oka-

mžiku, kdy mělo být odstraněno leše-

ní a stavba měla poprvé stát „na vlast-

ních nohách“, vyprávěl Paul Heim, wro-

clawský architekt a dlouhodobý Ber-

gův spolupracovník, následující anek-

dotu: Před zahájením odstraňování

lešení z kupole pracovníky opusti-

la odvaha. Max Berg tedy požádal

na ulici jakéhosi muže, aby s ním šel

do haly a za jednu zlatku povolil prv-

ní upevňovací šroub lešení, protože

toho sám nebyl schopen. Teprve, až

když to ostatní viděli, tak se do haly

vrátili a začali lešení odstraňovat sa-

mi (obr. 6) [1].

Použitím inovativních technologií a dí-

ky přesnosti projektu i provedení se fir-

mě Dyckerhoff und Widmann poda-

řilo stavbu realizovat za pouhých pat-

náct měsíců. Hrubá stavba byla měs-

tu Wroclaw předána dne 20. prosince

1912, šest týdnů před smluvním termí-

nem (obr. 7) [4].

UDÁLOSTI UPLYNULÉHO

STOLETÍ

Domněnky Maxe Berga o funkčnosti

stavby se potvrdily. V průběhu dějin se

v Hale století konalo množství význam-

ných kulturních a společenských udá-

lostí. V srpnu 1948 se zde například

uskutečnil Světový kongres intelektuá-

lů ve službách míru, kterého se kromě

jiných zúčastnili i Pablo Picasso a Max

Frisch. Své koncerty zde uvedla rov-

něž řada světoznámých zpěváků, jako

např. v roce 1964 Marlene Ditrich. V ro-

ce 1997 tu během své návštěvy Polska

vedl v rámci Eucharistického kongresu

ekumenickou bohoslužbu i papež Jan

Pavel II. a dalajláma využil prostory ha-

ly ke svému projevu o „míru a toleran-

ci“ v roce 1998. V hale se rovněž pravi-

delně konají přední sportovní akce, ja-

ko např. tenisové turnaje či mistrovství

ve volejbalu a basketbalu [1].

Během II. světové války byla Wroclaw

čili „Wroclawská pevnost“ z více než

70 % zničena, Hala století však válku

přečkala relativně šťastně. Důvodem

bylo to, že hala samotná sloužila jako

orientační bod pro ruské bombardéry.

Tím, že se po válce území Polska po-

sunulo směrem na západ, se nyní Hala

století nachází na území polského stá-

tu a od té doby se rovněž nazývá „Ha-

la Ludowa“ (Lidová hala) [1].

Hala století patří k největším úspě-

chům světové architektury v oblasti že-

lezobetonových konstrukcí a je od roku

1962 zapsána v polském památkovém

rejstříku. Vzhledem k průkopnické-

mu architektonickému a konstrukční-

mu řešení, jakož i použití železobeto-

nu, které bylo začátkem 20. století při

stavbě takto monumentálního objek-

tu velmi ojedinělé, byla Hala století dne

13. července 2006 zapsána do se-

znamu světového kulturního dědictví

UNESCO (obr. 8). V současné době je

objekt součástí památkového komple-

xu „Hala století Wroclaw“ a je pod přís-

nou památkovou ochranou [1].

KONSTRUKČNÍ A STAVEBNÍ

NEDOSTATKY

Počátek 20. století byl obdobím roz-

machu a pro stavební průmysl začát-

kem používání železobetonu ve velkém

měřítku. Z tohoto tenkrát nového sta-

vebního materiálu byly vyrobeny veške-

ré konstrukční prvky Haly století.

V souvislosti s plánováním současné

i budoucí údržby byl proveden podrob-

ný průzkum stavby, jehož součástí byl

stavebně historický průzkum, odběr

vzorků a laboratorní zkoušky. Na tom-

to základě vypracoval zadavatel tech-

nický posudek, který vyhodnotil stabi-

litu haly a potvrdil dobrý statický stav

stavby. Pouze pro patní věnec musela

být naplánována opatření pro jeho ze-

sílení. V posudku bylo dále poukázáno

na potenciální příčiny poškození a vad

jednotlivých železobetonových částí.

Hlavní příčinou vzniku většiny škod

na fasádě byla koroze betonové výztu-

že uložené blízko povrchu, která způso-

bila oprýskávání a tvorbu trhlin. Ke zni-

čení pasivní vrstvy stavby došlo zkar-

bonizováním okrajové zóny v důsledku

nedostatečně silné betonové krycí vrst-

vy (10 až 30 mm) a na některých mís-

tech vlivem nízké kvality betonu. Zkouš-

ky provedené přímo na místě navíc od-

halily chybějící resp. poddimenzované

vyztužení v masivních konstrukčních

prvcích. To vedlo – v důsledku smrš-

ťování a dotvarování betonu – k tvor-

bě četných trhlin na fasádě a na vnější

části patního věnce. Další slabinou ně-

kterých částí konstrukce bylo rozmís-

tění použitých třmín ků, které nepokrý-

valy všechny výztužné pruty jednoho

průřezu a kromě toho byly nepravidel-

ně rozmístěné. Kvůli nesprávně prove-

dené třmínkové výztuži docházelo u řa-

dy okenních pilířů k výrazné korozi be-

tonové výztuže uložené blízko povrchu,

která způsobila značné poškození čás-

tí konstrukce [5].

Uvedené konstrukční nedostatky jsou

charakteristické pro většinu v této do-

bě postavených historických železo-

betonových staveb a vyplývají z teh-

dejšího stavu znalostí o železobetonu.

Zvlášť je třeba zdůraznit skutečnost,

že v té době neexistovala standardi-

zace podkladů a směrnic pro dimen-

8



zování staveb, která by umožňova-

la jak zdokladovat nosnost resp. sta-

bilitu, tak i posoudit životnost. Při po-

suzování konstrukčních nedostatků se

nesmí zapomínat na to, že Hala stole-

tí byla jednou z prvních staveb svého

druhu a že je stará téměř sto let. Rela-

tivně nízký počet vad je tím nejlepším

dokladem skvělých odborných znalos-

tí jejích stavitelů.

Po přesné inventarizaci všech škod

a závad haly byla vypracována speciální

koncepce oprav, v níž došlo k respek-

tování a souladu technických požadav-

ků s podmínkami památkové péče.

SANACE A OPRAVY

Sanace vnějších konstrukcí Haly stole-

tí byla provedena v období od března

2009 do května 2010, přičemž se jed-

nalo o první komplexní opravu od její-

ho postavení. Pracemi byla pověřena

rakouská firma Alpine Bau GmbH jako

generální zhotovitel. Součástí smlou-

vy uzavřené s investorem, společností

Wroclawskie Przedsiebiorstvo Hala Lu-

dowa, Sp. z o. o., bylo vyhotovení pro-

jektové dokumentace, získání staveb-

ního povolení, zpracování časového

harmonogramu realizace a vlastní pro-

vedení oprav.

Sanační práce zahrnovaly opravu, re-

profilování a zajištění betonu fasády,

obnovu původní barvy stavby, zajiště-

ní patního věnce pod žebrovou kupo-

lí, renovaci původních dřevěných oken

a obnovu střešní krytiny včetně okapů

a hromosvodového systému (obr. 9).

Sanace a oprava fasády

Fasádu Haly století vytvořili stavitelé

pomocí vertikálně a horizontálně struk-

turovaného dřevěného bednění. Cí-

lem koncepce oprav bylo stanovit po-

stup pro trvalé odstranění škod a zá-

vad na fasádě, aniž by došlo k naruše-

ní původního architektonického vzhle-

du stavby. Pro minimalizování zásahů

do historické fasády a zachování co

možná největšího podílu původních po-

vrchů byly veškeré závady, jež měly být

odstraněny, nejprve klasifikovány z hle-

diska jejich rozsahu a poté příslušným

způsobem sanovány.

V rámci přípravy na provedení oprav

byla fasáda vyčištěna metodou mok-

rého pískového otryskání. Na někte-

rých místech byly uvolněné a nepev-

Obr. 9 Hala století při zahájení sanačních prací, 2009 ❚

Fig. 9 Hall of the Century during the start of the repair work, 2009

Obr. 10 Modelování struktury reprofilovaných míst

❚ Fig. 10 Modelling of the structure of reprofiled spots

Obr. 11 Reprofilované místo po natření ❚

Fig. 11 Reprofiled spot after painting

Obr. 12 Umístění předpínacích prvků v průřezu patního věnce

(Legenda: Stahlseile = ocelové lano; 3x ∅ 15,7 mm im HDPE

Schutzrohr……. = 3x ∅ 15,7 mm v ochranné trubce HDPE,

vyplněné mazivem; HDPE Schutzrohr ∅….… = ochranná trubka

HDPE ∅ 50, vyplněná cementovou suspenzí; Abdeckung…..…

= krycí vrstva, tvořená adhezní mezivrstvou a minerální maltou,

zesílená povrchovou armaturou) ❚ Fig. 12 Placing of

prestressing elements at the cross-section of the foot ring

beam (Key: Stahlseile = steel cable; 3x ∅ 15.7 mm im HDPE

Schutzrohr……. = 3x ∅ 15.7 mm in a protection tube HDPE, filled

with lubricant; HDPE Schutzrohr ∅….… = protection tube HDPE

∅ 50, filled with cement suspension; Abdeckung…..… = cover layer

made from an adhesive interlayer and mineral mortar consolidated

with surface reinforcement)

Obr. 13 Zajištění patního věnce pomocí vnějších předpínacích

prvků a povrchové betonářské výztuže ❚ Fig. 13 Securing of

the foot ring beam by means of external prestressing elements and

surface concreting reinforcement

1110

9

2 1



né části betonu odstraněny do té míry,

že došlo k odkrytí betonářské výztu-

že, která byla očištěna a opatřena an-

tikorozním nátěrem. Po jejím ošetření

byl na obnažené místo nanesen ad-

hezní můstek na bázi cementu a ná-

sledně sanační malta, upravená spe-

ciálně pro tuto stavbu. Na závěr byly

provedeny finální úpravy a reprofilace

opravených míst za účelem přizpůso-

bení povrchové textury betonu oko-

lí a obnovení původní struktury bed-

nění (obr. 10).

Sanace trhlin byla provedena pod-

le koncepce oprav následujícím způ-

sobem: trhliny do šířky 0,2 mm byly

impregnovány „štětečkovou“ injektá-

ží, trhliny nad 0,2 mm pak nízkotlakou

metodou pomocí pakrů osazených le-

pením či vrtáním.

Při opravě fasády o celkové ploše

10 930 m2 bylo celkem použito zhruba

30 m3 sanační malty a 1 200 l epoxi-

dové pryskyřice.

Práce byly zakončeny obnovením pů-

vodního, jednotného barevného odstí-

nu stavby. Stratografický průzkum po-

vrchu betonu ukázal, že na povrchu

stavby se nachází zlatavě žlutá barevná

vrstva, pocházející z 20. let minulého

století, kterou byla zřejmě hala v té-

to době natřena. Přesný odstín a kry-

cí vlastnosti barev pro úpravy na fasá-

dě byly zvoleny po konzultaci s měst-

ským památkovým úřadem na základě

vzorků odebraných ze stavby. Po na-

nesení základové vrstvy byla venkov-

ní fasáda natřena dvěma vrstvami po-

lotransparentní zlatavě žluté lazurové

barvy (obr. 11).

Zajištění patního věnce

Nejdůležitější částí prováděných oprav

bylo zajištění hlavního konstrukčního

prvku haly – patního věnce pod žeb-

rovou kupolí. Věnec přenáší hmot-

nost kupole do válcové spodní stav-

by a po obvodu měří 218 m. Tato část

stavby se jako vazebný prvek skládá ze

dvou vodorovných, nad sebou umís-

těných zabetonovaných příhradových

nosníků.

Kvůli množství masových akcí kona-

ných v hale, při nichž bylo nutné za-

věsit na žebra nosné konstrukce stá-

le mohutnější ozvučovací a osvětlo-

vací systémy, musel být tento hlav-

ní konstrukční prvek zajištěn. Opatře-

ní muselo být provedeno tak, aby se

minimalizovaly zásahy do vzhledu této

historické stavby.

Technický posudek, vypracovaný za-

davatelem pro realizaci prací, předpo-

kládal pro zajištění dvě varianty:

Varianta I: použití systému externího •

předpětí jako pasivního zesílení,

Varianta II: upevnění pasivního vy-•

ztužení při použití pásků z uhlíkových

vláken, které se po odpovídající pří-

pravě betonové plochy nalepí pomocí

epoxidové pryskyřice na vnější stranu

patního věnce.

Po provedení detailní analýzy se firma

Alpine Bau GmbH rozhodla pro varian-

tu I. Použití systému externího předpě-

tí skýtalo oproti zajištění pomocí pásků

z uhlíkových vláken následující výhody:

značnou nezávislost na počasí •

a technických omezeních v průběhu

realizace,

možnost monitorování zajišťovacích •

prací a celé nosné konstrukce po-

mocí příslušných měřicích přístrojů

po dokončení zajištění,

provedení případných korektur bě-•

hem fáze realizace i po ní,

zkrácení doby realizace a snížení ná-•

kladů,

záruku dlouholeté odolnosti.•

Zajištění tohoto hlavního konstrukč-

ního prvku prostřednictvím systému

externího předpětí spočívalo v ovinutí

patního věnce dvaceti sedmi ocelový-

mi lany o průměru 15,7 mm, a to bez

jejich propojení. Jejich charakteristic-

ká pevnost v tahu činí 1 860 MPa. La-

na byla spojena do devíti předpínacích

kabelů, tvořených třemi žilami (obr.

12). Po zhotovení předpínacích prvků

v areálu stavby byly kabely pomocí le-

šení postaveného kolem fasády umís-

těny do požadované polohy a upevně-

ny ve vzájemné vzdálenosti 140 mm

na vnější plochu patního věnce. Kotev-

ní prvky zůstaly skryty a byly namon-

továny do vnějšího schodiště, jež by-

lo k hale přistavěno až ve 30. letech

20. století. Aby bylo možno na jedné

straně garantovat řádnou funkci kotev-

ních prvků a na straně druhé v maxi-

mální míře zachovat původní rozložení

sil v nosné konstrukci, byly předpína-

cí kabely napnuty pouze silou 126 kN.

To odpovídá cca 15 % jejich pevnosti

v tahu. Po injektáži předpínacích prv-

ků cementovou suspenzí byla za úče-

lem zesílení rozmístěna na vnější stra-

nu patního věnce povrchová betonář-

ská výztuž, doplněna minerální malta

a na ní spojovací můstek na bázi ce-

mentu (obr. 13). Po nanesení minerál-

ní krycí malty následovala úprava po-

vrchové textury ve shodě s původní fa-

sádou Haly století.

Zajištění patního věnce o obvodové

dél ce 218 m pomocí systému externí-

ho předpětí je největším opatřením

svého druhu, které kdy bylo v Polsku

provedeno.

12 13



Renovace oken

Zvláště náročnou částí sanačních prací

byla renovace šesti set dvanácti původ-

ních, sto let starých oken v dřevěných

rámech. Na každé z devíti úrovní měla

tato okna s otevíráním ven různou veli-

kost, rozměry i počet okenních křídel.

Před zahájením demontáže byla

všechna okna očíslována a pro kaž-

dé z nich vytvořena renovační karta,

na níž bylo uvedeno poškození a pří-

slušná nutná sanační opatření. Po od-

stranění křídel byly demontovány pů-

vodní okenní rámy a okenní otvory by-

ly po celou dobu opravy zajištěny OSB

deskami. Pro splnění náročných poža-

davků na provedení restauračních pra-

cí bylo nutno demontovaná okna pře-

vézt do speciální renovační dílny.

Po demontáži okenního kování byl

odstraněn původní barevný nátěr. Ok-

na byla původně vyrobena z vzácné-

ho a mimořádně odolného dřeva přes-

ličníku (kasuar), které bylo spe ciálně

pro tuto stavbu dovezeno z Austrá-

lie [1]. Protože tento druh dřeva již ne-

existuje, musel být pro renovaci zvo-

len jiný druh, který by svými vlastnost-

mi odpovídal co možná nejvíce dřevu

původnímu (Přesličníky se vyskytují

i v současnosti, ale ne v Evropě. Mož-

ná vzhledem k dostupnosti a ceně byl

tento druh dřeva nahrazen jiným, pozn.

redakce). Po provedení pečlivé analý-

zy bylo ze strany památkového úřadu

vybráno africké iroko, kterým se mě-

ly nahradit značně poškozené a ne-

obnovitelné prvky jako příčele, okap-

nice a veškerá ne opravitelná mís-

ta o ploše větší než 200 mm2. Men-

ší trhliny a prohlubně, které neměly

vliv na nosnost dřevěných prvků, byly

vytmeleny speciální sanační hmotou.

Po impregnaci následovalo tónová-

ní opravených míst dřevěných prvků

pomocí základového nátěru, aby zů-

stala zachována jednotná barva povr-

chu. V dalším kroku byl na okenní dí-

ly nastříkán hnědý lazurový lak, kte-

rý zdůraznil přirozenou strukturu dře-

va. Celkem byla restaurována okenní

plocha o velikosti 2 420 m2, přičemž

bylo spotřebováno téměř 30 m3 dře-

va iroko.

Tajemství „žluti 21“

V roce 1912 dodala sklárna v městě Pir-

na nedopatřením okenní skla s tmavším

odstínem, než bylo objednáno. Vzhle-

dem k napjatému časovému harmono-

gramu byla tedy okna Haly století vyro-

bena z chybně dodaného skla. Město

Wroclaw zahájilo proti sklárně soudní ří-

zení, které trvalo několik let a při němž

nebyl kvůli vypuknutí války nikdy vyne-

sen žádný rozsudek. V souvislosti s ob-

léháním Wroclawi v roce 1945 byla vět-

šina barevných okenních skel zničena

a po II. světové válce nahrazena novými

transparentními skly, která z větší části

přečkala až do doby sanace haly.

Současné sklo bylo zvoleno na zá-

kladě zkušebního vzorku „žluť 21“,

převzatého ze soudního spisu, které

si Max Berg původně objednal. Přes-

ný barevný odstín a texturu se podaři-

lo určit jen díky šťastnému nálezu do-

chovaného originálního vzorku. Ten-

to vzorek pocházel ze soukromé sbír-

ky posledního ředitele sklárny v Pirně,

jež byla po sjednocení Německa uza-

vřena a zbourána.

Pro zasklení oken bylo použito 4 mm

silné, tvrzené, okrově zbarvené orna-

mentální sklo (obr. 14). Každé z 11 328

skel muselo být vzhledem k rozdíl-

ným rozměrům daným rozmístěním

okenních příčel individuálně přiříznu-

to. Po zasklení a montáži opravené-

ho kování byla okna přepravena zpět

na stavbu a pomocí betonových kotev

zabudována do příslušných otvorů.

ZÁVĚR – ZVLÁŠTNÍ POŽADAVKY

NA PRŮBĚH PRACÍ

Dnes se v Hale století pravidelně kona-

jí nejrůznější koncerty, sportovní utkání,

výstavy a veletrhy. Dle podmínek sta-

novených ve smlouvě probíhaly veš-

keré sanační práce za běžného pro-

vozu haly a rovněž během konání ma-

sových akcí, pořádaných jak uvnitř ha-

ly, tak i v přiléhajícím areálu. V průběhu

rekonstrukce se v Hale století pořádaly

i přední sportovní akce, jako třeba mis-

trovství Evropy v basketbalu a volejbalu

nebo klasifikační zápasy mistrovství Ev-

ropy v házené.

Všechny náročné požadavky se po-

dařilo splnit díky vypracování podrob-

ného harmonogramu stavebních pra-

cí, odpovídajícímu zařízení staveniště

a přesné koordinaci jednotlivých sta-

vebních činností.

Obr. 14 Zasklívání oken okrovým ornamentálním sklem, vyrobeným podle původního vzorku ❚

Fig. 14 Glazing of the windows with ochre ornamental glass produced by an original sample

Obr. 15 Hala století po ukončení sanačních prací, 2010 ❚ Fig. 15 Hall of the Century after

the completion of the repair works, 2010

Literatura:

[1] Ilkosz J.: Die Jahrhunderthalle und

das Ausstellungsgelände in Breslau

– das Werk Max Bergs. München:

R. Oldenbourg 2006

[2] Trauer G., Gehler W.: Die

Jahrhunderthalle in Breslau. Berlin:

Verlag von Julius Springer 1914

[3] Der Eisenbetonbau der großen

Festhalle zu Breslau. Berlin: Beton

und Eisen 3 (1913), s. 60–61

[4] Berg M.: Die Jahrhunderthalle und

das neue Ausstellungsgelände der

Stadt Breslau. Berlin: Deutsche

Bauzeitung 47 (1913), s. 385–389

u s. 462–466.

[5] Dr.-Ing. Persona M.: Gutachten

über den technischen Zustand des

Tragwerks die Jahrhunderthalle in

Breslau. Breslau 2007

[6] Oficiální internetové stránky Haly

století: http://www.halaludowa.

wroc.pl, 15. 03. 2010

[7] Oficiální internetové stránky UNESCO:

http://whc.unesco.org/,

15. 03. 2010

14

2 3



Díky odborné způsobilosti a ochotě

ke spolupráci na straně jedné a nasa-

zení všech, kteří se na realizaci podí-

leli, na straně druhé se podařilo „Halu

století“ Maxe Berga včas a v souladu

se smlouvou obnovit v původním i no-

vé době odpovídajícím zlatavě žlutém

lesku (obr. 15).

Na tomto místě by autoři chtěli poděkovat všem,

kteří se projektu zúčastnili, za kvalitní spolupráci.

Zvláštní poděkování patří zadavateli, společnosti

Wroclawskie Przedsiebiorstwo Hala Ludowa, Sp.

z o .o., za projevenou důvěru a bezproblémovou

spolupráci. Poděkování dále patří panu

Dr. Leszkovi Konarzewskému z firmy

APP Wroclaw, panu Prof. Janu Biliszczukovi

a panu Dr. Jerzy Onysykovi z firmy Mosty-

Wroclaw za jejich cenné nasazení a technickou

podporu v souvislosti s realizací projektu.

Závěrem autoři děkují wroclawskému Úřadu

památkové péče za poskytnuté informace

a podněty týkající se ochrany památek.

Článek byl poprvé uveřejněn v časopise

Beton- und Stahlbetonbau 105 (2010), Heft. 11.

Redakce děkuje autorům a redakci časopisu

za laskavý souhlas s českým přetiskem.

Fotografie: 9, 11, 13 a 15 Maciej Mikolajonek,

10 Ryszard Lubowicz, 14 Robert Lewandowski

Dipl.-Ing. Hannes Sebastian Huber


Patryk Filipczak


oba: ALPINE Bau GmbH

Internationaler Ingenieurbau

Oberlaaer Straße 276, 1239 Wien

Rakousko

Dipl.-Ing (FH) Maciej Mikołajonek

ALPINE Bau Sp. z .o. o.

Katowicka 51, Myslowice 41-400

Polsko


15

PROMĚNA SÝPKY

V CHRÁM REKLAMY

A UMĚNÍ ❚

CHANGE OF

A GRANARY INTO

A TEMPLE OF

PROMOTION AND ART



František Chrástek, Markéta Švehlíková, David Prudík

Článek popisuje rekonstrukci a přestavbu bývalé sýpky v Uherském Brodě

z konce devatenáctého století na moderní firemní sídlo. Původní cihelné

zdivo, betonová vestavba ze začátku druhé poloviny minulého století

dodávající interiéru historického zemědělského objektu industriální ráz,

dřevěné konstrukce krovu, tři nová železobetonová schodiště, požární

pozinkované schodiště, plechové dveře, zářivková svítidla, tovární „želvy“

a lité epoxidové podlahy – zdánlivě nesourodé prvky společně tvoří ele-

gantní celek. ❚ This article describes reconstruction and rebuilding

of a former granary in Uherský Brod coming from the late 19 century

into a modern residence of a firm. The original brickwork, concrete

building-in from the mid 20 century adding industrial character to this

historical farming construction, timber truss, three new reinforced

concrete staircases, fire escape zinc-coated staircase, metal doors,

fluorescent lamps, factory “turtles“ and cast epoxy floors – seemingly

disparate elements – together make an elegant whole.

Možná jen nejstarší obyvatelé Uherského Brodu si pamatu-

jí, jakému účelu původně sloužil objekt ve svahu nad měst-

ským koupalištěm. Spousta Broďanů jej totiž až donedávna

považovala za „pozůstatek komunistické éry“. Málokoho by

napadlo, že rozlehlá a notně oprýskaná budova je úzce spja-

ta s hraběcím rodem Kouniců. Teprve v uplynuvším deseti-

letí a hlavně pak v posledních dvou letech se lidé osmnácti-

tisícového města na východě Moravy stali svědky zajímavé

proměny chátrající historické památky v moderní firemní síd-

lo. Zázemí zde našla komunikační agentura Q studio (člen

Asociace reklamních agentur a marketingové komunikace,

na českém trhu marketingu a reklamy se pohybuje od ro-

ku 1991). V budově najdete fotografický ateliér, grafické od-

dělení, obchodní oddělení, půdní prostory sloužící jako dílny

a sklady a v přízemí uměleckou galerii pro veřejnost.

HISTORIE STAVBY

Budovu nechal postavit roku 1862 hrabě Albrecht Vincenc

Kounic. Kounicové patřili mezi nejváženější a nejstarší domá-

cí šlechtické rody. Albrecht byl prvorozeným synem proslulé

české vlastenky a mecenášky Eleonory, hraběnky z Kounic.

Po smrti svého otce převzal panství Kouniců z české i mo-

ravské větve a jedním z rodových sídel bylo i město Uher-

ský Brod.

Rozlehlá stavba sloužila jako sklad obilí. Není bez zajíma-

vosti, že v jejím těsném sousedství se nacházelo pět stud-

ní, které byly hlavním zdrojem vody pro zásobování městské

kašny. Voda jedné z nich je využívána v objektu jako užit-

ková dodnes.

Sýpka sloužila svému původnímu účelu dlouhých sto let.

Kounicové ji vlastnili do roku 1924, kdy jim byla pozemko-

vou reformou odebrána. Převzalo ji družstvo rolníků (v tom-

to případě dvě konkrétní rodiny). Při kolektivizaci zeměděl-

ství v padesátých letech minulého století byla sýpka zestát-

něna. V šedesátých letech prošla rekonstrukcí, při níž by-

la vnitřní dřevěná nosná konstrukce nahrazena betonovou,

kvůli zvýšení únosnosti jednotlivých pater. Až do konce ko-

munistické éry stavba sloužila jako skladiště nejrůznější-

ho materiálu a nezadržitelně se na ní podepisoval zub ča-

su. Po roce 1989 ji zdevastovanou získali nazpět v restitu-

ci potomci rolníků.

ZÁCHRANA OBJEKTU

Novodobá historie Kounicovy sýpky se začala psát až v no-

vém tisíciletí. V roce 2001 ji od restituentů koupilo Q studio.

„Bydlel jsem v sousedství. Stav té budovy, která neodmysli-

telně patří k historii Uherského Brodu, mi dělal starost. Sou-

časně jsem hledal nové větší a vhodnější prostory pro svo-

ji firmu. Proto jsem se rozhodl budovu zachránit“, vysvětlu-

je František Chrástek, investor, umělecký fotograf a jedna-

tel studia.

V tom okamžiku ještě neměl zcela jasnou představu o tom,

jak přesně bude nakonec budova využita, ani jak vyřeší

otázku financování rekonstrukce. Že nebude stačit jen „vy-

měnit jmenovku na zvonku“ bylo jasné hned při první ob-

hlídce objektu. Zchátralou střechou sem zatékalo, krovy by-

ly prohnilé a celá budova byla značně vlhká. Půdorys třípod-

lažní budovy přitom činí 520 m2 a celkový obestavěný pro-

stor 5 300 m3.

Rekonstrukce nakonec probíhala dvoufázově. První část

oprav se uskutečnila v letech 2001 až 2003, další započala

až v září 2009 za podpory Evropského fondu pro regionální

rozvoj. Definitivní podobu budova dostala v červnu 2010.

ZMĚNY A POSTUPY

„V první fázi rekonstrukce jsem už dost dobře věděl, co chci

udělat, a jak to udělat. Oslovil jsem proto přímo projekční

kancelář, která zpracovala projekt pro stavební řízení. Nejpr-

ve bylo třeba vyměnit krovy, krytinu a odizolovat střechu, pak

budovu očistit od různých nánosů doby, od přístaveb a ve-

staveb, ošetřit betonové i dřevěné konstrukce, vysušit zdivo

(obvodové zdi dosahovaly až 37 % vlhkosti, voda z nich do-

slova tekla) a vybudovat inženýrské sítě“.

Systém stavby se skládá ze svislé obvodové konstrukce

původního obvodového zdiva, které je cihelné, místy smíše-

né (kámen, cihla). Vnitřní svislé konstrukce, které nahradily

původní dřevěné, jsou železobetonové a podepírají podélný

železobetonový průvlak s náběhy. Vodorovné stropní kon-

strukce nad prvním a druhým nadzemním podlažím tvoří že-

lezobetonový trámový strop s výškou 3,5 m. Srdcem agen-

tury je fotoateliér, a pro ten bylo zapotřebí zvednout strop

kvůli světlu minimálně do výšky 5 m.

1

2 5



Obr. 1 Historická fotografie budovy

sýpky z 30. let dvacátého století ❚

Fig. 1 Historic photo of the granary

construction from the 1930‘s

Obr. 2 Pohled na sýpku v čase,

a) původní stav, b) v průběhu

rekonstrukce, c) současný stav

❚ Fig. 2 View of the granary with

time, a) original condition, b) during the

reconstruction, c) current state

Obr. 3 Půdorysy objektu, a) 1. NP,

b) 2. NP, c) podkroví ❚

Fig. 3 Ground plans of the construction,

a) 1 above-the-ground storey,

b) 2 above-the-ground storey, c) attic

Obr. 4 Stav železobetonových průvlaků

v podkroví před rekonstrukcí ❚

Fig. 4 Condition of reinforced

concrete beams in the attic prior to the

reconstruction

Fig. 5 Při bourání bylo odstraněno

cca 100 m3 železobetonové konstrukce

trámového stropu a podélných průvlaků

a sloupů ❚ Fig. 5 In the demolition,

around 100 m3 reinforced concrete

structure of the slab and girder ceiling

and longitudinal girders and pillars were

removed

Obr. 6 Betonáž podlahy v 1. NP

– budoucí fotoateliér ❚

Fig. 6 Concreting of the floor

on the 1 above-the-ground storey

2a

4

3a 3b 3c

2b

5

2c

6



Rozsah stavebních úprav se týkal odstranění zhruba

100 m3 železobetonové konstrukce trámového stropu a po-

délných průvlaků a sloupů. V jedné polovině budovy tak zů-

staly staré betonové sloupy, ve druhé je nový strop opět že-

lezobetonové konstrukce. Světlá výška fotoateliéru se zvět-

šila na 5,2 m. I tak nad ním ještě zbyl dostatek místa pro

další prostory, které dnes využívá např. obchodní oddělení.

Odstraněním části stropu se také podařilo vyřešit umístění

schodiště ze vstupní haly do prvního patra. Betonové části

budovy bylo nutno zbavit nánosů omítky a maleb metodou

otryskávání povrchu. Byla použita forma pískování, která se

zde jevila jako nejvhodnější. Nánosy prachu byly odstraně-

ny omytím betonových povrchů vodou. Na poslední část fi-

xace povrchu byl použit materiál Porosil EHV, který se pou-

žívá k povrchové konsolidaci a hydrofobizaci porézních i ne-

porézních materiálů v interiérech pozemních staveb, přede-

vším památkových objektů.

Protože přibývalo zásahů do původního projektu z roku

2001 a v samotném procesu stavby byly vyvolávány dal-

ší a další změny, přizval František Chrástek přece jen radě-

ji na pomoc architekta.

ZÁSAH ARCHITEKTA

Ačkoliv architekti všeobecně jen velmi neradi vstupují do roz-

jetých projektů, architekt David Prudík tak učinil.

„Známe se z dřívějška, situaci jsem mu vysvětlil a požá-

dal jej o pomoc. Nezpracovával pro mne nový projekt, ale

řešili jsme společně vedle koncepce i mnoho dílčích pro-

blémů a detailů. Chtěl jsem zachovat a ještě více podpořit

industriální charakter budovy, přiznat původní konstrukci,

tedy betonové nosníky, režné zdivo, či elektrické osvětle-

ní rovněž s industriálním charakterem, v několika dílčích

řešeních jsem se ale nakonec přizpůsobil jeho názoru“,

přiznává František Chrástek.

Architekt Prudík navrhl novou koncepci dispozice budo-

vy, změnil např. umístění schodiště, čímž dostala vnitřní ko-

munikace svoji logiku. V prostoru galerie, která je součás-

tí objektu, doporučil vybourání stávajících okenních para-

petů až k podlaze, čímž vzniklo propojení s exteriérem. Při-

šel s řadou kreativních řešení, např. barevného charakteru

sociálních místností, proskleného zádveří, únikového scho-

diště ad. „Také mi zakázal umístit do ateliéru některé ar-

8a

7

8b

2 7



tefakty, torza bývalého strojního vybavení sýpky a navr-

hl jejich využití v exteriéru“, usmívá se František Chrástek.

Zmiňovaný fotoateliér s rozlohou zhruba 400 m2 dnes patří

k největším v Česku. Výhodou jsou velké skladové prostory

i snadno přístupná nájezdová rampa.

Chloubou je nová Q-galerie ve vstupním vestibulu, kde se

budou pořádat pravidelné výstavy zajímavých a respektova-

ných výtvarníků a fotografů. V dubnu 2011 se v galerii již ko-

nala první vernisáž – fotografie s industriální tématikou zde

vystavuje profesor Jindřich Štreit, kterého zanedlouho vy-

střídá sochař Ivan Theimer.

S rekonstrukcí i s výsledným kreativním řešením celého

prostoru je František Chrástek naprosto spokojen. „Sta-

vební firma Navláčil i architekt Dušan Prudík odvedli dob-

rou práci. Naše návrhy a názory byly splněny beze zbyt-

ku. Příjemně mě překvapila i energetická bilance stav-

by – i když zima nebyla právě mírná, náklady na vytápě-

ní se tu pohybují na úrovni většího rodinného domu“, do-

dává na závěr.

SLOVO ARCHITEKTA

Historická sýpka z 19. století byla v šedesátých letech

20. století upravena vestavbou monolitického železobeto-

nového skeletu na skladovací prostory. Betonová vestav-

ba dodává interiéru zemědělského objektu industriální ráz.

Ten jsme se rozhodli, vzhledem k nové funkční náplni objek-

tu, podpořit. Do historických konstrukcí jsme zasahovali mi-

nimálně. Nové, provozně nutné, zásahy byly realizovány sys-

témem viditelně odlišených přístaveb či vestaveb. Konstruk-

ce i detaily nových prvků jsou podřízeny industriálnímu kon-

ceptu.

Vstupní fasáda získala vertikalitu úzkým výkladcem vybou-

raným po původní záklenek v obvodové zdi. Pro nový hlav-

ní vstup jsme vybrali jedno z původních okének v průčelí, je-

muž jsme ubourali parapet. Před něj jsme předsadili jedno-

duchou prosklenou „krabici“ zádveří, jež je zároveň i firem-

Obr. 7 Propojení s exteriérem bylo dosaženo vybouráním stávajících

parapetů, v pravé části základní kámen odkazující na osobnost hraběte

Albrechta Vincence Kounice, který nechal sýpku postavit ❚

Fig. 7 Connection with the exterior was achieved by pulling down

of the existing window sills; cornerstone referring to count Albrecht

Vincenc Kounic, who had the granary erected, on the right

Obr. 8a, b Vstupní hala s vestavěným železobetonovým

schodištěm ❚ Fig. 8 a, b Entrance hall with a built-in staircase

made of reinforced concrete

Obr. 9 Ateliér v 1. NP ❚ Fig. 9 Studio on the 1 above-the-ground

storey

Obr. 10 Prostory galerie v 1. NP ❚ Fig. 10 Art gallery


Obr. 11 Prostor nad železobetonovým schodištěm v 2. NP ❚

Fig. 11 Space above the reinforced concrete staircase


Obr. 12 Grafické a DTP studio v 2. NP ❚ Fig. 12 Graphics

and DTP studio on the 2 above-the-ground storey

9 10 11

12



ním poutačem. Přístup do prostor nad fotoateliérem zajišťuje

jednoduché pozinkované požární schodiště s terasou, které

je přisazeno k zadní fasádě. Systém vnitřní vertikální komu-

nikace je řešen vestavěním tří železobetonových schodišť.

V prostoru vstupu a fotoateliéru jsme odstranili železobeto-

nové stropy. Původní cihelné zdivo je v místech, kde to bylo

možné, očištěno a naimpregnováno. Stejně tak jsou ošetře-

ny betonové konstrukce, původně přelíčené vápnem.

Průmyslový charakter je podpořen osazením plechových

dveří do typových ocelových zárubní, zářivkovými svítidly,

továrními „želvami“, litými epoxidovými podlahami, nátěry

stěn sociálních zařízení i barevností fasády.

Podíl investora na zdařilém výsledku byl nadstandardní.

CHRÁM REKLAMY A UMĚNÍ…

Sto padesát let staré zdi dostaly novou tvář, náplň a život

a město Uherský Brod novou architektonicky zdařilou stavbu

a galerii. Obnažené původní cihly na vnitřních stěnách vstup-

ního sálu poukazují na historickou hodnotu budovy, stejně ja-

ko do zdi zasazený základní kámen. Nápis na něm odkazuje

k osobnosti hraběte Albrechta Vincence Kounice, osvícené-

ho šlechtice a člena české Společnosti vlasteneckých přátel

umění, který nechal sýpku roku 1862 postavit. Q studio se

snaží navázat na jeho kulturní odkaz. Chce, aby se nová sýp-

ka stala součástí kulturního života v Uherském Brodě. Pro-

storem, který spojuje reklamu s uměním.

Autoři Ing. arch. David Prudík, MgA. František Chrástek

SpolupráceRomana Štrynclová, Bc. Hana Kováčová,

MgA. Lucie Chrástková

Projekt Ing. Miroslav Sekanina

Dodavatel Navláčil stavební firma, s. r. o.

Obestavěný prostor 5 300 m3

Realizace 2010

MgA. František Chrástek

Q studio s. r. o.

U Plovárny 2370, 688 01 Uherský Brod

tel.: 572 635 555, mob.: 602 510 127

e-mail: [email protected], www.q-studio.cz

Markéta Švehlíková

novinářka, Uherský Brod

Ing. arch. David Prudík

Spojovací 2, 616 00 Brno


V pondělí 23. května t.r. byly ve výstavní síni Fakulty architektury

VUT v Brně vyhlášeny výsledky studentské architektonické sou-

těže „Beton a architektura“ (vyhlašovatelé soutěže: Fakulta archi-

tektury VUT v Brně, Svaz výrobců cementu ČR a Výzkumný ústav

maltovin Praha, s. r. o.).

Předmětem soutěže bylo zpracování soutěžního návrhu, v němž

měl být v podstatné míře jako konstrukční materiál použit beton.

Účelem a posláním soutěže bylo nalézt nejvhodnější koncepci

komplexního architektonického řešení objektu bez udání typolo-

gické kategorie. Cílem soutěže bylo představit beton jako vhodný

materiál, který je možno použít v navrhování současných architek-

tonických objektů. Soutěže se zúčastnili studenti bakalářského,

magisterského a prezenčního doktorského studijního programu.

Porota se rozhodla udělit:

• 1. cenu Bc. Táně Sojákové za návrh objektu městské samosprá-

vy, který vhodně reaguje na okolní zástavbu tvořenou směsicí

historických a moderních objektů. Beton se stal v návrhu sym-

bolem jednoduchosti, pravdivosti a šetrnosti, se kterou by obce

měly být spravovány.

• 2. cenu Bc. Jiřímu Richterovi za návrh kapličky vycházející z kon-

strukčních a výrazově estetických možností litého betonu. Klad-

ně byla hodnocena univerzálnost urbanistického začlenění a po-

měrně snadná realizovatelnost objektu při nízkých nákladech.

• 3. cenu Andreji Turčanovi za návrh studentského bydlení, který

jednoduchou formou vhodně doplňuje stávající historickou zá-

stavbu. Použitý malorozponový monolitický železobetonový kon-

strukční stěnový systém dal možnost co nejvíce otevřít uliční fa-

sádu.

• odměnu Bc. Kateřině Dvořákové a Bc Dagmar Vašákové za je-

jich společný návrh bytových domů umístěných na břehu řeky.

Projekt navrhoval betonový monolitický skelet odolný proti vodě

kombinovaný s výplňovým obvodovým zdivem.

Podrobnější informace o vystavených projektech

budou publikovány v 5. čísle časopisu

BETON A ARCHITEKTURA

Obr. 13 Podkroví, a) obchodní oddělení, b) sociální zázemí ❚

Fig. 13 Attic, a) trade section, b) social facilities

13a 13b

2 9



Bezplatná studentská verze

Demoverze zdarma ke stažení

Program pro výpočetprutových konstrukcí

Program pro výpočetprostorových konstrukcímetodou konečných prvků

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

BBezpllattnáá tst dudenttskáká verze

Podpora nových evropských norem

Různé národní přílohy

Cena programu již od 33 450 Kč

Česká verze včetně manuálů

RSTABRFEM

Vyzkoušejte naše programy

Bezplatné zapůjčení licence

RFEM

RSTAB 77

Inzerce 71.7x259 spad CZ (Beton)_02.indd 1 23.3.2011 21:57:03

Ve dnech 19. až 20. května 2011 se

uskutečnil již 21. ročník sympozia Sa-

nace 2011, které pořádá Sdružení pro

sanace betonových konstrukcí a které

již tradičně probíhalo v Rotundě pavilo-

nu „A“ na Brněnském výstavišti. Sou-

částí sympozia byla také doprovodná

výstava v předsálí Rotundy.

Slavnostní zahájení se konalo v před-

večer sympozia v Moravské gale-

rii v Brně, v barokním sále Místodrži-

telského paláce. Úvodní projev před-

nesl náměstek primátora města Brno

pan Oliver Pospíšil. Poté byla předána

ocenění v oboru sanace betonových

konstrukcí. Titulem Významná osob-

nost v oboru sanace betonových

konstrukcí byl oceněn Ing. Pavel

Lebr. Ocenění Sanační dílo roku 2010

získaly společnosti TOP CON SERVIS

s. r. o. za projekt (v subdodávce gene-

rálního projektanta ARTECH spol. s r. o.)

a SMP CZ, a. s., za realizaci stavby

Most ev. č. 22535-2 Zálužice (více

v článku na str. 10 až 14, pozn. redakce).

Ocenění Sanační materiál roku 2010

získala společnost Redrock Construc-

tion, s. r. o., za sanační systém těsně-

ní betonových konstrukcí Krystol T1.

V soutěži o úspěšně zpracovanou di-

plomovou práci v oboru sanací be-

tonu byla oceněna diplomová prá-

ce Ing. Dominika Suzy z Fakulty sta-

vební VUT v Brně, Ústavu betonových

a zděných konstrukcí, na téma Rekon-

strukce mostu z tyčových prefabrikátů.

V druhé části slavnostního večera vy-

stoupil M. Nostitz Quartet a Michaela

Koudelková.

V úvodu sympozia zazněly vyzva-

né přednášky Ing. Pavla Švagra, CSc.,

na téma Dostupnost dopravní infra-

struktury ČR v kontextu připravova-

né Superstrategie a Ing. Michala Štefla

na téma Zkušenosti z budování a údrž-

by dopravní infrastruktury v době rece-

se. Následoval odborný program roz-

dělený do šesti bloků: Vady a poruchy

betonových konstrukcí, kvalita a trvan-

livost sanací; Technické, ekonomické,

legislativní a ekologické aspekty sa-

nací betonových konstrukcí; Pokroči-

lé materiály a technologie pro sanace

betonu; Stavební průzkum, diagnos-

tika, projektování, monitoring; Sana-

ce a zesilování betonových konstruk-

cí – metody – technologické postupy –

příklady a Statická spolehlivost objek-

tů a aplikace principů trvale udržitelné-

ho rozvoje.

Sympozium poskytlo prostor pro

předvedení úspěšných realizací, vý-

měnu zkušeností a předávání nových

vědomostí. Také je to vždy příležitost

setkat se s odborníky z oboru a disku-

tovat své názory.

21. SYMPOZIUM SANACE 2011

Obr. 1 Slavnostní

zahajovací večer

v barokním sále

Místodržitelského

paláce v Brně –

Prezident SSBK

Ing. Zdeněk Jeřábek

při uvítacím proslovu

Obr. 2 Ing. Pavel

Lebr při přejímání

ocenění Významná

osobnost roku 2010

1

2

POHLEDOVÉ BETONY A MOŽNOSTI JEJICH SANACE ❚

ARCHITECTURAL CONCRETES AND THE POSSIBILITIES

FOR THEIR RESTORATION



Jiří Dohnálek, Milan Jurák

Pohledový beton je vystaven působení vnějších

klimatických podmínek a dochází k jeho funkční-

mu i vzhledovému chátrání. V článku je popsáno

celkové hodnocení staršího betonového objektu,

zhotoveného z pohledového betonu a provedení

jeho sanace. ❚ The architectural concrete is

exposed to outdoor weather conditions and it

leads to its functional and visual deterioration.

The article describes comprehensive assessment

of the older concrete building, made from

architectural concrete and the implementation of

its rehabilitation.

Pohledový beton je svébytnou katego-

rií betonu, jehož užití má stále narůsta-

jící tendenci. Z jeho názvu je zřejmé, že

se jedná o beton nezakrytý jakouko-

liv povrchovou úpravou, tedy beton, je-

hož povrch je bezprostředně vizuálně

přístupný svému okolí.

Současně lze z názvu vytušit i jis-

tá očekávání týkající se vzhledu tako-

véhoto betonu. Mělo by se nepochyb-

ně jednat o beton, jehož povrch bude

svou kvalitou a vzhledem úměrný kva-

litě okolních konstrukčních prvků i cel-

kovému významu objektu.

Vzhledem k tomu, „vzhled“ je este-

tickou kategorií, je mimořádně obtíž-

né pohledový beton exaktně definovat.

Proto vznikly počátkem minulého de-

setiletí v Německu a Rakousku směrni-

ce, které se snažily definovat základní

parametry pohledového betonu, kte-

ré by umožnily jak zadavatelům (inves-

torům, architektům), tak i zhotovitelům

alespoň minimální orientaci v požadav-

cích na vzhled pohledového betonu

i na ty faktory, které tento vzhled nej-

podstatnějším způsobem ovlivňují.

Tabulky z těchto směrnic obsahují ta-

to kritéria:

struktura povrchu,•

pórovitost povrchu,•

barevnost,•

pracovní spáry,•

rovinnost.•

Kromě toho jsou v těchto směrnicích

a v nich obsažených tabulkách formu-

lovány doplňující požadavky na:

zkušební plochy, •

kvalitu – třídu bednění,•

separační prostředky.•

V roce 2009 byla kompilací obou za-

hraničních předpisů a jejich doplněním

formulována tuzemská technická pra-

vidla ČBS 03 „Pohledový beton“, kte-

rá rozlišují pět stupňů pohledového be-

tonu, a to:

PB 0 betonové plochy bez zvláštních •

architektonických nebo technických

požadavků,

PB 1 betonové plochy s nízkými po-•

žadavky, např. stěny garáží, sklepů,

opěrné zdi,

PB 2 pohledové betony s vyššími po-•

žadavky např. běžné dopravní stav-

by, běžné budovy v prostředí stupně

XF2, XF3, XF4,

PB 3 pohledové betony s velmi vyso-•

kými požadavky,

PBS (zvláštní třída) architektonicky •

exponované plochy zvláštního význa-

mu, např. reprezentativní stavby.

Každé z uvedených kategorií jsou při-

řazeny požadavky na strukturu, pórovi-

tost, vyrovnanou barevnost a pracovní

spáry. Z větší části jsou však tyto po-

žadavky opět formulovány pouze slov-

ně a interpretace jednotlivých formula-

cí může být velmi rozdílná. Definova-

telným a měřitelným kritériem je pouze

pórovitost a rovinnost povrchu.

Zahraniční ani tuzemské směrnice

neřeší však tak podstatnou otázku, ja-

kou je případný výskyt trhlin v pohledo-

vém betonu. I když ČSN EN 1992-1-1

(Eurokód 2) vznik trhlin v železobeto-

nových konstrukcích považuje za při-

rozený a akceptovatelný, není definová-

no jaké trhliny, či trhliny jaké šířky jsou

estetickým defektem.

Dalším velmi podstatným aspektem,

který tyto směrnice pomíjí, jsou aspek-

ty trvanlivosti pohledového betonu.

Pohledový beton je obvykle prezen-

tován ať již v pozitivním či negativním

směru převážně po dokončení objektu,

jen výjimečně však existuje dokumen-

tace, jakým způsobem se na vzhledu

objektu provedeného z pohledového

betonu uplatňuje faktor času.

Uvedené směrnice tyto otázky ne-

řeší. Je přitom zřejmé, že velmi pod-

statnými parametry z hlediska stabili-

ty vzhledu železobetonové konstrukce

jsou nepochybně:

tloušťka krycí vrstvy betonu nad vý-•

ztuží,

mrazuvzdornost betonu,•

odolnost povrchu betonu vůči vylu-•

hujícím účinkům dešťové vody.

Z těchto faktorů pak vyplývá i prů-

běžně se zhoršující čistitelnost beto-

nového povrchu, resp. jeho náchylnost

ke špinění, zvláště v městském pro-

středí, a to ať již polétavým prachem či

zplodinami výfukových plynů, zejména

z naftových motorů.

Na starších betonových fasádách

z pohledového betonu můžeme vi-

dět projevy všech těchto naznačených

mechanizmů.

V oblastech s nižší tloušťkou krycí

vrstvy betonu nad výztuží se bodově

projevují rezavé skvrny, případně pří-

mo odpadávající krycí vrstva.

Dešťová voda zvláště v oblasti trh-

lin a nevhodně řešených detailů mů-

že vytvářet na povrchu světlé uhličita-

nové mapy či intenzivní výluhy. Všech-

ny tyto aspekty naznačují, že beto-

nový povrch není v exteriéru intaktní

a je nezbytné počítat s jeho údržbou

a v delším časovém odstupu i s je-

ho sanací. Pouze v interiéru může po-

hledový beton působit relativně dlou-

hou dobu bez požadavků na údržbu

a opravy.

SANACE POHLEDOVÉHO

BETONU OBECNĚ

Sanace pohledového betonu je mimo-

řádně obtížnou technologickou opera-

cí často s nejistým výsledkem. Opět je

primárně vnímána především jako tech-

nologická operace, prováděná na po-

čátku života objektu, kdy po odbedně-

ní nebo dokončení stavby je nezbytné

eliminovat lokální odchylky, místní zne-

čištění či jiné imperfekce.

Prakticky chybí informace či zkuše-

nosti o tom, jak postupovat v přípa-

dě starších objektů, které po funkč-

ní stránce jsou nadále plně akcepto-

vatelné, přesto je však jejich vzhled

v důsledku výše naznačených mecha-

nizmů již neakceptovatelný.

Ve skromné zahraniční literatuře, za-

měřené na tuto problematiku, se uvádí

tyto typy renovačních postupů:

mytí,•

kartáčování,•

broušení,•

pískování,•

chemická preparace,•

stěrkování,•

výměna betonu.•

Zmíněné mytí a kartáčování je pou-

3 1



žitelné při běžné údržbě rovnoměrně

znečištěného betonu vnějšími úsada-

mi. Je však obtížně použitelné jako ná-

stroj eliminace větších strukturních či

barevných odchylek.

Naopak broušení a pískování odstraní

povrchové cementové mléko (cemen-

tový tmel) a je tedy schopno eliminovat

výrazné povrchové znečištění, struk-

turní odchylky, zároveň však tyto zása-

hy podstatným způsobem mění struk-

turu povrchu a lze je tedy provádět

prakticky pouze jako celoplošné. Čas-

to jsou do této kategorie řazeny i „ka-

menické“ úpravy pohledového betonu,

tedy např. tzv. pemrlování.

Specifickým a většinou obtížně po-

užitelným postupem i s ohledem na

ochranu životního prostředí je chemic-

ká preparace povrchu. Slabé kyseli-

ny mohou snadno odstranit zejména

uhličitanové výluhy či tenké povrcho-

vé úsady, současně však zasáhnou

i cementový tmel a změní, byť nepatr-

ně jeho strukturu. To se okamžitě vý-

razně projeví na vzhledu zejména vět-

ších ploch, takže lze sice úspěšně eli-

minovat oblasti světlejší či tmavší, sou-

časně však vzniknou na povrchu co

do charakteru jiné odchylky, které bu-

dou vzhledově opět působit rušivě.

Jistou rezignaci pak obsahuje postup

spočívající v povrchovém nátěru pohle-

dového betonu či jeho lokálním nebo

plošném stěrkování. Zde již je povrch

pohledového betonu překryt byť re-

lativně tenkým nátěrem či jemnozrn-

nou cementopolymerní stěrkou. Ze-

jména u starších, korozně výrazněji po-

škozených objektů, se však může jed-

nat o jediný postup, který je schopen

prodloužit životnost objektu při zacho-

vání jeho akceptovatelného vzhledu.

Finální variantou je pak odstranění po-

hledového betonu a jeho opakova-

né provedení, tedy náhrada původní-

ho pohledového betonu pohledovým

betonem novým s lepšími vzhledový-

mi vlastnostmi.

V dalším textu je uveden konkrétní

příklad staršího železobetonového ob-

jektu z pohledového betonu, jehož sa-

nace byla zcela nezbytná. Současně

s ohledem na charakter poškození ne-

bylo možné povrch pouze vyčistit či re-

vitalizovat pouhým opískováním.

SANACE ŽELEZOBETONOVÉHO

OBJEKTU OBŘADNÍ S ÍNĚ

VE SVITAVÁCH

Předmětem posouzení a následné sa-

nace byl půdorysně i objemově členi-

tý objekt obřadní síně ve Svitavách, kte-

rý je součástí areálu místního hřbitova.

Byl zbudován v polovině 70. let minulé-

ho století a jeho charakteristickým výra-

zovým architektonickým prvkem jsou bo-

hatě členěné fasády z pohledového be-

tonu. Kromě pohledového betonu jsou

povrchové úpravy tvořeny zejména v so-

klových oblastech i hnědými keramický-

mi pásky. Stav objektu po přibližně třiceti

pěti letech je patrný z obr. 1 až 3.

Provozovateli bylo zřejmé, že přes stá-

lou funkčnost objektu je nezbytné za-

stavit chátrání fasády, a to ještě v oka-

mžiku, kdy nedošlo k jejímu celoobje-

movému rozpadu.

Základním předpokladem pro návrh

sanace bylo provedení stavebně tech-

nického průzkumu, jehož cílem bylo

identifikovat:

Obr. 1a, b Obřadní síň Svitavy – původní

stav ❚ Fig. 1 Ceremonial Hall in the town

Svitavy – its original state

Obr. 2a, b Původní stav opěrných stěn

❚ Fig. 2 The original state of retaining walls

1b1a

2b2a



kvalitu betonu a jeho strukturu,•

mrazuvzdornost betonu,•

korozní stav výztuže, •

rozsah povrchových vad.•

Zkoušky měly relativně omezený roz-

sah, přesto umožnily poměrně přes-

ně zodpovědět uvedené otázky. Byly

odebrány tři jádrové vývrty o průmě-

ru 50 mm, které byly využity jak k po-

souzení struktury betonu, tak stanove-

ní pevnosti v tlaku (obr. 4). Na zbytcích

těchto jádrových vývrtů byly pak pro-

vedeny orientační testy mrazuvzdor-

nosti betonu podle ČSN 73 1326.

Dále byla na omezeném počtu míst

stanovena tloušťka zkarbonatované

vrstvy a pomocí magnetického indiká-

toru výztuže tloušťka krycí vrstvy beto-

nu nad výztuží. Porovnáním obou pa-

rametrů byla získána informace o ko-

rozním stavu výztuže v těchto oblas-

tech, kde dosud nedošlo k oddělení

krycích vrstev. Na třech místech pak

byla stanovena odtrhovými zkouška-

mi i pevnost povrchových vrstev be-

tonu v tahu, která má podstatný vliv

na možnost sanace povrchových ob-

lastí.

Z provedených zkoušek vyplynulo:

Pro zhotovení pohledových betonů •

byl použit velmi jemnozrnný „písko-

vý“ beton s převažující frakcí 0/8 mm

(obr. 5).

Použitý beton má akceptovatelnou •

kvalitu a lze ho zařadit do aktuální tří-

dy C20/25.

Provedený beton je zcela nemra-•

zuvzdorný. Při testech podle

ČSN 73 1326 došlo prakticky k totál-

nímu rozpadu testovaných těles.

Tahová pevnost povrchových vrs-•

tev na třech zkušebních místech byla

1,32; 1,60 a 1,51 MPa. Průměrná hod-

nota tahové pevnosti byla 1,48 MPa.

Uvážíme-li, že přepočet tahové pev-

nosti na tlakovou u betonu nižší

a střední kvality lze provést přepočí-

tacím poměrem 1:10 až 1:15 je zřej-

mé, že pevnost betonu v tlaku povr-

chových vrstev se pohybuje na úrov-

ni 15 až 22 MPa. To je hodnota, kte-

rá uspokojivě koreluje se zatříděním

betonu na základě stanovené válco-

vé pevnosti v tlaku. Současně vý-

sledky naznačují, že povrchové vrst-

vy jsou degradovány, a to jak dlouho-

dobým působením vyluhujících účin-

ků dešťové vody, tak mrazovými cyk-

ly. Přesto lze zjištěné tahové pevnosti

charakterizovat jako akceptovatelné,

umožňující přikotvení případných re-

profilačních vrstev adhezí.

Provedený beton je po více než třice-•

ti letech expozice ve venkovním pro-

středí mimořádně silně zkarbonato-

ván (průměrná tloušťka karbonato-

vaných vrstev 65,3 mm!) a veške-

rá výztuž v něm uložená se nachá-

zí v oblasti se sníženou alkalitou, tedy

v oblasti, kde alkalita betonu nemů-

že tuto výztuž chránit před rozběhem

elektrochemické koroze.

Z uvedených skutečností je zřejmé,

že degradace betonu je odvislá přede-

vším od jeho kontaktu s vodou. Voda

indukuje jak mrazové poruchy, tak vy-

luhování povrchových oblastí, tak i roz-

běh elektrochemické koroze na výztu-

ži. To ilustruje i stav pohledových beto-

nů ve vnitřních prostorách, které jsou

z hlediska povrchové degradace vy-

hovující. Ze závěru stavebně technic-

kého průzkumu tedy zejména vyplývá,

že jedinou možností, jak prodloužit ži-

votnost fasády objektu, je v maximál-

ní možné míře eliminovat vstup vody

do povrchových oblastí.

Z průzkumu jednoznačně vyplynu-

lo, že pouhou revitalizací, tj. např. omy-

tím, kartáčováním či transparentními

penetracemi by nebylo možné fasádu

na delší dobu stabilizovat. V úvahu te-

Obr. 3a, b Původní stav venkovního

vybavení ❚ Fig. 3a, b The original state

of outdoor equipment

Obr. 4 Jádrové vývrty z pohledových betonů

fasády objektu ❚ Fig. 4 The concrete

cores from the architectural concrete of the

facade of the building

Obr. 5 Detail jádrového vývrtu, jemnozrnný

„pískový“ beton s frakcí 0/4 mm

❚ Fig. 5 The detail of the concrete core,

fine-grained “sand” concrete with the gravel

aggregate fraction 0/8 mm

Obr. 6a, b Realizace referenčních ploch ❚

Fig. 6a, b The realization of reference surfaces

Obr. 7a, b, c Záběry zachycující provádění

sanačních prací ❚ Fig. 7a, b, c The

pictures showing the repair work

3b3a

4

5

3 3



dy přicházel pouze razantnější zásah,

který by současně v maximální možné

míře zachoval strukturu povrchu, ze-

jména však omezil vstup srážkové vo-

dy do podkladního betonu, a tím elimi-

noval jeho nejvýraznější slabinu z hle-

diska životnosti, a to nízkou mrazu-

vzdornost.

Postup sanačních prací

V rámci celkové rekonstrukce Smu-

teční obřadní síně ve Svitavách sanaci

provedla firma Suno, s. r. o., Prostějov.

Stěny z pohledových betonů tvoří hlad-

ké plochy s otiskem vodorovně nebo

svisle orientovaných bednících prken.

Zakázka byla realizována na zákla-

dě výběrového řízení po provedení re-

ferenčních ploch a vyhodnocení ceno-

vých nabídek. Referenční plochy by-

ly využity k ověření stanoveného tech-

nologického postupu a použitých ma-

teriálu i výsledného estetického efektu

po provedeném sanačním zásahu. By-

ly provedeny celkem tři vzorky zvolené

na různých typech povrchu na vnější

fasádě objektu a dělící stěny.

Základním požadavkem při sanová-

ní povrchu fasády železobetonové kon-

strukce Obřadní síně z pohledového

betonu bylo v maximální možné míře

zachování původní struktury a barev-

nosti povrchu s prodloužením její život-

nosti. Charakter povrchu a požadavky

kladené na konečný výsledek vyžadu-

jí velmi citlivý přístup, odpovídající zruč-

nost a zvýšenou časovou náročnost

prováděných oprav. Z tohoto důvodu

nebylo možné použít k předúpravě po-

vrchu vysokotlaký vodní paprsek, kte-

rý by spolehlivě odstranil veškeré ne-

soudržné součásti povrchových vrstev

betonu, ale současně by si vynutil celo-

plošnou reprofilaci. Proto se muselo po-

stupovat citlivějším způsobem opísko-

váním. K očištění jednotlivých povrchů

byl použit vysokotlaký čistič Oertzen

400 doplněný o příslušenství Torna-

do k vodovému tryskání s Borit-karbi-

dovou tryskou abrazivem – křemičitým

pískem. Použití abraziva unášeného tla-

kovou vodou je výhodné zejména z dů-

vodu omezení vysoké prašnosti prová-

zející klasické pískování. Při zhotovování

6b6a

7b

7c

7a



referenčních ploch byly zkoušeny růz-

né tlaky a hrubost abraziva. Podle dru-

hu povrchu byly použity dvě hrubosti

křemičitého písku, na jemnější prvky se

používala frakce 1 až 2 mm, na ostatní

2 až 4 mm s tlakem 200 až 250 barů.

Předúprava povrchu fasád z pohle-

dového betonu opískováním zahrnova-

la odstranění usazených nečistot, lišej-

níků, uhličitanových výluhů a povrcho-

vých vrstev betonu narušených mrazo-

vou degradací. Po opískování se pro-

vedla akustickou trasovací metodou

inspekce povrchových oblastí a defek-

ty s dutým ozvukem byly citlivě mecha-

nicky odstraněny. Takto upravené plo-

chy byly opláchnuty vodou k odstraně-

ní zbylých nečistot.

Následně byl poškozený povrch peč-

livě zednicky reprofilován jemnozrnnou

správkovou hmotou Monocrete PPE

TH, k ošetření obnažené ocelové výztu-

že byla použita jako antikorozní ochrana

a spojovací můstek dvousložková poly-

mercementová směs Densocrete 111.

Při reprofilaci bylo respektováno původ-

ní členění bednících prvků, kdy se pro

zajištění co nejvěrnější struktury s pů-

vodním povrchem používaly na opravo-

vaných plochách k otisku nehoblované

desky ve svislé nebo vodorovné orien-

taci. Po dokončení lokálních reprofilací

byl jejich povrch opět citlivě opískován,

aby struktura původního a nového po-

vrchu byla pokud možno shodná.

Poté se povrch fasády barevně sjed-

notil šedou pigmentovou penetrací

Densocure R color aplikovanou váleč-

kem. Po jejím zaschnutí byl povrch fa-

sád a všech okolních prvků z pohledo-

vých betonů opatřen celoplošně ná-

střikem hydrofobizačního prostředku

Fobisil extra W ke spolehlivému omeze-

ní vstupu vody do povrchových oblastí

železobetonové konstrukce.

Pohledové betony ve vnitřních pro-

storách měly být po opískování opat-

řeny pouze transparentní bezbarvou

penetrací. Po nástřiku části ploch se

však na žádost investora přistoupilo

i v tomto případě k použití pigmento-

vé penetrace, protože stanovený po-

stup nevykazoval požadovaný este-

tický vzhled barevné stejnorodosti po-

vrchu. Tento postup byl zvolen i z to-

ho důvodu, že čelní stěna síně v místě

pod parapetem byla pravděpodobně

z důvodu zatékání značně poškozena

a musela se opravit sanačními hmo-

tami i zevnitř.

Po dokončení prací a jejich předání

byla sanace pohledových betonů Smu-

teční obřadní síně hodnocena z este-

tického hlediska ze strany investora –

Technické služby města Svitav jako vel-

mi zdařilá s tím, že objekt i nadále může

důstojně sloužit svému účelu.

Pokračování na straně 35 dole

Obr. 8a, b Obřadní

síň po dokončení sanace

❚ Fig. 8a, b The ceremonial

hall after restoration

Obr. 9 Detailní záběr členité

soklové partie fasády objektu

po sanaci

❚ Fig. 9 The closeup

of dissected parts of skirting

of facade after restoration

Obr. 10a, b Opěrné

zídky a venkovní vybavení

po dokončení sanace ❚

Fig. 10a, b Retaining walls

and the outdoor equipment

after restoration

10b

9 10a

8a 8b

REAKCE NA ČLÁNEK „VLHKOMĚRY PRO MĚŘENÍ

VLHKOSTI BETONU“

3 53 / 2 0 1 1 ❚ 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

R E A K C E A P Ř I P O M Í N K Y Č T E N Á Ř Ů ❚ D I S C U S S I O N B O A R D

CELKOVÉ ZÁVĚRY

Z provedeného stavebně technického

průzkumu a následné sanace pohledo-

vých betonů na obřadní síni ve Svita-

vách vyplynuly následující poznatky:

Pohledové betony je třeba navrhovat •

jako mrazuvzdorné, a to ve specifika-

ci XF1, resp. XF3. Nemrazuvzdorné

betony v exteriérových podmínkách

rychle chátrají, a to zejména v ob-

lastech, kam v důsledku stavebních

detailů a méně účinného oplecho-

vání trvale vtéká dešťová voda. Po-

kud je mrazuvzdornost betonu zajiš-

ťována jeho provzdušněním, je třeba

vzít v úvahu tento aspekt s ohledem

na pórovitost povrchu.

Před návrhem sanace pohledových •

betonů je třeba provést přiměřený

stavebně technický průzkum, který

by posoudil strukturu betonu, jeho

kvalitu, mrazuvzdornost i míru de-

gradace povrchových vrstev.

U starších železobetonových kon-•

strukcí z pohledového betonu je tře-

ba při generální opravě po třiceti až

padesáti letech prakticky vždy počí-

tat i s lokálními reprofilacemi.

Při předúpravě povrchu je třeba cit-•

livě použít předem ověřené mokré

pískování. To lze využít i pro sjed-

nocení struktury povrchu původní-

ho betonu a nových oprav.

Pro prodloužení životnosti objektu •

a zachování jeho vzhledu má zásadní

význam omezení vstupu srážkové vo-

dy do povrchových oblastí. To lze za-

jistit buď účinnou hydrofobizací ne-

bo barevně pigmentovanou penetrací,

která po opravě pohledový beton ba-

revně sjednotí, současně však ne-

vytvoří na povrchu tlustý film a za-

chová tedy jeho původní strukturu.

Opravy pohledových betonů lze •

provádět pouze na základě odsou-

hlasených referenčních ploch, kte-

ré umožní jak ověření navrženého

technologického postupu, tak i vý-

sledného estetického vzhledu revi-

talizovaného betonového povrchu.

Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc.

Betonconsult, s. r. o.

Na Veselí 45, 140 00 Praha 4

tel.: 602 324 116


www.betonconsult.cz

Ing. Milan Jurák

Suno, s. r. o

Havlíčkova 22, 796 01 Prostějov

tel.: 602 560 162


www.suno.cz

Po přečtení výše uvedeného článku, uveřejněného v časopise

Beton TKS 2/2011 (str. 32 a 33), jsem nabyl dojmu, že pro-

blém stanovení vlhkosti betonu je velmi snadno a rychle ře-

šitelný s dostatečnou spolehlivostí pomocí hrotových nebo

ještě lépe bezhrotových příložných vlhkoměrů. V článku jsou

uvedena technická data (bohužel nekonzistentní) tří vybra-

ných vlhkoměrů s tvrzením v jednom případě – kapacitní mě-

řič BF30 – že přesnost tohoto měřiče je srovnatelná s meto-

dou CM. Bohužel se do článku nevešla podrobnější exaktní in-

formace o konfirmaci tohoto měřidla s metodou CM alespoň

v jednom konkrétním případu na konkrétní konstrukci, natož

pak porovnání s metodou gravimetrickou.

K článku bych chtěl podotknout, že autor správně uvádí, že

metody destruktivní jsou nejpřesnější a průkazné. Pro podla-

hové konstrukce dle ČSN 74 4505 je dokonce předepsáno

v článku normy 7.14 Vlhkost cituji:

Vlhkost se stanovuje sušením při zvýšené teplotě (gravimet-

ricky) podle ČSN EN ISO 12570. Použití jiné metody je možné

pouze v případě, pokud je prokázáno, že vede ke stejným vý-

sledkům jako metoda podle ČSN EN ISO 12570.

Poznámka 2: Vhodná alternativní metoda je metoda karbi-

dová. Podle zahraničních zkušeností pro potěry na bázi sí-

ranu vápenatého výsledky karbidové metody odpovídají vý-

sledkům gravimetrické metody a pro cementové potěry je

vztah mezi výsledky obou metod následující: následuje pře-

vodní tabulka.

Z citovaného požadavku uvedené ČSN a z praktických zku-

šeností vyplývá, že pokud není dostatečně exaktně ověřen

vztah mezi alternativní metodou měření, a tou metody měření

hrotovými nebo příložnými vlhkoměry bezesporu jsou, a me-

todou gravimetrickou, není možné a dle mého názoru ani pří-

liš rozumné, se na výsledky spolehnout. Navíc dle infor mací

v článku uvedených měří hrotové a příložné vlhkoměry

do hloubky zhruba 40 mm, respektive 30 až 35 mm. V pra-

xi jsou však konstrukce, u kterých je třeba vlhkost zjišťovat

za účelem zahájení dalšího technologického postupu, např.

pokládky finální vrstvy podlahy, vždy alespoň o něco hlubší.

Pouze konstrukce potěrů pro plošné zatížení menší než 2 kN/

m2 mají minimální tloušťky v rozmezí 35 až 40 mm a to navíc

nesmí být do konstrukce zabudováno podlahové topení.

Rovněž nemohu úplně souhlasit s nevýhodami destruktiv-

ních metod uvedenými v článku a to zejména:

metoda měření je pracná,•

metoda měření je drahá co do pořizovací investice,•

samotná metoda měření je rovněž drahá (nutnost nákupu •

chemikálií).

Tyto citované nevýhody záleží na subjektivním úhlu pohledu

hodnotitele. Odběr jednoho vzorku (vývrt) trvá několik minut,

pořizovací investice sušící komora slouží spolehlivě řadu let

a i pro jiné účely a dá se pořídit v řádu desítek tisíc Kč s ohle-

dem na velikost a výkon. Přístroj na metodu CM se dá poří-

dit v rozmezí 10 až 20 tis. Kč, slouží spolehlivě řadu let a jed-

notlivá kapsle stojí cca 25 Kč, získat výsledek z jednoho mě-

řícího místa je otázkou 20 až 40 min. Zda je to hodně či má-

lo je třeba porovnat se spolehlivostí výsledků, které lze tak-

to získat, a s možností negativních následků zapříčiněných

chybným rozhodnutím o dalším postupu stavby v důsledku

ne zcela spolehlivého měření.

V principu nemám nic proti novým, progresivnějším me-

todám nedestruktivního měření vlhkosti. Uvítal bych snad

od výrobců takovýchto zařízení přesnější údaje o postupu ka-

librace měřidla a případné průkazy, jaký vztah mají výsledky

těchto měřidel k výsledkům získaným metodou gravimetric-

kou a to pro různé typy měřených materiálů.

To je vše, co bych rád sdělil čtenářům článku, zejména stav-

byvedoucím, kteří řídí jednotlivé procesy na stavbě. Konečné

rozhodnutí je pak na nich.

Ing. Vladimír Veselý

Betotech, s.r.o.


Dokončení ze strany 34

REKONSTRUKCE TRAMVAJOVÉ TRATI NÁRODNÍ–SPÁLENÁ

V PRAZE ❚ RECONSTRUCTION OF TRAM LINE

NÁRODNÍ–SPÁLENÁ IN PRAGUE



Michal Vojtíšek

V článku je popsána kompletní rekonstrukce tramvajové trati v jednom

z nejvíce zatížených úseků pražské hromadné dopravy mezi ulicemi

Národní a Spálená, která proběhla v srpnu 2010 pod stálým dozorem

veřejnosti. ❚ This paper describes complete reconstruction of a tram

line in one of the busiest sections in Prague’s public transport between

streets Národní and Spálená. The reconstruction took place in August

2010 under constant supervision of the public.

Cílem kompletní rekonstrukce tramvajové trati mezi ulice-

mi Národní a Spálená v Praze v srpnu 2010 byla výměna

opotřebené a technicky nevyhovující trati. V jednom z nej-

více zatížených úseků pražské hromadné dopravy přispě-

ly provedené stavební práce ke zkvalitnění tramvajového

tělesa, zvýšení bezpečnosti a komfortu cestujících. Pro-

jekt byl připraven s vazbami na plánovanou rekonstruk-

ci stanice metra Národní třída. Rekonstrukce probíhala

za úplného vyloučení tramvajového provozu v tomto úse-

21

3 4

Obr. 1 Odstranění těsnících prvků a stávajících kolejnic ❚

Fig. 1 Removal of sealing elements and existing rails

Obr. 2 Demontáž velkoplošných panelů BKV ❚ Fig. 2 Dismantling

of large-area panels BKV

Obr. 3 Odfrézování stávající živičné konstrukce ❚

Fig. 3 Removal of the existing asphalt structure by means of milling

Obr. 4 Odstranění podloží původních kolejí ❚ Fig. 4 Removal of the

bed of the original rails

Obr. 5 Osazení pomocné konstrukce z betonových prefabrikátů podél

trasy ❚ Fig. 5 Setting of a temporary construction from concrete

prefabricated elements along the route

Obr. 6 Odvodnění tělesa tramvajové trati drenážemi přes kalové jímky

do stávající kanalizace ❚ Fig. 6 Drainage of the trackbed with drains

through cesspits into the existing sewer system

Obr. 7 Položení antivibračních rohoží na podkladní vrstvu ze štěrkodrti

a zahájení montáže kolejí ❚ Fig. 7 Laying of antivibration mats on

the base course from crusher-run material and start of the assembly

of the rails

Obr. 8 Zpevnění nosné konstrukce tramvajového tělesa KARI sítěmi

v ulici Spálená, vzhledem k nedostatečnému krytí stávající zděné

kanalizace ❚ Fig. 8 Consolidation of the load-bearing trackbed

structure with special wire meshes in Spálená Street given the

insufficient cover of the existing brick sewerage

3 7



ku a v lokálních záborech přilehlého jízdního pruhu vozovek

a chodníků.

Celková délka rekonstruované dvoukolejné trati byla přes

700 m, z toho úsek na Národní třídě měřil 400 m a část ve

Spálené ulici měla délku 305 m. Projekt zachoval dosavad-

ní dopravní režim v obou úsecích. Stopa tramvajové trati je

přizpůsobena situování zastávek a je vedena tak, aby ne-

znemožnila připravované komunikační úpravy. Na Národ-

ní třídě je tramvajová trať umístěna v ulici středově s obou-

stranným provozem automobilové dopravy. Ve Spálené uli-

ci je trať vedena excentricky se zachováním parkovacích

míst v druhé části komunikace.

Na celou rekonstrukci měli stavebníci pouhých třicet sedm

dnů. Na začátku prací byly odstraněny stávající kolejnice

včetně velkoplošných panelů BKV s živičným podkladem,

trolejové vedení a všechny povrchy v okolí tramvajového tě-

lesa (obr. 1 až 4).

Nejprve bylo vybudováno nové odvodnění trati podélný-

mi a příčnými spády a drenážemi, přes kalové jímky a nově

vybudované přípojky do stávajících jednotných stok. Vzhle-

dem k tomu, že se jednalo o kompletní rekonstrukci tramva-

jové trati, byla odstraněna stávající konstrukce na požadova-

nou hloubku včetně nepotřebných zařízení stávající tramva-

jové trati. Aby bylo možné dodržet požadovanou únosnost

zemní pláně tramvajového tělesa 40 MPa, bylo nezbytné sa-

novat podloží použitím geotextílií a geomříží. Pro oddělení

tramvajového tělesa od okolního prostředí byly použity anti-

vibrační rohože, sloužící jednak jako antivibrační a jednak ja-

ko protihluková opatření. Pro pokládku svislých rohoží byly

použity betonové prefabrikáty, které zajistily jejich dostateč-

6

8

5

7



nou svislost a umožnily připevnění na rovný podklad. Mini-

mální hloubka konstrukcí je 673 mm (obr. 7).

NOVÉ KOLEJE

Následně byly osazeny nové koleje – žlábkové kolejnice

NT1 na betonové desce (systém W-tram). Pod patu kolej-

nice se u tohoto systému namontují plastové podkladnice

spolu s podložkami, směrovými vodícími vložkami přizpů-

sobenými pryžovým tlumícím profilům, pružnými svěrkami,

vrtulemi a plastovými hmoždinkami. Následně byly kolejnice

umístěny do požadované směrové a výškové geo metrické

polohy (obr. 9).

Poté byla vybetonována betonová deska (obr. 10), do níž

byly předem rozmístěny plastové hmoždinky. Betonová

deska z betonu C30/37 XC1 s nižším vodním součinite-

lem plní funkci nosné konstrukce. Hlavním důvodem pro

použití technologie W-tram bylo, že tloušťka konstrukč-

ních vrstev (673 mm resp. 690 mm) je podstatně men-

ší než u ostatních technologií a tím nedochází, až na vý-

jimečné případy, ke kolizi se stávajícími inženýrskými sí-

těmi.

Nevýhodou původního systému na velkoplošných pane-

lech BKV je vedle vyšší konstrukční výšky také to, že povrch

panelů není dostatečně odolný proti působení chemikálií,

kterým jsou vystaveny. Ocelový žlab, v němž jsou upevněny

kolejnice, se působením koroze již cca po deseti letech pro-

vozu rozpadá. Problém je také životnost upevňovacích pry-

ží, které zajišťují kolejnice ve žlabech proti bočnímu posu-

nu a které vlivem okolního prostředí ztrácejí pružnost, a tím

umožňují pohyb kolejnic. V neposlední řadě je nevýhodou

také obtížná výměna panelů BKV.

Další možnost – konstrukce trati na pražcích – se v cent-

ru města vzhledem k nutnosti pojíždět trať automobily a po-

hybu pěších nepoužívá. Navíc tloušťka konstrukčních vrstev

Obr. 9 Umístění koleje do předepsané geometrické polohy, napojení

odvodnění, příprava pro betonáž ❚ Fig. 9 Placement of the rails

in the required geometric position, drainage connection, preparation

of concreting

Obr. 10 Betonáž nosné betonové desky mobilní pumpou,

na vzdálenost až 100 m ❚ Fig. 10 Concreting of the carrying

concrete slab with a mobile pump up to the distance of 100 m

Obr. 11 Kontrola rozchodu kolejnic a zahájení prací na obnovách

přilehlých dlážděných chodníků ❚ Fig. 11 Checking of the gauge

of the way and start of work on the renovation of adjacent sidewalks

Obr. 12 Lití vrstvy z asfaltu na konstrukční betonovou desku ❚

Fig. 12 Pouring of layer of asphalt on the structural concrete slab

Obr. 13 Pohled na dokončenou trať směrem na Národní divadlo

❚ Fig. 13 View of the completed line in direction to the National

Theatre

10

12

9

11

3 9



takovéto trati je cca 900 až 1 100 mm, což může vést ke ko-

lizi se stávajícími inženýrskými sítěmi.

Po vytvrdnutí betonové desky se kolej definitivně směro-

vě a výškově dorovnala a byly dotaženy vrtule (obr. 11). Ko-

lejnice byly na závěr opatřeny tenkostěnnými bokovnicemi

a patními profily, které tvoří ochranu před bludnými proudy

a šířením vibrací.

Povrchová úprava je na Národní třídě a ve Spálené v úse-

ku Purkyňová–Lazarská z litého asfaltu (obr. 12), ve Spálené

v úseku Národní–Purkyňova z velké žulové dlažby.

Rekonstrukce obsahovala také lokální deinstalaci a zpět-

nou instalaci trolejového vedení, ukolejnění, příčná propoje-

ní, ovládání a vytápění výměn, úpravu trasy sdělovacích ka-

belů a přeložku veřejného osvětlení. Dále byly položeny nové

obruby a podél tramvajové trati na Národní třídě byly osaze-

ny preferenční prvky (betonové tvarovky). Vozovka, jejíž po-

vrch je z litého asfaltu, má konstrukční výšku 690 mm. Po-

vrchová úprava chodníků zůstala dle situace před zaháje-

ním rekonstrukce.

POHODLNĚJŠÍ ZASTÁVKY

Inovace se dočkaly také tramvajové zastávky. Nové nástup-

ní ostrůvky jsou díky mírnému vyosení tramvajového pásu

rozšířené. Přechody pro chodce mají bezbariérovou úpra-

vu a signalizaci pro nevidomé a slabozraké. V čele zastávky

Národní třída bylo navíc zřízeno místo pro přecházení. Výška

všech nástupních hran je všude 200 mm. Povrchová úprava

zastávek Národní divadlo a Národní třída směr Karlovo ná-

městí je ze žulové mozaikové dlažby, zastávka Národní třída

směr Národní divadlo zůstala v souladu s předchozím sta-

vem živičná.

Zastávka Národní divadlo směrem na Újezd je navíc po-

sunuta k centru. Nové řešení umožňuje vytvořit dostateč-

ně dlouhý úsek pro tramvajovou soupravu před křižovat-

kou. Čekající souprava nyní nezasahuje do prostoru zastáv-

ky a umožňuje bezproblémovou obsluhu cestujících u dal-

ších souprav. Cestující mohou také využít elektronizovaný in-

formační systém jízdních řádů.

Základní údaje

Název stavby Rekonstrukce tramvajové trati Národní–Spálená

Investor Dopravní podnik hl. města Prahy, a. s.

Zhotovitel stavbyEUROVIA CS, a. s., závod 4 – Praha

(hlavní stavbyvedoucí Jan Rupert)

Projektant Metroprojekt Praha, a. s.

Termíny realizacezahájení 26. července 2010

dokončení 31. srpna 2010

Ing. Michal Vojtíšek

EUROVIA CS, a. s.

Národní 10, 113 19 Praha 1

tel.: 224 951 349, mob.: 731 602 380

www.eurovia.cz

13

REKONSTRUKCE ZÁRUBNÍ ZDI NA DÁLNICI D11

PRAHA–PODĚBRADY ❚ THE RECONSTRUCTION

OF A RETAINING WALL AT HIGHWAY D11 PRAGUE–PODĚBRADY



Václav Polák, Pavel Žižka

Příspěvek pojednává o rekonstrukci zárubní

zdi z roku 1984 na dálnici D11 a věnuje se

stručnému popisu nového konstrukčního řešení

pohledem projektanta. Zeď zajišťuje stabilitu

svahu dálničního zářezu výšky až 11 m, která

po dvaceti pěti letech provozu byla již v hava-

rijním stavu a sanace současného konstrukč-

ního systému nebyla možná. Proto byla před

stávající zeď provedena nová kotvená zárubní

zeď z prefabrikovaných prvků. ❚ The article

describes the reconstruction of a retaining

wall originally built in 1984 on D11 highway

and gives the architects account of a new

construction approach. The wall, reaching the

height of up to 11 meters, provides stability for

a sloping highway embankment. After 25 years

in service, the wall was in a state of disrepair

not allowing reconstruction. Therefore a new

anchored retaining wall made of prefabricated

elements has been constructed adjacent to the

original wall.

PŮVODNÍ KONSTRUKCE

ZÁRUBNÍ ZDI

Dotčená stavba se nachází v katast-

rálním území Horní Počernice v Pra-

ze 9 v kilometru 0,715–1,296 dálnice

D11 Praha–Poděbrady. Zeď je rozděle-

na dvěma dálničními nadjezdy v ulicích

Na Svěcence a Božanovské.

Původní konstrukce z roku 1984, za-

jišťující stabilitu svahu dálničního zá-

řezu výšky až 11 m, byla navržena

z prefabrikovaných tyčových prvků,

vyrobených pod typovým označením

IZT 16-20/826. Jednotlivé prvky se

sestavovaly do hranice a prosypáva-

ly se zeminou. Hranice se vždy sklá-

dala z prvků příčného, předního, zad-

ního a dvou typů pomocných částí.

Spodní příčné prvky byly na monoli-

tický základ osazeny do betonového

lože ve sklonu 1 : 5, ostatní pak na su-

cho a navzájem byly drženy ozuby.

Skladba zdi byla při výšce stabilizují-

cího svahu do 3 m jednoduchá, skla-

debné šířky 1,9 m, nebo, při výškách

svahu nad 3 m, zdvojená, šířky 3,8 m.

Zeď byla v podélném směru rozděle-

na na jednotlivé dilatační úseky délky

15,3 m (celkem třicet dilatačních dílů).

Přední plocha byla provedena ve sklo-

nu 5 : 1. V celé délce zdi byla k patě

přibetonovaná monolitická svodidlová

zídka výšky 0,8 m z provzdušněného

železobetonu zn. B 330 (C25/30). Šíř-

ka svodidlové zídky kolísala mezi 0,4

až 0,51 m.

PODKLADY A PŮVODNÍ

PROJEKTOVÁ DOKUMENTACE

Původní projekt rekonstrukce zárub-

ní zdi z roku 2002 ve stupni DSP (Do-

kumentace pro stavební povolení), kte-

rému předcházel podrobný stavebně-

-technický průzkum, byl zpracován fir-

mou SUDOP Praha, a. s., a předpo-

kládal, v rámci rekonstrukce, celko-

vou náhradu dosavadní zárubní zdi no-

vou konstrukcí mohutné monolitické

tížné zdi. Tato konstrukce byla navrže-

na ze čtyř samostatných betonážních

celků: základového pasu ze železobe-

tonu, železobetonové svodidlové zídky,

dříku zdi z prostého betonu a monoli-

tické železobetonové římsy. Jednotlivé

dilatační úseky po 15,3 m respektovaly

průběh dosavadní konstrukce. Pracov-

ní postup, ve fázi bourání původní kon-

strukce a provádění výkopů, předpo-

kládal odtěžení a otevření výkopu za ru-

bem zdi vždy v rámci jednoho dilatační-

ho úseku 15,3 m. V místech maximální

výšky zdi (cca. 11 m) byly navrženy pa-

žící stěny pomocí kotvených mikropilot,

doplněné ještě o vrstvu stříkaného be-

tonu. Vzhledem k velkým výškám zá-

rubní zdi by i při použití pažící konstruk-

ce vznikly při výkopu velké stavební zá-

bory přilehlých pozemků. K této varian-

tě bylo nakonec vydáno záporné sta-

novisko jednoho z majitelů dotčeného

pozemku, který v žádném případě ne-

povolil vstup na svůj pozemek za úče-

lem provádění stavebních prací.

NOVÁ KONSTRUKCE KOTVENÉ

ZÁRUBNÍ ZDI

Projektové předpoklady a využití

dosavadní konstrukce při návrhu

nové zárubní zdi

S ohledem na požadavky majitelů sou-

kromých pozemků nad korunou dosa-

vadní zdi a s přihlédnutím ke stísněným

prostorovým podmínkám v blízkosti dál-

nice a značné výšce stávající zdi, byla

zpracována nová varianta řešení.

Projekt od svého počátku vycházel

z předpokladů využití dosavadní zá-

rubní zdi jako pažící stěny a předsazení

nové, kotvené zárubní zdi před stávající

konstrukci. Tímto při realizaci odpadla

rozsáhlá a nákladná demolice původní

zdi včetně zajištění výkopů a pracovní-

ho prostoru, což při výškách zdi mís-

ty až 11 m a v těsné blízkosti pojížděné

dálnice bylo téměř nereálné.

Projektovým pracím v roce 2009 před-

cházel nový stavebně-technický prů-

zkum stávající konstrukce, který byl za-

měřen zejména na diagnostiku zákla-

du zdi a monolitické svodidlové zídky

a jejich případné využití pro novou kon-

strukci. Laboratorní výsledky zkoušek

pevnostních charakteristik betonu do-

padly příznivě a odpovídaly standardní

kvalitě betonu C25/30. Bylo nutné za-

měřit se na sanační opatření pro zvýše-

ní nedostatečného krytí výztuže v před-

ní a horní ploše základu. Po odstranění

narušené, degradované krycí vrstvy be-

tonu byla použita kotvená přibetonáv-

ka v tloušťce cca 130 mm z provzduš-

něného betonu, zaručující krytí a do-

statečnou pasivační schopnost původ-

ní výztuže. Bylo rozhodnuto, že monoli-

tická svodidlová zídka bude využita jako

podkladní vrstva pro zbudování zákla-

dového bloku nové zárubní zdi.

Prefabrikovaná kotvená konstrukce

byla použita v úseku s výškami dál-

ničního zářezu od 5 do 11 m v celkové

délce 260 m. V nižších polohách, kde

bylo možné z hlediska výšky a prosto-

rových možností otevřít výkop, byla pů-

vodní prefabrikovaná konstrukce vy-

bourána a nahrazená konstrukcí z drá-

tokamenných (gabionových) košů (výš-

ky od 2,2 do cca. 5 m).

Nosná konstrukce kotvené

zárubní zdi

Hlavním nosným prvkem nové zdi

(obr. 1) je železobetonové prefabrikova-

né kotvené žebro profilu H příčného ře-

zu 500 x 500 mm, do jehož příruby jsou

zasunuty pohledové deskové prefabri-

káty. Lícové prvky mají tloušťku 190 mm,

výšku 500 mm a jejich délka (3,61 m

nebo 2,61 m) je přizpůsobena osové

vzdálenosti žeber. Veškeré spáry po ob-

vodu prefabrikátů jsou těsněny pásky

z mikroporézní pryže tloušťky 5 mm. Se

žebrem tvoří společný konstrukční ce-

lek. Vodorovné osazení pohledových lí-

cových prefabrikátů je řešeno pomocí

dolní železobetonové vyrovnávací dobe-

tonávky šířky 350 mm, která se směrem

4 1



dolů rozšiřuje a sklonem 7:1 respektuje

sklon přední hrany celé zdi.

Osová vzdálenost kotvených žeber je

v místech maximální výšky zdi 3 m, běž-

ně pak 4 m, ve spodní části je konstruk-

ce osazena na základový blok, který byl

betonován na horní plochu monolitické

svodidlové zídky. Po výšce je žebro dě-

leno na horní a dolní montážní část a je

vždy opatřeno dvojicí zapuštěných ka-

pes pro roznášecí desky zemních ko-

tev. Kotvení je zajištěno pomocí trva-

lých zemních kotev R32 délky většinou

10 m pro horní montážní díly a 8 m pro

dolní montážní díly, v některých úsecích

se délka kotev upravovala individuálně,

vzhledem k blízkosti stávající kanaliza-

ce za rubem zdi. Vlastní kotva se sklá-

dá z nastavitelného ocelového soutyčí,

které je zavrtáno na určené místo. Vnitř-

kem tyče se provede injektáž a po vy-

tvrzení injektážní směsi působí celek ja-

ko ocelová kotva s proinjektovaným ko-

řenem. Sklon kotvy 8° od vodorovné byl

dán požadavkem snadnějšího průcho-

du kotevního soutyčí volnými spárami

hranice dosavadní prefabrikované zdi.

Kotvená prefabrikovaná zeď je roz-

dělena dálničním nadjezdem v ulici

Na Svěcence na samostatné úseky

délky 60 a 199 m. Výška zdi je proměn-

ná, od paty svodidlové zídky po horní

plochu římsy min. 5,2 m a max. 11 m.

Bourací práce a injektáž

Bourací práce se redukovaly na vytvo-

ření pracovního prostoru pro nový zá-

kladový blok a dolní vyrovnávací dobe-

tonávku. Minimalizování bouracích pra-

cí po výšce zdi bylo dáno návrhem no-

vého sklonu přední pohledové plochy

7 : 1 od původního 5 : 1. Díky tomuto

rozdílu došlo k odklonu mezi dosavadní

a novou konstrukcí a vytvořil se pracov-

ní prostor pro osazení kotvených žeber.

Injektáž výplňového materiálu dosavad-

ní konstrukce byla provedena ze static-

kých a zejména z bezpečnostních dů-

vodů a to jako zajištění pracovního pro-

storu pro stavební práce (lokální bourá-

ní pro osazení prefabrikovaných žeber,

betonáž základu a dolní dobetonávky)

a dále jako zlepšení parametrů zeminy,

působící na konstrukci zárubní zdi.

Odvodnění

Primárně je povrchová voda za koru-

nou zdi v celém úseku zachycena žla-

bem z tvarovek a svedena podélným

sklonem do konstrukce uliční vpusti.

Sekundárně je z těchto zádržných jí-

mek svedena svislou drenážní trubkou

DN 150 a vyvedena přes vyrovnávací

dobetonávku do dálničního příkopu.

Odvod vody z rubové části je realizo-

ván pomocí drenážního betonu ukláda-

ného za pohledové prefabrikáty po vrst-

vách výšky max. 500 mm. Systém je

ještě doplněn o svislou drenážní trubku,

v dolní části zaústěnou do podélné dre-

náže, a v každém poli vyvedenou před

líc dobetonávky. V místě odkápnutí vo-

dy na svodidlovou zídku je na horní plo-

chu osazena seříznutá polovina trubky

DN 100 mm. Podélná drenážní trubka

DN 160 je osazena střechovitě na spá-

dovou těsnící betonovou vrstvu.

Římsa

Horní povrch zdi je ukončen železobe-

tonovou římsou šířky 750 mm a výš-

ky pohledové části 500 mm, horní plo-

cha je provedena ve sklonu 4 %. Řím-

sa je kotvena pomocí betonářské výztu-

že vytažené z horní plochy nejvyšší řady

lícových prefabrikátů a v místě gabiono-

vé zdi svislými kotevními prvky, zabeto-

novanými do tělesa drátokošů. Na hor-

ním povrchu je, přes patní desku, kotve-

né lehké ocelové revizní zábradlí tvoře-

né horním, dolním a dvěma mezilehlými

madly. Na požadavek správce objektu

bylo zábradlí dodatečně doplněno v ce-

lém průběhu výplňovým pletivem.

Stručný popis stavebních prací

Následně je uveden stručný popis sta-

vebních prací. Jednotlivé činnosti se,

Obr. 1 Zárubní zeď, a) řez, b) pohled

❚ Fig. 1 Retaining wall, a) sectional view,

b) front view

ZEMNÍ KOTVA R 32N - DÉLKY 10,0m




DÉLKY PROINJEKTOVANÉHO KOŘENE 3,0m

HORNÍ MONTÁŽNÍ DÍLSPODNÍ MONTÁŽNÍ DÍL

ŽB LÍCOVÉ POHLEDOVÉ PREFABRIKÁTY

MONTÁŽNÍ STYK

ŽB PREFABRIKOVANÉKOTVENÉ ŽEBRO

SANAČNÍ PRÁCE NA SVODIDLOVÉ ZÍDCESVISLÁ PŘIBETONÁVKA V TLOUŠŤCE 130mm

OCELOVÉ ZÁBRADLÍ

ŽB ŘÍMSA

DRENÁŽNÍ BETONUKLÁDANÝ PO VRSTVÁCHVÝŠKY MAX.. 500mm

ŽLABOVKYDO BETONOVÉHO LOŽE

PROINJEKTOVÁNÍ VÝPLŇOVÉHOMATERIÁLU ZÁRUBNÍ ZDI

PREFABRIKOVANÉ DÍLYTYČOVÉ PRVKY IZT 16-20/826

PROSYPÁNY ZEMINOU

1900

3800

DOSAVADNÍ SVODIDLOVÁZÍDKA BETON B330

ODVODNĚNÍ RUBU ZDI

TĚSNÍCÍ BETONOVÁ VRSTVA

DOSAVADNÍ ZÁKLAD

500

ZÁKLAD PRO PREFABRIKOVANÉKOTVENÉ ŽEBRO

PREFRABRIKOVANÉHO ŽEBRA

PREFRABRIKOVANÉHO ŽEBRA

5250 - 9500

R4-R5

7:1

5:1

DOLNÍ VYROVNÁVACÍDOBETONÁVKA

8,0°

--

ŘEZ1:50

255,800256,000

--

POHLED1:50

40004000 4000

OCELOVÉ ZÁBRADLÍ

ŽB ŘÍMSA

ŽB PREFABRIKOVANÉKOTVENÉ ŽEBRO

MONTÁŽNÍ STYK

ŽB LÍCOVÉ POHLEDOVÉ PREFABRIKÁTY

ODVODNĚNÍ RUBU ZDI

ZÁKLAD PRO PREFABRIKOVANÉKOTVENÉ ŽEBRO DOLNÍ VYROVNÁVACÍ

DOBETONÁVKA

SANAČNÍ PRÁCE NA SVODIDLOVÉ ZÍDCESVISLÁ PŘIBETONÁVKA V TLOUŠŤCE 130mm

1a

1b



s ohledem na maximální zkrácení do-

by výstavby, různě prolínaly, v některém

úseku byly již osazeny spodní díly pre-

fabrikovaných žeber, v jiné části se tepr-

ve začínalo s betonáží dolní vyrovnáva-

cí dobetonávky.

Příprava staveniště,•

injektážní práce, zpevnění výplňového •

materiálu dosavadní zárubní zdi,

vytýčení budoucí polohy základu pre-•

fabrikovaného žebra

lokální bourací práce, vytvoření pra-•

covního prostoru pro osazení žebra,

osazení spřahující výztuže do předem •

vyvrtaných otvorů ve svodidlové zíd-

ce pro základ,

vázání výztuže, osazení kotevního pří-•

pravku, bednění a betonáž základové-

ho bločku pro prefabrikované žebro,

doprava a montáž dolního dílu pre-•

fabrikovaného žebra, vztyčení, zajiš-

tění polohy a vyklínování,

osazení spřahující výztuže do předem •

vyvrtaných otvorů ve svodidlové zídce

pro dolní vyrovnávací dobetonávku,

vázání výztuže, bednění a betonáž •

vyrovnávací dobetonávky,

vytvoření spádové těsnící vrstvy pro •

osazení drenážní trubky,

kotvení prefabrikovaných žeber, vrty •

pro osazení zemních kotev,

kotevní práce (injektáž kořenové části),•

osazení podélné drenážní trubky PE •

DN 160 mm ve střechovitém sklonu,

nátěr dobetonávky proti zemní vlh-•

kosti,

zajištění drenážních trubek PE DN •

80 mm a PVC DN 150 mm po výš-

ce zdi,

doprava a postupné osazování líco-•

vých prefabrikátů,

ukládání drenážního betonu po vrst-•

vách, max. výška vrstvy 500 mm,

aktivace zemních kotev po vytvrdnu-•

tí betonu,

pracovní postup osazení horních mon-•

tážních dílů je obdobný jako ve spod-

ní části,

úprava dosavadních prefabrikátů, vy-•

tvoření prostoru pro betonáž římsy

a osazení žlabovky,

vázání výztuže, bednění a betonáž •

římsy,

sanační práce na svodidlové zídce •

(očištění povrchů, ošetření výztuže, vr-

ty a osazení kotevních trnů, přikotvení

svařované sítě, bednění a betonáž),

ochranné nátěry a tmelení spár,•

konstrukce zábradlí na římse,•

finální úpravy terénu.•

ZÁVĚR

Složitá rekonstrukce opěrné zdi byla

zhotovitelem provedena během jedné

stavební sezóny ke spokojenosti inves-

tora stavby.

Ing. Václav Polák


Ing. Pavel Žižka


oba: TOP CON Servis, s. r. o.

Ke Stírce 56, 182 00 Praha 8

www.topcon.cz

Investor ŘSD ČR

Projektant TOPCON SERVIS s. r. o.

Zhotovitel

Sdružení SUPER-KRETE CZECH

s. r. o., DOPRAVNÍ STAVBY Brno

s. r. o. – sdružení pro rekonstrukci

zárubní zdi D11

Termín výstavby říjen 2009 až říjen 2010

Obr. 2 Montážní stav – postupné ukládání

pohledových prefabrikátů

❚ Fig. 2 Construction stage – gradual

application of prefabricated surface elements

Obr. 3 Nová zeď, a) detail, b) celkový

pohled z dálnice – kombinace gabionové

zdi a prefabrikované kotvené ❚

Fig 3 New wall, a) detail, b) general view

from the highway – combination of a gabion

wall and prefabricated anchored wall

2

3a

3b


R E A K C E A P Ř I P O M Í N K Y Č T E N Á Ř Ů ❚ D I S C U S S I O N B O A R D

Srovnání materiálů, jejichž podstata je významně odlišná,

není vůbec jednoduché. O to větší pozornost je potřeba vě-

novat úvodní rozvaze, aby výsledky experimentů bylo mož-

no alespoň přibližným způsobem porovnat.

Vodní součinitel. V posledních dvou letech nás oslovu-

jí autoři s články, které se týkají parametrických studií beto-

nů, např. s různým obsahem popílku. Velmi často je mož-

né v článku najít zmínku, že množství vody do záměsi bylo

upravováno tak aby bylo dosaženo stejné konzistence nebo-

li zpracovatelnosti. Vodní součinitel, poměr hmotnosti účin-

né vody k hmotnosti cementu potažmo pojiva, má zejmé-

na u cementových betonů přímou souvislost s vlastnostmi

ztvrdlého betonu: pevnostmi, modulem pružnosti, smršťová-

ním, nasákavostí a s trvanlivostí. Zvýšení vodního součinite-

le o 0,1 nebo i více vede k poklesu pevnosti v tlaku o desítky

procent (obr. na str. 179 [3], obr. 14 [2], obr 5.1 [1]) a podstat-

nému snížení trvanlivosti (obr. 10.8, 11.3 a 11.4 [1]). Argument

ohledně přidání vody pro udržení zpracovatelnosti je tak zce-

la nepřijatelný a navíc je zřejmé, že změnou vodního souči-

nitele jsme studii rozšířili o další parametr a nelze vyvozovat

další závěry bez uvážení této změny.

U necementových betonů může mít vodní součinitel mnohem

menší roli. I tak však zůstává otázkou, co se stane s přida-

nou vodou: Zapojí se do struktury materiálu, nebo ne a poz-

ději se uvolní do okolí? V druhém případě nám ve hmotě zů-

stanou prázdná místa, která oslabí strukturu materiálu vzhle-

dem k jeho pevnostem a odolnosti. Problém vnesení dalšího

parametru do experimentu a tudíž obtížnější vyhodnocení vli-

vů zůstává stejný jako u cementových betonů.

Zkoušky chemických odolností. Je potřeba uvážit, je-li

možné posoudit chemickou odolnost odlišně koncipova-

ných materiálů stejným způsobem jako u cementových be-

tonů. Některé zkoušky jsou vyhodnocovány na základě ne-

přímých kritérií (typicky odolnost vůči mrazu a množství od-

padů, přítomnost výkvětů apod.). Nemůžeme ale vědět, jest-

li se stejná úměra a absolutní hodnoty nechají použít i pro

nové materiály, pokud zároveň nemáme výsledky zkoušek

pevností vzorků po jejich chemickém zatížení.

Referenční vzorky. Je velmi žádoucí a mnohem ilustrativ-

nější, jsou-li k dispozici i výsledky na tělesech z tradičních

materiálů, které prošly stejnými zkouškami odolnosti jako

nové nebo modifikované materiály.

Závěr. Závěrem chci říci, že jsem výše uvedené řádky na-

psal jako doporučení, která by mohla pomoci v práci s no-

vými i tradičními materiály. Odvaha a práce našich kolegů,

kteří se nebojí vydat nezvyklým směrem, si samozřejmě za-

sluhuje ocenění a je-li to potřeba tak i věcnou připomínku.

Michal Števula

Tajemník Svazu výrobců betonu ČR

CHEMIA CEMENTU I BETONU

Na konferencii Dni betonu 2010 vo Wisle v ok-

tóbri 2010 bola uvedená medzi vedeckú komuni-

tu a odbornú verejnosť monografia „Chemia ce-

mentu i betonu“ autora prof. Dr. inž. hab. Wiesła-

wa Kurdowského.

Prof. Kurdowský je svetovo uznávaným špecia-

listom v oblasti chémie cementu a korózie betó-

nu. Autor po absolvovaní vysokej školy veľa ro-

kov pracoval na rôznych pozíciách v cementáren-

skom priemysle. Neskôr bol dlhoročným pracov-

níkom Akademie Górniczo-Hutniczej v Krakowe,

kde mnoho rokov pôsobil ako vedúci Katedry Ce-

ramiki Ogólnej. Ako emeritný profesor aktívne pôsobí v In-

stytute Ceramiki i materiałow Budowlanych Warszawa, pra-

covisko Krakov.

Monografia ISBN 978-83-9131524-8, vydaná vydavateľ-

stvami „Wydawnictwo Polski Cement“ a „Wydawnictwo Na-

ukowe PWN“ má desať kapitol a na 728 stranách sa detail-

ne zaoberá problematikou chémie cementu a betónu. Mo-

nografia „Chemia cementu i betonu“, okrem veľkého množ-

stva použitej a citovanej literatúry, je bohato ilustrovaná

množstvom fotografií, tabuliek a grafov, ktoré mimoriadne

vhodne a konzekventne dopĺňajú skúmanú problematiku.

Okrem tradičných druhov cementov, zahrnutých v nor-

mách, je pozornosť venovaná aj špeciálnym cementom – hli-

nitanovému, expanzívnemu, rýchloväznému, etc. Podrobne

je analyzovaná a popísaná problematika portland-

ského slinku, hydratácia slinkových fáz a cementu.

Značnú pozornosť autor venuje vlastnostiam ce-

mentového tmelu a cementového kameňa.

Monografia je v rozhodujúcej miere zameraná na

trvanlivosť betónov a tomuto uhlu pohľadu je pod-

riadená celá jej štruktúra. Okrem vplyvu cementu,

zloženia slinku a prísad, vplyvu vodného súčiniteľa,

prísad a minerálnych prímesí na koróziu betónu, je

veľká pozornosť zameraná na vplyv prechodovej

vrstvy fázového rozhrania zatvrdnutého cemento-

vého kameňa a povrchu zŕn kameniva.

Monografia „Chemia cementu i betonu“ je určená predo-

všetkým vedeckým a výskumným pracovníkom pôsobiacim

v danej oblasti, ďalej učiteľom a študentom vysokých škôl

zo stavebných fakúlt a silikátovej chémie, ako aj pracovní-

kom z výroby cementu, prísad, prímesí a čerstvého betónu.

Dôležité informácie o príčinách a následkoch korózie betónu

tu nájdu aj projektanti betónových konštrukcií. Všetci pou-

žívatelia, okrem komplexného pohľadu na problematiku ce-

mentu a betónu, nájdu v tejto monografii pre svoju prácu aj

množstvo inšpirácií.

Som presvedčený, že monografia „Chemia cementu i be-

tonu“ si nájde svoje miesto v knižnici každého čitateľa časo-

pisu Betón TKS.

prof. Ing. Tibor Ďurica, CSc.

Literatura:[1] Collepardi M.: Moderní beton, Edice betonové stavitelství,

Praha 2009, ČKAIT[2] Svaz výrobců betonu ČR: Za betonem do Evropy, Praha 1998,

2. vydání[3] Českomoravský beton: Příručka technologa – Beton – suroviny

– výroba – vlastnosti, Praha 2010, 1. vydání

POZNÁMKY NEJEN K ČLÁNKU „BETONY NA BÁZI

ALUMOSILIKÁTOVÝCH POLYMERŮ“ (Beton TKS 2/2011, str. 69)

UNIVERZÁLNÍ PRODUKT

NA PROTIPOŽÁRNÍ OCHRANU

A SANACI ❚ ALL-PURPOSE

PRODUCT FOR FIRE PROTECTION

AND RESTORATION


F I R E M N Í P R E Z E N T A C E ❚ C O M P A N Y P R E S E N T A T I O N

Daniel Štolfa

Vzhledem k částečně ničivým požárům v tunelech, jako například v Gotthardově

tunelu v roce 2001, nabývá stavební protipožární ochrana tunelových staveb-

ních děl v posledních letech stále většího významu. K ochraně betonu a arma-

tury před velkým ohřátím se používají mimo jiné maltové systémy, odolné proti

požáru. Produkt Nafufill KM 250 se osvědčil nejen jako náhrada betonu PCC,

použitelná univerzálně při sanaci betonu, nýbrž nyní také prokázal, že splňuje

maximální nároky stavební protipožární ochrany tunelů. ❚ In light of the

sometimes devastating tunnel fires, such as the one in the Gotthard tunnel in

2001, structural fire protection of tunnel structure has increasingly gained in

significance in the last years. To protect the concrete and reinforcement from

fire, fire-resistant mortars systems, among other things, are being used. Nafufill

KM 250 has been proven to be a PCC concrete replacement which can be used

universally in concrete repair and construction. It is now also proving that it can

fulfill the highest demands of structural fire protection for tunnels.

Při požárech ve stavebních objektech se v podstatě rozlišuji dvě

oblasti: budovy a tunely. Pro požáry v budovách byla zjištěna

takzvaná standardní teplotní křivka (ETK), která je v celém světě

uznávaná jako ISO 834. Simuluje průběh teploty, od vzniku po-

žáru až po úplný požár vzhledem k času. Podle ní dosahuje na-

příklad 90timinutový ničivý oheň teploty téměř 1 000 °C. Křiv-

ka konči po 180 minutách při teplotě 1 090 °C. V tunelech na-

opak při požáru platí jiné zákonitosti. Na rozdíl od budov se zde

jedná o táhlou troubu, ze které nemůže jen tak unikat ani tep-

lo ani kouř. Proto je zde vysoké tepelné zatížení. Navíc nelze zá-

těž požárem jednoznačně určit, neboť je závislá na druhu vozid-

la, které se bere za základ jako potencionální ohnisko požá-

ru. Na tomto pozadí byly navrženy různé křivky požáru v tune-

lu, ve kterých byla zohledněna maximální teplota požáru vzhle-

dem k časovému průběhu a druhu vozidla. Pro všechny křivky

požáru je společné, že přihlížejí k rychlejšímu ohřívání v tune-

lu a podstatně prudčeji stoupají než standardní teplotní křivka.

Vzhledem k tomu bude při téměř všech scénářích překročena

značka 1 000 °C již po několika minutách.

ODLUPOVÁNÍ BETONU

Tento rychlý narůst teploty působí v případě požáru negativně

na betonovou konstrukci tunelového stavebního díla. Voda váza-

ná v betonu se odpařuje a přitom se rozpíná. Jestliže tento tlak

páry nelze vyrovnat, vzniká explozivní odlupování betonu, které

se může rozšířit až k armatuře. Je-li nezakryta, může horko neo-

mezeně působit na betonářskou ocel. Důsledkem jsou deforma-

ce armatury a snížení její pevnosti, což ohrožuje celkovou stabilitu

stavebního díla. K vytvoření stavební protipožární ochrany v tune-

lech je proto třeba beton a armaturu chránit před velkým ohřívá-

ním. S produktem Nafufill KM 250 je nyní k dispozici dosud jedi-

ný systém náhrady betonu PCC, který lze použít téměř ve všech

oblastech sanace betonu a navíc splňuje všechny požadavky

ochrany proti požáru, které platí v pozemním stavitelství a bytové

výstavbě, jakož i pro stavební protipožární ochranu v tunelových

stavebních dílech. Díky tomu je již léta osvědčený produkt Nafu-

fill KM 250 nyní téměř univerzálně použitelný.

ZKOUŠKA PODLE KŘIVKY POŽÁRU RWS

Pro cementovou maltu modifikovanou plasty byla již prokázá-

na odolnost proti požáru, podle standardní teplotní křivky pro

pozemní stavby, jakož i pro křivky požáru v tunelech podle

ZTV-ING a směrnic německého Železničního spolkového úřadu

(EBA). Nyní splňuje sanační systém navíc požadavky nizozem-

ské směrnice Rijkswaterstaat (RWS) na stavební hmoty pro sta-

vební protipožární ochranu v tunelové výstavbě. Tato nejpřísněj-

ší evropská zkouška byla prováděna v laboratoři pokusné što-

ly Hagerbach ve švýcarském Flums Hochwiese, kanton St. Gal-

len. Křivka požáru RWS je navržena pro silniční a železniční tu-

nely, kterými se přepravuji nebezpečné náklady. Za základ se

vzal požár kamionu s cisternou, která veze 50 m3 benzinu. Již

po cca pěti minutách je dosaženo teploty 1 200 °C, která vzros-

te během dvouhodinového požáru až na 1 350 °C, aby ke kon-

ci klesla opět na 1 200 °C. Pro laboratorní pokus se použily dvě

železobetonové desky, které byly opatřeny 60 mm silnou vrst-

vou produktu Nafufill KM 250. Po vložení do speciální vypalova-

cí pece byl Nafufill KM 250 vystaven výše popsaným teplotám.

Přitom nesměl protipožární systém vykazovat žádné odlupová-

ní a musel po celou dobu udržovat dostatečný teplotní izolační

účinek betonu a armatury.

POKUS S POŽÁREM OBSTÁL

Při tomto pokusu s požárem Nafufill KM 250 dokonale ob-

stál. Stavební hmota nevykazovala po značném namáhání po-

žárem žádné narušení v přilnavosti a celý průřez vrstvy zů-

stal zachován. Na betonu nebylo rovněž zjištěno žádné odlu-

pování. Rovněž teploty měřené na betonovém zkušebním tě-

lese během pokusného požáru dokázaly přesvědčit. Zde po-

žaduje RWS, aby na povrchu betonu, tak zvaném interface,

nebylo více než 380 °C, naměřeno však bylo pouze maximál-

ně 267 °C. Kromě toho nesmí teplota v hloubce 25 mm pod in-

terface vzrůst nad 250 °C. Zde byl však zaznamenán narůst

pouze na 112 °C. Po tomto úspěšném pokusu lze nyní Nafufill

KM 250 rovněž mnohostranně použít v oblasti protipožární

ochrany. Prokázaný teplotní izolační účinek stavební hmoty spl-

ňuje stavební protipožární ochranu, ve smyslu křivek požáru v tu-

nelech, stanovených v Evropě. Současně je cementová malta

modifikovaná plasty první náhrada betonu PCC, která je použi-

telná pro protipožárně-technická zlepšeni tunelových stavebních

děl.

SPEKTRUM POUŽIT Í PRODUKTU NAFUFILL KM 250

Nafufill KM 250 je v sanaci betonu a ve stavební požární ochra-

ně téměř univerzálně použitelný a má následující doklady a po-

volení:

Ručně a stříkáním zpracovatelná náhrada betonu PCC podle •

ZTV-ING, kapitola 3 Masivní stavby, odstavec 4 (dopravní

stavby)

1


F I R E M N Í P R E Z E N T A C E ❚ C O M P A N Y P R E S E N T A T I O N

Ručně a stříkáním zpracovatelná náhrada betonu PCC ZTV-W •

oblast použiti 219 (vodní stavební díla)

Staticky započitatelný – důkaz podle sanační směrnice DAfStb, •

třída namáhaní M3 a M2 Certifikovaný a klasifikovaný podle

EN 1504

Elektricky vodivá opravná a anodová zatmelovací malta podle •

EN 12696 pro sanační princip „Katodová protikorozní ochra-

na oceli v betonu“

Nehořlavý podle EN 13501, třída stavebních hmot A1•

Odolný proti požáru podle standardní teplotní křivky (ETK) •

normy ISO 834, splňuje třídu požární odolnosti F90 a K90

Odolný proti požáru podle teplotních časových křivek- ZTV-ING, •

část 5, odstavec 1 + 2,- směrnice EBA,- zpráva TNO 1998-CV-

B-R116 a křivky požáru RWS (Rijkswaterstaat)

Ing. Daniel Štolfa

MC-Bauchemie, s. r. o.

Skandinávská 990, 267 53 Žebrák

tel.: 311 545 155


pt.mc-bauchemie.cz

Obr. 1 Vzorové křivky testování požární odolnosti ❚

Fig. 1 Standard curves by the testing of fire resistence

Obr. 2 Působení plamene vypalovací pece ❚ Fig. 2 Flame impingement

of the fire oven

Obr 3 Reálný průběh teplot při testování NAFUFILL KM 250 ❚

Fig. 3 Real temperature progression by testing of NAFUFILL KM 250

Obr. 4 Vyjmutá zkušební deska po pokusném požáru

❚ Fig. 4 Strenghtened concrete test panel after fire trial

Obr. 5 Pokusný požár blízký realitě v pokusné štole Hagerbach ❚

Fig. 5 Realistic test fire in the Hagerbach Test Gallery

Literatura:

[1] Interní materiály MC-Bauchemie, s. r. o.

[2] Zprávy o zkouškách společnosti VersuchsStollen Hagerbach AG

č. 20090039 a 20100022

Tab. 1 Závislost intenzity požáru na druhu dopravního prostředku ❚

Tab. 1 Relation between intensity of fire and type of the vehicle

Vozidlo Energetický obsah [MW] Trvání požáru [min]

Osobni automobil 5 – 10 30 – 60

Nákladní automobil 100 120

Kamion s cisternou 300 120 – 240

Metro, autobus 40 90 – 120

Vlak 300 120 – 240

4

3

5

2

SHORA DOLŮ ... A NAHORU ❚ TOP – DOWN ... AND UP


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

Berislav Medič

V článku je popsána metoda „top – down“,

která byla v Chorvatsku poprvé použita na

projektu „Cvjetni prolaz“. Jedná se o sta-

vební postup, při kterém se staví shora dolů,

konstrukce obvodových podzemních stěn

zajišťujících stavební jámu jsou realizovány

bez kotev, stěny jsou rozepřeny stropními

deskami podzemních podlaží a základovou

deskou. ❚ This article describes the “top-

down“ method, which was first used in Croatia

in the project “Cvjetni prolaz“. It is a building

technology involving construction which starts

at the top and proceeds in the downward

direction. Structures of underground walls

are built without anchors, and the walls are

strutted with floor slabs of the underground

storeys and the foundation plate.

Při plánování výstavby residenční, kan-

celářské či kombinované budovy v cen-

tru města je třeba počítat s podzemní-

mi garážemi s dostatkem parkova-

cích míst tak, jak to požadují současné

předpisy pro tuto investiční oblast.

Před hloubením stavební jámy, jejíž

hloubka je dána počtem podzemních

podlaží, je třeba vybudovat konstrukce,

které budou zajišťovat bezpečnost pra-

cí uvnitř stavební jámy. Plánované od-

těžování zeminy nesmí ohrožovat stá-

vající budovy okolo jámy, a proto mu-

sí konstrukce budované k ochraně sta-

vební jámy zajišťovat i stabilitu okolních

budov. Běžně se počítá s vybudová-

ním svislých podzemních stěn kotve-

ných ve vodorovných řadách. Podzem-

ní stěny jsou uvažovány jako dočasné

konstrukce, jejichž vodorovná stabilita

je zajišťována zmíněnými kotvami.

Realizace kotvení je celkem drahá,

složitá a časově náročná činnost. Kro-

mě toho je třeba, než se s ní za-

čne, získat souhlas majitelů soused-

ních pozemků, pod které kotvy zasa-

hují, stejně jako plány inženýrských sí-

tí na dotčených pozemcích (není žád-

nou zvláštností, že sítě jsou starší než

padesát let). Zajistit obojí včas je po-

měrně složité.

Konstrukce podzemních stěn však

může být realizována i bez kotev, je-

li možné jako podpory použít mezi-

lehlé stropní desky – metoda nazý-

vaná „top – down“. V Chorvatsku by-

la tato metoda poprvé použita na pro-

jektu „Cvjetni prolaz“. Železobetono-

vé podzemní stěny jsou zde rozepřeny

stropními deskami podzemních podla-

ží a základovou deskou (obr. 1).

Spodní hrana podzemních stěn je

v úrovni až 7 m pode dnem stavební

jámy ve vrstvě vysoce plastického jí-

lu, který brání prosakování podzemní

vody do jámy. Těsnící pásky ve svis-

lých spojích mezi jednotlivými lamela-

mi stěny (obr. 2) přispívají k dostateč-

né ochraně pronikání podzemní vody

do prostoru stavební jámy, takže další

speciální izolace proti podzemní vodě

už nemusela být použita. To přispělo

k snížení tloušťky stavební konstrukce

– podzemní stěna je navržena jako tr-

valá konstrukce a tvoří vnější opěrnou

stěnu v podzemní části budovy.

Jako metoda „shora dolů“ bývá ozna-

čován stavební postup, kdy se skuteč-

ně staví shora směrem dolů, tj. např.

od přízemí směrem k základové desce.

V našem případě se však současně

stavělo i nahoru, takže ve dvou úrov-

ních nad sebou byla dvě samostat-

ná staveniště: jedno podzemní a dru-

hé nadzemní.

Po postavení podzemní opěrné stě-

ny se začalo s realizací pilot a dočas-

ných ocelových sloupů, které již do-

držovaly modul budoucí konstrukce.

Při procesu vrtání pilot byly používá-

ny ochranné duté ocelové trouby za-

ražené až 1 m do štěrkopískové vrstvy

podloží, aby se zabránilo vysypání ze-

miny do vyvrtaného prostoru. Do vyvr-

tané díry byl osazen výztužný koš pilo-

ty. Do místa hlavy vybetonované piloty

byl připraven dočasný ocelový sloup,

který se stane součástí budoucího pi-

líře (obr. 3). Dutým sloupem bylo spuš-

těno až na dno piloty potrubí, kterým

byl postupně čerpán beton do piloty

i do sloupu.

Po té byl prostor mezi sloupem a ze-

minou vyplněn jílovitou suspenzí nebo

štěrkem rovnoměrné zrnitosti, aby by-

la zajištěna stabilita sloupu při postup-

ném zatěžování. Na sloupy byly pře-

dem navařeny krátké konzoly po vzdá-

lenostech odpovídajících výškám pod-

zemních podlaží, které sloužily jako

dočasné podpory podzemních desek

Obr. 1 Schéma podzemní konstrukce objektu Cvjetni prolaz ❚ Fig. 1 Diagram of the

underground structure of Cvjetni prolaz

Obr. 2 Detail těsnicího pásku v lamele podzemní stěny ❚ Fig. 2 Detail of a sealing strip

in a lamella of an underground wall

Obr. 3 Armokoš piloty a dočasné ocelové sloupy připravené ve stavební jámě k osazení ❚ Fig. 3 Reinforcement of piles and temporary steel columns prepared in the construction pit

for setting

Obr. 4 Odtěžování 1. PP ❚ Fig. 4 Extracting on the 1 underground storey

Obr. 5 Sestavená podpůrná ocelová konstrukce pod bednění stropní desky

❚ Fig. 5 Assembled supporting steel structure below the formwork of the floor ceiling

1



(než byly nad nimi a pod nimi dokonče-

ny železobetonové nosné pilíře).

Odtěžování 1. PP probíhalo v „širo-

kém“ výkopu (obr. 4). Dalším krokem

byla výstavba dočasných základových

patek (jen pro stropní desku budoucí-

ho 2. PP), na kterých byla smontová-

na ocelová podpůrná konstrukce pro

bednění desky (obr. 5). Konstrukce

bednění je složena z mnoha modulů

s rozměry cca 6 x 6 m. V každém mo-

dulu jsou čtyři závěsy, které umožňují

spustit bednění o úroveň níže po té, co

je potvrzeno, že vybetonovaná deska

dosáhla požadované pevnosti a pro-

stor pod ní byl na výšku dalšího pod-

laží odtěžen.

K zajištění cesty pro dopravu zeminy

vytěžené z pod desky a pohyb staveb-

ních strojů byly v desce ve vybraných

modulech vynechány otvory (obr. 6).

Pro dopravu zeminy nahoru na povrch

byl speciálně pro tento účel navržen

a vyroben obrovský ocelový box (tank)

o objemu 20 m3 s hydraulicky ovláda-

ným uzávěrem. Po naplnění je box vy-

zvednut jeřábem nad povrch, kde pod

něj zajede nákladní automobil o stej-

ném obsahu korby, dno boxu se otevře

a jeho obsah se vysype do korby.

Po odtěžení objemu podlaží je oce-

lová konstrukce s bedněním o výšku

podlaží spuštěna, na bednění je roz-

ložena výztuž desky (prodloužení vý-

ztuže budoucích pilířů a stěn je sesta-

veno dolů skrze bednění) a do bed-

nění je uložen beton (obr. 7 a 8). Váha

čerstvého betonu je vynášena deskou

o poschodí výše, na které je bedně-

ní zavěšeno. Po dosažení požadované

pevnosti betonu je možno pokračovat

stejným způsobem a vybudovat dal-

ší stropní desku o podlaží níže. Spoje-

ní mezi stropními deskami rozpírajícími

obvodové podzemní stěny je zajiště-

no zazubením stěn a vkládáním vodo-

rovných trnů do spoje. Tak je ochran-

ná konstrukce stabilizována a zajiště-

no kvalitní spojení vodorovných a svis-

lých nosných prvků. Ve stejném čase

probíhá i výstavba nadzemních částí

budovy, první sloupy, stěny (nebo jen

části stěn, které jsou nezbytné pro za-

jištění vodorovné stability aktuálně bu-

dovaných úrovní konstrukce) a potom

desky.

Jak bylo zmíněno, popisovaná sta-

vební technologie zahrnuje dva sou-

běžné stavební procesy – vedle bu-

dování suterénů byla stavěna sou-

časně i nadzemní část budovy. Po-

čet nadzemních podlaží, která mohou

být dokončena před tím, než je hotova

základová deska, závisí na únosnos-

ti pilot a dočasných ocelových sloupů.

Za předpokladu optimální volby rastru,

hloubky a průměru pilot je možno bu-

dovat souběžně stejný počet nadzem-

ních i podzemních podlaží.

Výhody tohoto stavebního postupu

jsou zřejmé z mnoha pohledů:

podzemní stěny zajišťující stavební já-•

mu se stanou vnější konstrukcí bu-

dovy – snížení tloušťky vnější kon-

strukce,

není nutná speciální hydroizolace,•

deformace konstrukce zajišťující sta-•

vební jámu je vyloučena,

4

2

5

3



stavba nemá vliv na stabilitu okolních budov,•

je dosaženo významných úspor za nerealizované kotve-•

ní opěrných stěn,

všechny uvedené výhody se projeví i v kratším termínu do-•

končení stavby,

celková cena nosné konstrukce je o 30 % nižší.•

Berislav Medič

UPI-2M, Krajiška 10, 10 000 Zagreb, Croatia

e-mail: [email protected], www.upi-2m.hr

Obr. 6 Odtěžování zeminy z prostoru dalšího PP pod vybetonovanou

stropní deskou ❚ Fig. 6 Extracting of soil within the space of

another underground storey below the concreted floor slab

Obr. 7 Výztuž stropní desky rozložená na zavěšeném bednění

❚ Fig. 7 Reinforcement of the floor slab on the suspended formwork

Obr. 8 Průhled do stavby podzemních podlaží ❚ Fig. 8 View

through the construction of underground storeys

6

7 8

CEMENTOVÝ POTĚR JAKO NÁŠLAPNÁ VRSTVA S POHLEDOVOU

ÚPRAVOU ❚ CEMENT SCREED AS A WEAR LAYER WITH

A FAIR-FACE TREATMENT



Robert Coufal

Potěr, který plní v podlahové konstrukci funkci

roznášecí, je nejčastěji ukryt před zraky uži-

vatelů pod nějakým typem nášlapné vrstvy.

Existuje řešení, jak splnit požadavky kladené

na roznášecí i nášlapnou vrstvu jedním mate-

riálem v jedné vrstvě. Je jím litý cementový

potěr CemFlow s pohledovou úpravou povrchu.

Tento článek pojednává o technologii litého

cementového potěru a popisuje jeho použití při

rekonstrukci Bílkovy vily. ❚ Screed is usually

used as a load-carrying layer in a floor layers

sequence and it is usually covered by some type

of floor covering. There is a possibility how to

meet the requirements for both layers in just one

layer. It is self leveling cement screed CemFlow

with a special decorative surface treatment. This

article focuses on a technology of the cement

screed CemFlow and on its use in Bilek Villa

restoration in Prague.

SKLADBA PODLAHOVÉHO

SOUVRSTVÍ

S ohledem na kročejový útlum a tepel-

nou izolaci se potěry na většině sta-

veb provádí jako potěry plovoucí. Typic-

ká skladba podlahového souvrství je vi-

dět na obr. 1.

Na nosné konstrukci je provedena vy-

rovnávací a tepelně-izolační vrstva, kte-

rá bývá z cementových litých pěn ne-

bo desek polystyrénu. Kročejový útlum

zajišťuje pružná vrstva, nejčastěji z kro-

čejového polystyrénu, PE pásů nebo

desek z minerálních vláken. Tato vrst-

va je z materiálů s nízkým dynamickým

modulem pružnosti a celkově nízkou

pevností v tlaku. Musí být tedy zatěžo-

vána pouze plošně.

Roznesení lokálního užitného zatíže-

ní na zatížení plošné obstarává rozná-

šecí vrstva z potěru. Pro správný ná-

vrh její tloušťky je směrodatná stlačitel-

nost podkladních vrstev a pevnost po-

těru v tahu za ohybu. Je tedy zřejmé,

že u potěrů je pevnost v tahu za ohybu

mnohem důležitější než pevnost v tla-

ku. Pevnost potěru v tahu za ohybu

je závislá především na míře zhutnění

a na množství a kvalitě jemných složek

směsi. To je hlavní důvod, proč se lité

potěry, ať už na bázi síranu vápenatého,

nebo cementu, rozšířily na úkor potěrů

zavlhlých. Pevnost v tahu za ohybu není

u litých potěrů tolik ovlivněna způsobem

ukládky a hutněním, jako je to u potě-

rů zavlhlých. Lité cementové potěry mě-

ly dříve velkou nevýhodu v nadměrném

smrštění, což téměř znemožňovalo je-

jich větší rozšíření. Litý cementový po-

těr, o kterém bude psáno dále v souvis-

losti s pohledovou úpravou povrchu, má

smrštění výrazně omezené.

Poslední vrstvou v podlahovém sou-

vrství je nášlapná vrstva, která je ja-

ko jediná vizuálně vnímána uživatelem.

Spojení nášlapné vrstvy s vrstvou roz-

nášecí je tématem tohoto článku.

LITÝ CEMENTOVÝ POTĚR

CEMFLOW

Cementový potěr CemFlow je na tr-

hu od roku 2008. Jeho uvedení na trh

předcházely dva roky testování v la-

boratoři a v poloprovozních podmín-

kách, aby se plně ověřily jeho vlastnos-

ti, zejména objemové změny. Dále by-

lo potřeba skloubit požadavky na nízké

smrštění s požadavky na dobrou zpra-

covatelnost, čerpatelnost a hlavně do-

statečnou pevnost v tahu za ohybu.

Smrštění potěru bylo měřeno na des-

kách o tloušťce 50 mm, s umožněním

vysychání pouze horním povrchem.

Tento způsob nejlépe vystihuje smrš-

tění potěru v reálných podmínkách.

Vhodnou skladbou směsi se podaři-

lo omezit smrštění na 0,5 mm/m, což

je zhruba poloviční hodnota smrštění

oproti konvenčním potěrům. Pro srov-

nání je na obr. 2 uvedeno smrštění po-

těru P400 (400 kg cementu) a velmi leh-

ce zhutnitelného betonu třídy C30/37

v konzistenci SF1 (Easycrete SF).

Na smrštění je důležitá nejen jeho ab-

solutní hodnota, ale i jeho průběh.

Z hlediska realizace je potřeba, aby

smrštění proběhlo co nejrychleji a pak

už potěr zůstal objemově stálý.

V čerstvém stavu se měří konzistence

Hägermannovým kužílkem a rozlití by

mělo být v rozmezí 220 až 260 mm. Pro

cementový potěr s pohledovou úpravou

povrchu by měla být hodnota rozlivu dr-

žena na dolní mezi i přes větší pracnost

nivelace. Ta se provádí nivelačními hraz-

dami podobně jako u anhydritových po-

těrů. Ihned po nivelaci se cementový

potěr ošetřuje ochranným nástřikem,

aby se omezilo riziko trhlin z rychlého

vysychání během prvních 24 h. Záro-

veň se postřikem zabraňuje zprahnu-

tí povrchu (ukončení hydratace povrchu

potěru vyschnutím před dosažením po-

žadovaných mechanických parametrů)

Obr. 1 Typická skladba podlahy ❚

Fig. 1 Typical floor layers sequence

Obr. 2 Smrštění v čase

❚ Fig. 2 Shrinkage in time

EASYCRETE SFportál P400CEMFLOW

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

15 29 43 57 71 85 99 113 127 141 155 169 183 197 211 225 239 253 267

stáří vzorku

smrš

tění

mik

rost

rain

y

1

2

nášlapná vrstva

ANHYMENT / CEMFLOW

separační vrstva – speciální papír nebo PE fólie

kročejová izolace

PORIMENT

nosný podklad

okrajová

dilatační

izolační

páska

1



a snížení odtrhových pevností povrcho-

vých vrstev.

Se smrštěním souvisí nutnost tvorby

dilatačních spár. Smršťovací spáry se

nejčastěji provádí předem vytvořením

tzv. řízených trhlin pomocí papírových

profilů. V případech, kdy jde o cemen-

tový potěr s povrchovou úpravou, se

smršťovací spáry tvoří dodatečně pro-

řezáním. Je zde třeba maximální opa-

trnosti, protože spáry je nutno vytvořit

ihned po dosažení pochozích pevnos-

tí, ještě před vznikem trhlin. Maximální

velikost dilatačního celku je 40 m2, při

délce hrany maximálně 6,5 m a maxi-

málním poměru stran 4:1.

POHLEDOVÁ ÚPRAVA

Pohledová úprava cementového potě-

ru je v České republice novou záleži-

tostí, dostala se k nám z USA. Vizuál ně

jde o alternativu zejména k terrazzovým

podlahám a funkčně zejména k dlažbě.

Podobný způsob úpravy povrchu se

provádí také v Německu.

V první fázi úprav se povrch brousí

dia mantovými bruskami různých hru-

bostí tak, aby bylo dosaženo požado-

vané viditelnosti zrn a lesku povrchu.

Obecně platí, že čím je hloubka zbrou-

šení větší, tím více hrubých zrn kame-

niva je viditelných v povrchu potěru.

V dalším kroku se povrch čistí a pro-

bíhá sanace otevřených pórů v potěru.

Tyto je nezbytné zapravit, aby se v nich

nedržely nečistoty. Po sanaci pórů se

povrch přeleští a vytvrdí transparent-

ním krystalizačním densifikátorem po-

vrchu. Povrchová úprava je zásadní pro

dlouhou životnost podlahy a není dobré

ji podcenit nebo nahradit nějakou lev-

nější variantou.

Cementový potěr pro povrchové úpra-

vy může být také probarvený ve hmo-

tě a splňovat tak požadavky architektů

na barevné pojetí stavby (obr. 7).

Odolnost povrchu pohledového ce-

mentového potěru v obrusu byla zkou-

šena na dvou vzorcích metodou BCA

podle ČSN-EN 13892-4. Průměrná

hodnota obrusu po 2 850 měřících

cyklech byla 0,012 mm. Oba vzorky

splňují parametr třídy AR 0,5 Special –

těžký průmysl a další agresivní prostře-

dí, což předurčuje použití tohoto mate-

riálu i v nejtěžších podmínkách.

POUŽIT Í PŘI REKONSTRUKCI

B ÍLKOVY V ILY

Bílkova vila byla postavena v letech

1910 až 1911 na místě zbořených

městských hradeb v okolí bývalé Brus-

Obr. 3 Lití cementového potěru ❚ Fig. 3 Cement screed casting

Obr. 4 Nivelace povrchu cementového potěru ❚ Fig. 4 Cement screed processing

Obr. 5 Vzhled pohledového cementového potěru ❚ Fig. 5 Look of the surface of the

architectural cement screed

Obr. 6 Odolnost povrchu proti vodě ❚ Fig. 6 Resistance against water

Obr. 7 Příklad barevné škály cementového potěru ❚ Fig. 7 The samples of colored

cement screeds

Obr. 8 Bílkova vila ❚ Fig. 8 Bílek Villa

Obr. 9 Interiér Bílkovy vily během úpravy povrchu potěru ❚ Fig. 9 Interior of Bílek

Villa during surfacing of the screed

Obr. 10 Detail finálního povrchu podlahy

❚ Fig. 10 Detail of the final look of the screed surface

Obr. 11a, b Vzhled finální podlahy

❚ Fig. 11a, b Final look of the floor

3 4

5

6

7



ké brány v Praze na Hradčanech. Bu-

dova je postavena v geometrickém sty-

lu secesní architektury. Dnes je spravo-

vána Galerií hl. m. Prahy a v roce 2010

prodělala rekonstrukci. Zrekonstruova-

ný objekt je zpřístupněn pro veřejnost.

Před rekonstrukcí byla podlaha v hlav-

ní ateliérové části betonová, opatře-

ná dvousložkovým lakem. Vzhled nové

podlahy se utvářel za pomoci dobových

fotografií z roku 1912 až 1915. Nakonec

byl zvolen cementový potěr CemFlow

v pohledové úpravě. Výsledný vzhled je

patrný z obr. 10 a 11. Povrch podlahy je

dostatečně odolný intenzivnímu provo-

zu ve vile a zároveň vzhledově nenásil-

ně zapadá do stylu okolních konstrukcí

a umožňuje vyniknutí vystavených ex-

ponátů. Rekonstrukci podlahy provedla

společnost ESTRA stavební.

ZÁVĚR

Povrchová úprava broušením a vytvr-

zením má bezesporu budoucnost ne-

jenom v architektonicky náročných dí-

lech, ale i v běžných stavbách byto-

vé výstavby – např. na chodbách by-

tových domů, v kuchyních nebo tam,

kde je dnes používána dlažba. Velkou

výhodou je, že oproti dlažbě je v ploše

pouze omezený počet spár, což výraz-

ně usnadňuje údržbu podlahy.

Ing. Robert Coufal

TBG Pražské malty

Rohanský ostrov

Rohanské nábřeží 68

186 00 Praha 8


tel.: 724 283 989

www.tbgprazskemalty.cz

Redakce děkuje Galerii hlavního

města Prahy za laskavé svolení

s uveřejněním fotografií Bílkovy vily.

8

10

11b11a

9

VÝROBKY A SYSTÉMY NA OCHRANU A OPRAVU BETÓNOVÝCH

KONŠTRUKCIÍ ❚ PRODUCTS AND SYSTEMS FOR

THE PROTECTION AND REPAIR OF CONCRETE STRUCTURES


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

Juraj Bilčík, Róbert Köppl

Na vypracovanie európskych noriem na ochranu a opravu betónových

konštrukcií bolo vynaložené značné úsilie. Po viac ako desiatich rokoch

intenzívnych diskusií v pracovných skupinách bol súbor noriem EN 1504:

„Výrobky a systémy na ochranu a opravu betónových konštrukcií“ v roku

2009 implementovaný v členských krajinách CEN. Pozostáva z desiatich

základných noriem a viac ako šesťdesiatich skúšobných noriem pre pro-

dukty, pričom upravuje aj požiadavky na ich certifikáciu. Predložený prí-

spevok poskytuje celkový prehľad o obsahu súboru noriem a možnosti ich

uplatnenie pri sanáciách betónových konštrukcií. Počas rekonštrukcie zim-

ného štadióna v Bratislave sa nová norma aplikovala na výber materiálov

s nosnou funkciou. ❚ Great effort has been made to work out a European

Standard on protection and repair of concrete structures. After more than

ten years of intensive discussions within different working groups the series

of standards EN 1504: “Products and systems for protection and repair of

concrete structures“ was in 2009 implemented EU. It consists of a set of

ten basic standards and more than sixty test standards for products, while

it regulates also the requirements for their certification. The paper presents

a global overview about the extent of standards and possibilities of their

application in repair of concrete structures. During the upgrading of the ice

hockey stadium in Bratislava the new standard has been applied for the

selection of structural repair materials.

Aj na takom trvanlivom materiáli ako je betón sa nepriazni-

vo prejavuje dlhodobé pôsobenie environmentálneho zaťaže-

nia, pod čím treba rozumieť chemické, biologické a fyzikálne

účinky prostredia. Vzhľadom na veľký počet existujúcich sta-

vieb sa v rozvinutých ekonomikách približne 50 % výdavkov

na výstavbu použije na údržbu existujúceho stavebného fon-

du [1]. Jedným z hlavných cieľov EÚ je vytvoriť jednotný trh

a odstrániť všetky prekážky obchodu. Normalizácia je jedným

z nástrojov na dosiahnutie tohto cieľa. Normy všeobecne majú

postavenie dobrovoľnosti, záväznými sa stávajú, ak sa uvád-

zajú v zmluvách medzi účastníkmi procesu výstavby [2].

Na začiatku 90. rokov v Čechách i na Slovensku, na rozdiel

od Nemecka, chýbali záväzné predpisy na ochranu a opra-

vu betónových konštrukcií. Neskôr boli vydané Technické

podmínky SSBK [3], resp. Technické podmienky ZSBK [4]

a v ČR aj podnikové smernice (ČEZ a ŘSD). Napriek tomu

rýchlo expandujúci trh s materiálmi poskytoval málo hodno-

verných poznatkov o ich vlastnostiach a kritériách výberu. Aj

dostupné informácie boli ťažko transformovateľné na kon-

krétne podmienky, vzhľadom na veľkú variabilitu podmie-

nok a postupov pri ich skúšaní. Z tohto hľadiska treba pri-

vítať a propagovať jednotnú metodiku navrhovania, skúša-

nia a výberu materiálov na ochranu a opravu, ktorú zavád-

za súbor noriem EN 1504 a nadväzujúce skúšobné normy.

Bez toho by boli trvanlivé sanácie betónových konštrukcií

skôr umením ako vedou.

KONCEPCIA EN 1504

Prehľad o štruktúre desiatich častí súboru noriem EN 1504

a príslušných skúšobných normách poskytuje obr. 1. Jad-

rom súboru sú časti 2 až 7 zaoberajúce sa výrobkami a sys-

témami na opravu, ochranu, rekonštrukciu a zosilňovanie be-

tónových konštrukcií a opatrenia na označenie výrobku sym-

Príčiny porúch betónu

Zásady ochrany a opravy betónu

Zásada č. 1 Ochrana proti vniknutiu látok

Zásada č. 2 Ovplyvnenie vlhkosti

Zásada č. 3 Obnova betónu

Zásada č. 4 Zosilnenie konštrukcie

Zásada č. 5 Zvýšenie fyzikálnej odolnosti

Zásada č. 6 Zvýšenie odolnosti proti chemikáliám

Mechanické:

- abrázia

- únava

- ráz, vibrácia

- preťaženie

- posun, sadanie

- explózia

Chemické:

- alkalická reakcia

kameniva

- agresívne činitele

- biologické účinky

Fyzikálne:

- zmrazovacie cykly

- tepelné účinky

- kryštalizácia soli

- zmrašťovanie

- erózia

- opotrebenie

EN 1504-1 Definície

EN 1504-8 Kontrola kvality a hodnotenie zhody

EN 1504-9

Všeobecné zásady

používania výrobkov

a systémov

EN 1504-10

Používanie výrobkov

a systémov na stavbe,

kontrola kvality

vyhotovenia

EN 1504-2 až 7

Výrobky

- 2: Systémy na ochranu

povrchu

- 3: Reprofilačné malty

- 4: Lepidlá

- 5: Injektážne materiály

- 6: Kotevné materiály

- 7: Materiály na ochranu

výstuže

viac ako 60 Skúšobných noriem, napr.:

- EN 1542 Odtrhové skúšky

------- EN 15 184 Skúška

vytiahnutia

Skúšobné normy

Príčiny porúch výstuže

Zásady ochrany a opravy výstuže

Zásada č. 7 Konzervácia alebo obnova pasivity

Zásada č. 8 Zvýšenie elektrického odporu betónu

Zásada č. 9 Kontrola katodických oblastí

Zásada č. 10 Katodická ochrana

Zásada č. 11 Kontrola anodických oblastí

Karbonatácia:

- obsah a druh cementu

- vodní súčiniteľ

- ošetrovanie

- zrážky

- teplota/vlhkosť

Kontaminácia

spôsobujúca koróziu:

pri miešaní:

- chloridové soli

(NaCl, CaCl)

z okolitého prostredia:

- morská voda

- posypová soľ

- iné kontaminanty

Bludné prúdy

1

2

3



bolom zhody CE. Časť 9 je nemenej dôležitá, nakoľko uvád-

za základné pravidlá na špecifikáciu výrobkov a systémov

uvedených v častiach 2 až 7. Časť 1 definuje pomenovania

týkajúce sa výrobkov a systémov a časť 10 obsahuje požia-

davky na prípravu podkladu, nanášanie materiálu, zabezpe-

čenie kvality a hodnotenie zhody.

Koncept EN 1504 je založený na rozdelení porúch betó-

nových konštrukcií na poruchy betónu a výstuže. Jedenásť

zásad ochrany a opravy v EN 1504-9 je preto rozdelených

do dvoch skupín:

zásady ochrany a opravy 1 až 6 sa týkajú porúch betónu,•

zásady ochrany a opravy 7 až 11 sa týkajú korózie výstu-•

že.

Zásady 1 až 6 sa týkajú porúch betónu alebo betónových

konštrukcií, spôsobených mechanickými, chemickými a fy-

zikálnymi vplyvmi (obr. 2).

Na obr. 2 a 3 uvedené zásady sa v praxi uplatňujú pomo-

cou rôznych metód, ktoré sú zoradené v tab. 1 v EN 1504-9.

Celkovo sa pre jedenásť zásad uvádza tridsať jedna metód

na ochranu a opravu. Skutočnosť, že niektorá metóda nie je

uvedená, neznamená, že nie je vyhovujúca.

Pre zvolenú metódu alebo kombinácie metód vyberie pro-

jektant vhodné materiály. Výber sa riadi normami EN 1504-2

až 7, pričom požadované vlastnosti materiálu na „všetky za-

mýšľané použitia“, ako aj na „určité zamýšľané použitia“ sa

stanovia pomocou zodpovedajúcich tabuliek. Úlohou pro-

jektanta je stanoviť aj vlastnosti na určité zamýšľané pou-

žitie, prípadne aj triedu požiadaviek (pre nátery napr. triedu

odolnosti proti šmyku alebo triedu prekrytia trhlín).

Postup pri výbere zásad, metód a materiálov na ochra-

nu a opravu:

posúdenie stavu konštrukcie a zistenie príčin poškodenia,•

stanovenie cieľov ochrany a opravy, •

výber zásad (princípov) a metód na ochranu a opravu be-•

tónovej konštrukcie,

definícia vlastností výrobkov a systémov na ochranu •

a opravu,

výber materiálov na ochranu a opravu,•

špecifikácia požiadaviek na údržbu po urobení ochrany •

a opravy.

REKONŠTRUKCIA Z IMNÉHO ŠTADIÓNA

V BRATISLAVE

V roku 2006 bolo rozhodnuté, že majstrovstvá sveta v ľa-

dovom hokeji 2011 sa uskutočnia na Slovensku v Bratisla-

ve a Košiciach. Podmienkou konania bolo postavenie nové-

ho hokejového štadióna v Bratislave. Začiatkom roku 2008

ešte nebolo jasné, kde bude nový štadión stáť. Nakoniec sa

po „výhodných“ zámenách pozemkov rozhodlo, že sa bu-

de rekonštruovať štadión Ondreja Nepelu v centre mesta.

Pôvodný železobetónový skelet objektu štadióna s pôdorys-

nými rozmermi 70 × 100 m bol postavený v rokoch 1943 až

1952. V roku 1957 bol štadión zastrešený a v roku 1987 re-

konštruovaný. Štadión pre MS 2011 sa začal rekonštruovať

1. mája 2009. Podperné stĺpy pôvodnej železobetónovej kon-

štrukcie bránili divákom vo výhľade, preto horná železobetó-

nová konzolová doska, stĺpy a oceľová strešná konštrukcia

boli pri rekonštrukcii odstránené. Z pôvodnej železobetónovej

konštrukcie boli ponechané len stupne a priečne väzby tribún

(obr. 4 a 5). Kontrolným statickým výpočtom sa zistilo, že

odolnosť železobetónových tribún je pri pôsobení úžitkového

zaťaženia vyčerpaná a neumožňuje ani čiastočné priťaženie

novou oceľovou konštrukciou. Z tohto dôvodu bol pri návrhu

nosnej oceľovej konštrukcie zvolený samonosný priečny nos-

ný systém. Vzájomná osová vzdialenosť typických medziľah-

lých väzieb je 10 m. Nové priečne väzby obkračujú pôvod-

né železobetónové tribúny. Väzníky s dĺžkou 86 m a rozpä-

tím 76,54 m majú šošovkovitý tvar s výškou v strede rozpä-

tia 6 m, v mieste uloženia na stĺpy 2,103 m. Vedľa hlavnej ha-

ly bola postavená tréningová hala s pôdorysnými rozmermi

79,7 × 72 m [9]. Pod celou tréningovou halou sú umiestne-

né dvojpodlažné garáže zhotovené technológiou bielej vane.

V ďalšom sa uvádza príklad aplikácie EN 1504 pre výber ma-

teriálov na opravu stĺpov. Objednávateľom rekonštrukcie bol

Generálny investor Bratislavy, generálnym projektantom Fis-

cher, s. r. o., a zhotoviteľom Ingsteel, spol. s r. o.

Posúdenie stavu stĺpov a zistenie príčin poškodenia

Pri hodnotení existujúcich konštrukcií sa postupuje podľa

ISO 13822. Hodnotenie pozostáva z prieskumu, analýzy

a overenia konštrukcie. Do prieskumu sa zaraďuje štúdium

Obr. 1 Schéma usporiadania EN 1504 [6] ❚ Fig. 1 The scheme of arrangement of EN 1504 [6]

Obr. 2 Príčiny porúch, zásady ochrany a opravy betónu [5] ❚ Fig. 2 Causes of failures, principles of protection and repair of concrete [5]

Obr. 3 Príčiny porúch, zásady ochrany

a opravy korózie výstuže [5] ❚

Fig. 3 Causes of failures, principles of

protection and repair of reinforcement

corrosion [5]

Obr. 4 Zimný štadión po odstránení strechy

a plášťa ❚ Fig. 4 Ice hockey stadium after

removal of the roof and shell

Obr. 5 Plocha a tribúna počas

rekonštrukcie ❚ Fig. 5 Rink and the

grandstand during upgrading

4 5



podkladov, prehliadka a skúšky. Stĺpy tribúny boli hodnote-

né na základe podrobnej vizuálnej prehliadky spojenej s od-

stránením poškodeného betónu. Zo statického hľadiska bo-

li stĺpy v rôznom stave. Niektoré boli nepoškodené, väčšina

mala viac alebo menej významné poruchy a časť stĺpov ma-

la veľmi významné poruchy (obr. 6).

Príčinou porúch betónu bola jednak nerovnomerná kvalita

čerstvého betónu v 50tich rokoch a jeho spracovania, ako aj

nešetrný postup pri odstraňovaní priľahlých častí konštrukcie.

Množstvo štrkových hniezd súvisí s nevhodnou konzisten-

ciou, rozmiešaním pri ukladaní a nedostatočným zhutnením

čerstvého betónu. Na viacerých stĺpoch, ktoré sa nachádza-

li v prostredí so zvýšenou vlhkosťou vzduchu, sa prejavila vý-

razná korózia výstuže iniciovaná karbonatáciou betónu.

Stanovenie cieľov opravy stĺpov

Hlavné ciele opravy sú obnova odolnosti a trvanlivosti stĺ-

pov. Reprofilačný materiál musí byť schopný prenášať na-

pätia od účinku priameho, nepriameho a environmetálne-

ho zaťaženia.

Výber zásad a metód na ochranu a opravu stĺpov

Na základe cieľov opravy boli pre stĺpy tribúny zvolené zá-

sady 3, 4 a 7. V EN 1504-9 sa uvádzajú pre zvolené zásady

metódy ochrany a opravy uvedené v tab. 1.

Definícia vlastností výrobkov na ochranu a opravu

V rámci skúšania betónu stĺpov sa tvrdomernou skúškou

(Schmidtovým kladivkom) zisťovala pevnosť betónu v tla-

ku a odtrhovou skúškou pevnosť v ťahu povrchových vrs-

tiev betónu. Výsledky tvrdomernej skúšky boli kalibrované

na troch valcových vzorkách odobratých z vyšetrovaných stĺ-

pov. Hodnoty pevnosti betónu v tlaku sa pohybovali v roz-

medzí tried C12/15 až C40/45. Početnosť jednotlivých tried

pevnosti je znázornená na histograme (obr. 7).

Strednej hodnote kockovej pevnosti betónu v tlaku fck,cube=

29,5 MPa najlepšie vyhovuje betón triedy C25/30. Static-

ký modul pružnosti zodpovedajúci tejto triede betónu je

31 GPa. Na metódu opravy 3.1 a 7.1 sa odporúčala pou-

žiť polymércementová malta a na metódu 4.4 betón STN

EN 206-1 – C25/30 – XC3 (SK) -Cl 0,4 – Dmax 8 – C3.

Výber výrobkov na ochranu a opravu stĺpov

metódou 3.1 a 7.1

Pre výber materiálov na doplnenie prierezu stĺpov poly-

mércementovou maltou metódami 3.1 a 7.1 sa použila

EN 1504-3. V tab. 1 uvedenej normy sú uvedené sledované

vlastnosti výrobkov a systémov na opravu s nosnou funkciou

a bez nosnej funkcie. Na „všetky zamýšľané použitia“ treba

sledovať tieto vlastnosti reprofilačného materiálu: pevnosť

v tlaku, obsah chloridových iónov, prídržnosť, viazané zmraš-

ťovanie, odolnosť proti karbonatácii. Keďže stĺpy sú vystave-

né účinkom stálych a dlhodobých zaťažení bol sledovaný aj

modul pružnosti. Vzhľadom na veľkú variabilitu hrúbky repro-

filácie sa pri výbere uplatnila požiadavka, aby materiál umož-

ňoval v jednej vrstve (bez potreby vystuženia) vytvorenie čo

najväčšej hrúbky.

Vzhľadom na požiadavku, aby reprofilačný materiál mal

pevnosť v tlaku a modul pružnosti blízky hodnotám podkla-

dového betónu, a poznatok, že materiály aplikované ručne

majú nižší modul pružnosti, oproti hodnotám deklarovaným

vo vyhláseniach zhody, sa na reprofiláciu betónu stĺpov od-

porúčal materiál na opravu s nosnou funkciou triedy R4.

Požiadavky na hodnoty jednotlivých vlastností výrobkov

na opravu s nosnou a bez nosnej funkcie uvádza EN 1504-3

v tab. 3. V prílohe B sú uvedené skúšobné metódy pri špeciál -

Obr. 6 Veľmi významná statická porucha stĺpa R2-3

❚ Fig. 6 Very significant structural failure of the column R2-3

Obr. 7 Histogram početnosti tried kockovej pevnosti betónu v tlaku ❚

Fig. 7 Histogram of frequency classes for concrete compressive

strength

Obr. 8 Zimný štadión po rekonštrukcii ❚ Fig. 8 Ice hockey stadium

after upgrading

Obr. 9 Ľadová plocha a tribúna po rekonštrukcii ❚ Fig. 9 Rink and

the grandstand after upgrading

Tab. 1 Metódy na ochranu a opravu pre zvolené zásady 3, 4 a 7 ❚

Tab. 1 Protection and repair methods for selected principles 3, 4 and 7

Zásada 3 Obnova betónu

Metóda 3.1 Ručné nanášanie malty

Metóda 3.2 Doplnenie prierezu betónom alebo maltou

Metóda 3.3 Nástrek betónom alebo maltou

Zásada 4 Zosilnenie konštrukcie Metóda 4.4 Doplnenie malty alebo betónu

Zásada 7Ochrana alebo

obnovenie pasivácie

Metóda 7.1Zvýšenie krytia dodatočným nanesením malty

alebo betónu

Metóda 7.2Nahradenie kontaminovaného alebo

karbonatovaného betónu

Pre jednotlivé stĺpy boli podľa rozsahu poškodenia zvolené metódy 3.1, 4.4 a 7.1.

20

C 12/15 16/20 20/25 25/30 30/37 35/45 40/50Triedy pevnosti betónu

Poč

etno

sť

15

10

5

fck,cube

=fck,cube

ni

n= 29,5 MPa

6

7



nych aplikáciách. Pre prvky dlhodobo namáhané tlakovým

napätím môže byť relevantné predpísať aj dotvarovanie be-

tónu v tlaku. Udaná hodnota by mala byť blízka hodnote do-

tvarovania podkladového betónu. Pri PCC maltách na opra-

vy s nosnou funkciou sa táto skúška obvykle nepožaduje,

ak sa v návrhových kritériách požaduje 60% pevnosť v tlaku

po 28 dňoch. Experimentálne skúšky [11] ukázali, že hodno-

ty dotvarovania polymércementových kompozitov dosahujú

dvoj- až trojnásobok hodnôt cementových kompozitov. Pri

väčšom rozsahu reprofilácie betónu stĺpov by sa preto mal

použiť cementový kompozit bez polymérnej prísady.

Pri výrobkoch na opravu stavebných prvkov, na ktoré sa

kladú požiadavky požiarnej odolnosti, musí výrobca uviesť

požiarnu klasifikáciu výrobku. Keďže stĺpy tribúny patria

do tejto skupiny, vyžadovala sa reprofilačná malta s triedou

odolnosti A1 proti požiaru.

Početnosť skúšok a prípustné maximálne a minimálne hod-

noty na zabezpečenie kvality sú uvedené v STN EN 1504-10.

Počas opravy betónových stĺpov sa robili kontrolné skúšky

pevnosti v tlaku a ťahu za ohybu použitej reprofilačnej malty.

Popri vizuálnej kontrole opravených plôch sa robili aj skúšky

prídržnosti malty k betónovému podkladu.

Špecifikácia požiadaviek na údržbu po urobení

ochrany a opravy

Betónové stĺpy tribúny sa nachádzajú v interiéry zimného

štadióna, ich ochrana a údržba nebola riešená v rámci opra-

vy stĺpov.

ZÁVER

Súbor noriem EN 1504 zavádza systém do výberu zásad

(princípov) a metód na ochranu a opravu betónových kon-

štrukcií. Poskytuje projektantovi orientáciu v príčinách po-

rúch betónu a korózie výstuže, stanovuje vyžadované vlast-

nosti, a tým uľahčuje výber vhodných výrobkov a systémov.

Keďže sa pri výberových konaniach materiálov na opravu

konštrukcií často prihliada iba na cenu alebo iné „okolnosti“,

treba aby projektanti podrobne špecifikovali technické vlast-

nosti výrobkov a systémov. Vzhľadom na veľké množstvo

parametrov a ich kombinácii je vhodné, aby projektant mal

viacročné skúsenosti v oblasti navrhovania ochrany a opra-

vy betónových konštrukcií.

Príspevok vznikol za podpory výskumného projektu VEGA č.1/0306/09

„Aplikácia pravdepodobnostných metód na obnovenie spoľahlivosti

betónových stavieb“.

Prof. Ing. Juraj Bilčík, CSc.

Katedra betónových konštrukcií a mostov

Stavebná fakulta STU Bratislava

Radlinského 11, 813 68 Bratislava

tel.: +421 259 274 546, e-mail: [email protected]

Ing. Róbert Köppl

Ingsteel, spol. s r. o.

Tomášiková 17, P. O. Box 82, 820 09 Bratislava 29

tel.: +421 248 269 118, e-mail: [email protected]

Literatúra:

[1] STN ISO 15686-1: Budovy a ich časti. Určenie životnosti.

Časť 1: Všeobecné princípy, jún 2005, 53 str.

[2] Tölgyessyová H.: Sanácie betónových konštrukcií – technické

normy a predpisy. In zborník: Seminár Sanácia betónových kon-

štrukcií, Smolenice 2009, str. 91–94

[3] Dohnálek J., Pumpr V.: Technické podmínky pro sanace beto-

nových konstrukcí. TP SSBK I, Praha, květen 1996

[4] Technické podmienky pre sanácie betónových konštrukcií

TP ZSBK 1 – 1999. ZSBK, december 1999

[5] STN EN 1504-9: Výrobky a systémy na ochranu a opravu betó-

nových konštrukcií. Definície, požiadavky, riadenie kvality a hod-

notenie zhody. Časť 9: Všeobecné zásady používania výrobkov

a systémov, máj 2009, 28 str.

[6] Büttner T., Raupach M.: Schutz und Instandsetzung von

Betonbauwerken nach der Europäischen Normenreihe

EN 1504. Beton 12 (2009), s. 552–557



notenie zhody. Časť 2: Systémy na ochranu povrchu betónu.

August 2005, 47 str.



notenie zhody. Časť 3: Opravy s nosnou funkciou a bez nosnej

funkcie. November 2006, 26 str.

[9] Agócs Z., Bezák A., Vanko M.: Návrh a realizácia rekon-

štrukcie oceľovej konštrukcie Zimného štadióna O. Nepelu

v Bratislave. In: Zborník z konferencie Príprava, navrhovanie

a realizácia inžinierskych stavieb, Bratislava 31. 3. 2011

[10] ISO 13822: Bases for design of structures – Assessment

of existing structures. Second edition, 2010-08-01, 52 pp.

[11] Poston R. W., Kesner K. E., McDonald J. E., Vaysburd A. M.,

Emmons P. H.: Selecting Durable Repair Materials. Concrete

International 11 (2000), pp. 21–29

[12] STN EN 1504-10: Výrobky a systémy na ochranu a opravu

betónových konštrukcií. Definície, požiadavky, riadenie kvality

a hodnotenie zhody. Časť 10: Používanie výrobkov a systémov

na stavbe, kontrola kvality vyhotovenia. September 2004, 64 str.

8

9

NOVÝ ZPŮSOB STANOVENÍ MRAZUVZDORNOSTI

BETONU S VYUŽITÍM METOD PRO SLEDOVÁNÍ PORUCH

STRUKTURY ❚ NEW WAY OF FROST RESISTANCE

DETERMINATION OF CONCRETE BY USING METHODS FOR

STRUCTURAL DAMAGE MONITORING


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

Petr Cikrle, Ondřej Pospíchal

Článek pojednává o nových metodách určených pro zkoušení odolnosti

betonu a kamene proti střídavému zmrazování a rozmrazování. Nové zku-

šební postupy jsou založeny na sledování poruch struktury pomocí nede-

struktivních elektroakustických metod. Návrat zde slaví zejména metoda

rezonanční, ovšem ve výrazně jednodušší impulsní podobě. Novou veli-

činou pro hodnocení míry porušení betonu je relativní dynamický modul

pružnosti, vypočtený buď z rezonančních frekvencí, anebo z rychlosti šíře-

ní impulsů ultrazvukového vlnění. V experimentální části článku jsou porov-

nány výsledky zkoušek na zmrazovaných betonech různé kvality. ❚ The

paper deals with new testing methods for determination of freeze-thaw

resistance of concrete and stone. The new methods are based on

monitoring of structural damage by using non-destructive electroacoustic

methods. There is above all a comeback of the resonance method, but in

the markedly more simple impulse form. The relative dynamic modulus

of elasticity is a new parameter for the assessment of damage volume,

calculated either from resonance frequencies or from propagation velocity

of ultrasonic waves. In the experimental part of this paper there is

a comparison of the tests results of various kinds of frozen concrete.

Trvanlivost materiálů a výrobků je v současnosti velmi aktuál-

ním tématem, o čemž svědčí i to, že je orgány Evropské unie

navržena v dokumentu CPR (Construction Products Regula-

tion) jako nový – sedmý základní požadavek na stavby a sta-

vební výrobky.

Trvanlivost lze u materiálů hodnotit z různých úhlů pohledu

a v závislosti na tom, jací činitelé ji ovlivňují. U betonových

konstrukcí vystavených venkovnímu prostředí patří beze-

sporu mezi nejvýznamnější činitele mráz a jeho účinky, hod-

nocení mrazuvzdornosti je tedy třeba věnovat náležitou po-

zornost. Opakovaným rozpínáním a smršťováním ledu, re-

spektive vody obsažené v pórech či vnitřní struktuře beto-

nu, dochází během střídavého zmrazování a rozmrazová-

ní k rozvoji trhlin a ke vzniku pnutí v konstrukci, které vede

k jejímu postupnému porušování. Během zmrazování se ta-

ké výrazněji snižuje tuhost prvku v ohybu a kroucení, méně

pak osová tuhost [1].

V této oblasti zůstává mnoho nezodpovězených otázek,

mezi něž patří například vliv provzdušnění na mrazuvzdor-

nost betonu, vhodnost současných normových metod a vý-

běr té nejvhodnější pro posouzení mrazuvzdornosti [2].

Nová norma na hodnocení poruch struktury cyklickým

zmrazováním [4] upřednostňuje nedestruktivní zkoušky

a zřejmě správně požaduje stanovení příčných rezonančních

frekvencí, které na porušení vnitřní struktury reagují nejrych-

leji. Ultrazvuková metoda sice nereaguje tak hbitě, výsledky

této metody však o něco lépe souhlasí s výsledky zjištěný-

mi zkouškami destruktivními.

Ačkoliv však u nás zmíněná norma na hodnocení poruch

struktury cyklickým zmrazováním platí již pátým rokem, vel-

ká část odborné veřejnosti hodnotí mrazuvzdornost betonu

podle normy vydané na konci šedesátých let minulého sto-

letí a novější normu k hodnocení nevyužívá.

POROVNÁNÍ METODIK PRO STANOVENÍ

MRAZUVZDORNOSTI

Stanovení mrazuvzdornosti betonu

dle ČSN 73 1322 [3]

Tato norma, která beze změn platí již od roku 1969, se zabý-

vá stanovením mrazuvzdornosti na zkušebních tělesech be-

tonů hutných z hutného i pórovitého kameniva.

Principem metody je střídavé zmrazování a rozmrazová-

ní vodou nasycených betonových těles na počet cyklů da-

ný příslušnými normami, předpisy nebo projektem. Po pře-

depsaném počtu cyklů se zkouškami stanoví míry poru-

šení zkušebních těles. Jelikož základní zkouškou je pev-

nost v tahu za ohybu, používají se jako zkušební těle-

sa nevyztužené trámce čtvercového průřezu s rozměry

100 × 100 × 400 mm. Počet zkušebních trámců se ur-

čí v závislosti na počtu zmrazovacích cyklů – pro každou

zmrazovací etapu je třeba zhotovit jednu sadu trámců (nej-

méně tři zkušební tělesa) zmrazovaných a jednu sadu trám-

ců nezmrazovaných pro porovnávací účely.

Vlastní zmrazovací cyklus sestává ze 4 h zmrazování (tep-

lota v rozmezí -15 až -20 °C nebo v rozmezí -18 až -23 °C)

a 2 h rozmrazování ve vodě o teplotě +20 °C.

Po ukončení každé zmrazovací etapy se vždy jedna sada

zkušebních trámců (tři trámce) zkouší na pevnost v tahu za

ohybu a zpravidla pevnost v tlaku na koncích trámců. Tím

samým způsobem se po ukončení zmrazování zkušebních

těles vyzkouší také sada porovnávacích (nezmrazovaných)

trámců. Norma připouští i použití nedestruktivní metody zjiš-

ťování změny jakosti betonu při zmrazování, což umožňuje

snížit počet těles.

Jako výsledek zkoušky se pro každou ukončenou etapu

zmrazování a pro celou zkoušku zmrazování uvádějí:

zjištěné úbytky hmotnosti zkoušených zmrazovaných trám-•

ců v % hmotnosti,

pevnosti betonu v tahu za ohybu a zpravidla i pevnost konců •

trámců v tlaku, a to jak zmrazovaných, tak i porovnávacích,

součinitel mrazuvzdornosti betonu po jednotlivých etapách •

a po ukončení zkoušky (součinitel mrazuvzdornosti je po-

měr hodnoty aritmetického průměru pevnosti zmrazova-

ných trámců v tahu za ohybu k hodnotě aritmetického prů-

měru pevnosti porovnávacích trámců v tahu za ohybu),

změna sledovaného parametru nedestruktivní metody, by-•

lo-li použito nedestruktivního vyšetřování dynamickou me-

todou.

Beton je mrazuvzdorný na ten počet cyklů, při kterém sou-

činitel mrazuvzdornosti není menší než 75 % nebo ukazatel

nedestruktivní zkoušky dosáhl hodnoty určující mrazuvzdor-

nost podle příslušných norem nebo předpisů (není stanove-

no přesněji).

Porušení vnitřní struktury betonu dle ČSN 73 1380 [4]

Podstata zkoušky odolnosti proti zmrazování a rozmrazování

podle této normy spočívá ve stanovení jednotlivých dynamic-



kých modulů pružnosti buď z doby průchodu UZ impulsů,

nebo vlastní příčné frekvence a následném výpočtu relativ-

ní změny dynamického modulu pružnosti po 56 zkušebních

zmrazovacích a rozmrazovacích cyklech. ČSN 73 1380 za-

hrnuje celkem tři metody zjišťování porušení vnitřní struktury

a žádná z nich není určena jako referenční. Jedná se o:

zkoušku na trámci,•

zkoušku na desce,•

zkoušku CIF.•

Dvě z nich (zkouška na desce a zkouška CIF) jsou však

dle našich zkušeností poměrně složité na provádění a na-

víc nejsou příliš citlivé. Metoda na trámci se naopak je-

ví jako poměrně snadno proveditelná a navíc má mno-

ho společného s původním zkušebním postupem podle

ČSN 73 1322 [3].

Hlavním rozdílem proti původní normě je důraz klade-

ný na nedestruktivní zkoušení betonu pomocí ultrazvukové

a rezonanční metody. Novou veličinou, podle níž se posuzu-

je míra porušení vnitřní struktury betonu, je relativní dyna-

mický modul pružnosti (dále RDM).

Vhodným tělesem pro zkoušení odolnosti proti střídavému

zmrazování a rozmrazování je referenční trámec o rozmě-

rech 100 × 100 × 400 mm. Pro korektní provedení zkoušky

je vhodné použít nejméně tři zkušební trámce.

Pro stanovení vlastní příčné frekvence musí být zkušeb-

ní těleso při zkoušce umístěno na pružné podložce, např.

z molitanu, aby nedošlo k ovlivnění vlastní frekvence mate-

riálu. Snímač se umístí pomocí přilnavého materiálu, který je

schopen zajistit dobrý akustický kontakt, na povrch zkouše-

ného tělesa do polohy dle obr. 1.

Mechanickým impulsem, nejčastěji pomocí kladívka, je

vyvoláno vlastní kmitání částic zkušebního tělesa a přísluš-

ná hodnota je zaznamenána s přesností 10 Hz. Zkouška se

doporučuje opakovat nejméně třikrát za účelem získání prů-

měrné hodnoty a směrodatné odchylky max. 100 Hz.

Relativní dynamický modul pružnosti pomocí rezonanční

frekvence se stanoví pomocí vztahu:

RDM (F ) =fn

f0

⎛

⎝⎜⎜

⎞

⎠⎟⎟

2

100 [ ] ,%

kde fn je vlastní frekvence měřená po n zmrazovacích cyk-

lech [Hz] a f0 je počáteční vlastní frekvence [Hz].

Pro stanovení doby průchodu ultrazvukových impulsů se

používá ultrazvukový přístroj, který sestává z budiče, sníma-

če a vyhodnocovacího zařízení. U kontaktních ploch budiče

i snímače musí být zajištěna dobrá akustická vazba s povr-

chem zkoušeného materiálu a jsou umístěny vždy na proti-

lehlá čela zkoušených těles (obr. 1) tak, aby dráha pro prů-

chod UZ vlnění byla v rámci jednoho zkušebního tělesa

vždy shodná. Doba průchodu UZ vlnění se snímá s přes-

ností na 0,1 μs a sondy jsou přitlačovány k povrchům vždy

stejně velkou silou.

Relativní dynamický modul pružnosti pomocí měření doby

průchodu UZ impulsů se stanoví pomocí vztahu:

RDM (U ) =tS, 0

tS, n

⎛

⎝⎜⎜

⎞

⎠⎟⎟

2

100 [ ]% ,

kde tS,0 je počáteční doba průchodu UZ impulsů zkušebním

tělesem [μs] a tS,n je doba průchodu UZ impulsů tělesem

po n zmrazovacích a rozmrazovacích cyklech [μs].

Zkouška zmrazování a rozmrazování začíná po 28 dnech

po zhotovení zkušebních těles. Na každém tělese se odečte

počáteční hodnota měření pomocí zkušební metody rezo-

nanční a současně ultrazvukové a data se zaznamenají.

Zmrazovací fáze každého cyklu trvá 8 h, nejpozději do

15 min po jejím ukončení následuje čtyřhodinová rozmrazo-

vací fáze, v níž jsou trámce polévány vodou o teplotě 13 ±

8 °C nebo jsou vloženy do vodní lázně o téže teplotě.

Poznámka: Délka zmrazování i rozmrazování je zásadně

odlišná od dosavadních zvyklostí, neboť prodlužuje čas po-

třebný k provedení zkoušky na dvojnásobek. Jeden cyklus

tak trvá 12 h.

Po každém měření po n zmrazovacích a rozmrazovacích

cyklech se pro každé zkušební těleso stanovuje RDM dle od-

povídající použité metody. Jednotlivé hodnoty RDM, průměr-

ná hodnota a směrodatná odchylka z každého zkušebního

tělesa po ukončení zmrazování se použije pro vyhodnocení

porušení vnitřní struktury betonu zkoušeného tělesa.

Jako dodatková informativní hodnota se používá absorp-

ce vody, což je změna hmotnosti po n zmrazovacích a roz-

mrazovacích cyklech.

NÁVRAT K REZONANČNÍ METODĚ

Metodiky měření rezonančních frekvencí

V předchozí části článku byla hojně zmiňována rezonanč-

ní metoda, která je schopná poskytnout důležité informace

o změnách ve vnitřní struktuře betonu i dalších stavebních

materiálů. Metoda je známa již dlouho, avšak od 90. let 20.

století v naší stavební praxi postupně upadala v zapomně-

ní a příslušná norma ČSN 73 1372 [6] byla dokonce navrže-

na ke zrušení se zdůvodněním, že rezonanční metodu stejně

nikdo nepoužívá. Příčiny nezájmu o rezonanční metodu lze

hledat jednak v nedostatku kvalitních přístrojů a rovněž v po-

měrně složitém provádění a vyhodnocování zkoušky.

V poslední době se však situace změnila. Z evropských ze-

mí k nám začaly přicházet nové zkušební postupy, v nichž

rezonanční metoda hraje prakticky hlavní roli. Jedná se např.

o normu ČSN EN 12 371 [5] pro zkoušení mrazuvzdornosti

přírodního kamene, v níž je měření dynamického elastické-

Obr. 1 Uspořádání při zkoušce porušení vnitřní struktury na trámci:

1 – podložka z pěnového materiálu; 2a – místo vyvození impulsu

kladívkem; 2b – snímač zrychlení; 3a, 3b – umístění ultrazvukových

sond ❚ Fig. 1 Arrangement of the test of internal structural damage

on the prismatic specimen: 1 – foam material support; 2a – point

of mechanical impulse; 2b – frequency sensor; 3a, 3b – placement

of ultrasonic sensors1



ho modulu pomocí základní rezonanční frekvence základní

identifikační zkouškou. Tato norma byla navíc doplněna nor-

mou ČSN EN 14 146 [7], která obsahuje podrobný postup

rezonanční zkoušky vycházející ze stejného teoretického zá-

kladu jako starší betonářská ČSN 73 1372 [6]. Bylo jen otáz-

kou času, kdy se rezonanční metoda objeví v nových nor-

mách pro zkoušení betonu. Podstatné však je, že přichází

v nové impulsní podobě, která je výrazně jednodušší než

dřívější metoda spojitá.

Metodiky měření rezonančních frekvencí

Každý předmět z tuhého materiálu se po mechanickém im-

pulsu rozkmitá. Toto kmitání se může uskutečnit mnoha způ-

soby, k vyhodnocení dynamických materiálových charakte-

ristik pravidelných těles používáme vlastní frekvence podél-

ného (FL), kroutivého (FT) a příčného (FF) kmitání. Při rezo-

nanci výrazně roste amplituda vynucených kmitů zkouše-

ného tělesa na maximum v okamžiku, kdy frekvence vnější

budicí síly je shodná s vlastní (rezonanční) frekvencí tělesa.

Základní rezonanční frekvence se určují pomocí dvou me-

tod závislých na kmitání zkušebního tělesa, které jsou zalo-

ženy na:

nepřerušovaném (spojitém) kmitání – původní metoda,•

přerušovaném (impulsním) kmitání – nová metoda.•

V prvním případě potřebujeme rezonanční přístroj, kte-

rý vysílá do materiálu zkušebního tělesa spojité mechanic-

ké kmitání. Kmitočet je plynule laditelný, obvykle od 30 Hz

do minimálně 20 kHz. Přístroj dále měří odezvu vzorku

na vysílaný kmitočet, měří a případně zobrazuje amplitudu

kmitání vzorku na obrazovce osciloskopu. Každý druh kmi-

tání vyžaduje odlišné podepření zkušebního tělesa a rovněž

odlišný způsob přiložení budiče a snímače kmitání [6].

Podstatně odlišný je druhý – impulsní – způsob stanove-

ní vlastních frekvencí. Namísto složité aparatury s oscilosko-

pem je nyní použito mnohem jednodušší zařízení, které má

tři základní části:

Fourierův analyzátor (v podstatě software v libovolném po-•

čítači),

impulsní kladívko,•

snímač zrychlení.•

Měření rezonančních frekvencí impulsní metodou

Pomocí impulsní aparatury je možné zobrazit celé spektrum

rezonančních frekvencí současně, což zjednodušuje měře-

ní a výrazně snižuje riziko hrubých chyb. Ukázka měření po-

mocí nové aparatury pro zjišťování vlastních frekvencí kmitá-

ní je uvedena na obr. 2. Na obr. 3 jsou dále znázorněna mís-

ta provádění impulsů a místa přiložení snímačů pro správ-

né změření vlastních frekvencí podélného (FL), příčného (FF)

a kroutivého (FT) kmitání betonového hranolu.

Výstupem měření je diagram, v němž je na vodorovné ose

zvolené frekvenční spektrum a na svislé ose relativní am-

plituda kmitání. Příklad měření na neporušeném betono-

vém trámci o rozměrech 100 × 100 × 400 mm je znázor-

něn na obr. 4. Modrá křivka je záznamem měření, při němž

bylo preferováno podélné kmitání trámce – impuls byl ve-

den z čela zkušebního tělesa. Nejvyšší vrchol modré křiv-

ky odpovídá 1. vlastní frekvenci podélného kmitání (FL =

5,58 kHz). Podobně nejvyšší růžový vrchol náleží 1. vlast-

ní frekvenci příčného kmitání, která je však poměrně dob-

ře zřetelná při libovolném způsobu vyvození impulsu, tedy

i na zelené křivce kroutivého kmitání. Zde se však objevi-

ly i nové výrazné vrcholy 1. a 2. vlastní frekvence kroutivé-

ho kmitání (FT = 3,29 kHz, FT2 = 2 FT = 6,58 kHz). Namě-

řené hodnoty velmi dobře odpovídají teoretickému pomě-

ru vlastních frekvencí pro daný typ tělesa podle [6], kdy

FF : FT : FL = 0,43 : 0,59 : 1.

Hodnota vlastní frekvence vypovídá o kvalitě betonu. Čím

lepší je beton zejména z hlediska modulu pružnosti, tím vyš-

ší vlastní frekvence kmitání naměříme. Pokud dojde v prů-

běhu střídavého zmrazování a rozmrazování ke vzniku po-

ruch ve struktuře betonu, vlastní frekvence kmitání těle-

sa se snižují. Betonový trámec, jehož rezonanční frekvence

v neporušeném stavu byly znázorněny na obr. 4, byl podro-

ben střídavému zmrazování a rozmrazování a byl změřen

po 0, 50, 75, 100, 125 a 150 cyklech. Z obr. 5 je zřejmé, že

kromě snížení rezonanční frekvence příčného kmitání, jejíž

počáteční hodnota byla FF = 2,41 kHz, dochází navíc k za-

oblování vrcholů v měřených křivkách. Podobný jev nastává

i u kmitání podélného a kroutivého.

Z naměřených vlastních frekvencí (FL, FF, FT) a rovněž

z doby průchodu ultrazvukového vlnění (U) jsou dále vy-

počteny hodnoty relativních dynamických modulů pružnosti

RDM. Vývoj relativních dynamických modulů RDM pro be-

tonový trámec podrobený 150 cyklům střídavého zmrazo-

vání a rozmrazování je na obr. 6 znázorněn plnými čarami,

zatímco čáry přerušované náleží trámci srovnávacímu – ne-

zmrazovanému. Z průběhů relativních dynamických modu-

lů je zřejmé, že k výraznému porušení struktury zmrazova-

ného trámce došlo již mezi 75. a 100. zmrazovacím cyklem,

kdy zejména relativní dynamický modul z příčného kmitání

klesl na 60 % původní hodnoty. Hodnoty RDM u srovnáva-

cího trámce naopak mírně rostly na 102 až 104 % v souvis-

losti s dozráváním betonu v čase.

2 3



POROVNÁNÍ NEPROVZDUŠNĚNÉHO

A PROVZDUŠNĚNÉHO BETONU – PŘÍKLAD

Z PRAXE

Nová metodika sledování poruch struktury betonu byla vy-

zkoušena v rámci výzkumu prováděného ve spolupráci s fir-

mou OHL ŽS, a. s. Cílem experimentu bylo nejen proká-

zat odolnost mostního betonu proti střídavému zmrazování

a rozmrazování na 150 cyklů, ale zejména ověřit citlivost no-

vé metodiky. Nad rámec zkoušek předepsaných normou [4]

byly proto na zmrazovaných i srovnávacích tělesech stano-

veny rovněž hodnoty statického modulu pružnosti ze dvou

různých způsobů zatěžování – v tlaku a v tahu za ohybu

podle [8, 9].

Použitý beton

Zkoušeným betonem byl provzdušněný beton (dále „P“) pev-

nostní třídy C30/37 XF4, odebraný přímo na stavbě v rámci

betonáže mostního pilíře mimoúrovňové křižovatky Svitavská

v Brně (obr. 7). Jelikož se u tohoto betonu neočekávaly příliš

velké poruchy struktury ani po 150 cyklech, byl pro porovná-

ní v laboratoři vyroben ještě neprovzdušněný beton obdob-

ného složení a taktéž pevnostní třídy C30/37 (označen „N“).

Z každého druhu betonu bylo vyrobeno třicet trámců

100 × 100 × 400 mm, rozdělených do pěti sad po šesti

trámcích. Dvě sady byly použity jako srovnávací (S) před za-

čátkem zmrazování (S0) a po konci zmrazování (S150). Dal-

ší tři sady po šesti trámcích byly určeny pro zkoušku mra-

zuvzdornosti po 50, 100 a 150 cyklech zmrazování (M50,

M100, M150). Pevnost v tlaku byla stanovena na krych-

lích. U obou betonů vyšla velmi podobně – 56,5 MPa (P)

a 58 MPa (N) po 28 dnech zrání.

Výsledky zkoušek

Zmrazování nebylo prováděno podle ČSN 73 1380 [4], ale

podle starší normy ČSN 73 1322 [3]. V principu se oba po-

stupy nijak zásadně neliší, jde zejména o dobu zmrazová-

ní, která by podle [4] pro počet cyklů sto padesát přesáhla

tři měsíce, což bylo z hlediska vytížení mrazícího boxu neú-

nosné. I tak trvalo zmrazování a rozmrazování každého dru-

hu betonu déle než šest týdnů.

Obr. 2 Nová aparatura pro stanovení rezonančních frekvencí ❚

Fig. 2 New equipment for measuring of resonance frequencies

Obr. 3 Způsoby stanovení vlastních frekvencí kmitání podélného

(FL), příčného (FF) a kroutivého (FT) ❚ Fig. 3 Test arrangement for

measuring of longitudinal (FL), flexural (FF) and torsion (FT) resonance

frequency

Obr. 4 Rezonanční frekvence trámce o rozměrech

100 × 100 × 400 mm naměřené impulsní metodou při preferenci

podélného (FL), příčného (FF) a kroutivého (FT) kmitání ❚

Fig. 4 Resonance frequencies of the prismatic specimen with

dimensions 100 × 100 × 400 mm obtained by the impulse method –

longitudinal (FL), flexural (FF) and torsion (FT) oscillation

Obr. 5 Snižování rezonanční frekvence příčného kmitání (FF)

betonového trámce při střídavém zmrazování a rozmrazování

❚ Fig. 5 Decreasing of resonance frequency of flexural oscillation (FF)

of concrete prismatic specimen during the cyclical freezing and thawing

Obr. 6 Relativní dynamické moduly po n cyklech střídavého zmrazování

a rozmrazování pro hranol zmrazovaný (plně) a nezmrazovaný

(čárkovaně) ❚ Fig. 6 Relative dynamic moduli of elasticity after

n cycles of freezing and thawing of the prismatic specimen – frozen

(solid line) and non-frozen (dashed line)

Obr. 7 Odběr vzorků provzdušněného betonu na stavbě

❚ Fig. 7 Sampling in situ of air-entrained concrete

-120

-110

-100

-90

-80

-70

2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0

Frekvence F [kHz]

Am

plit

uda

A [d

B]

FT = 3,29 kHz

FL = 5,58 kHz

FF = 2,41 kHz FL

FF

FT

30

40

50

60

70

80

90

100

110

0 25 50 75 100 125 150

RD

M [%

]

Počet zmrazovacích cyklů n [–]

RDM (U)

RDM (FL)

RDM (FF)

RDM (FT)

-90

-85

-80

-75

Am

plit

uda

A [d

B]

FT0 = 2,41 kHz

FT50 = 2,35 kHz

FT75 = 2,25 Hz

FT100 = 2,00 kHz

FT125 = 1,73 kHz

FT150 = 1,54 kHz

Frekvence F [kHz]

1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6

FF 0 cyklůFF 50 cyklů

FF 75 cyklůFF 100 cyklů

FF 125 cyklů

FF 150 cyklů

4

5

6

7



Grafické porovnání vývoje relativních dynamických modulů

pružnosti zjištěných ultrazvukovou metodou je pro oba dru-

hy betonu znázorněno na obr. 8, to samé porovnání s vý-

sledky stanovenými měřením vlastních frekvencí příčné-

ho kmitání je na obr. 9. Měření bylo provedeno na počátku

zmrazování a poté vždy po skončení dvaceti pěti zmrazova-

cích cyklů. Vývoj RDM vypočtených z ultrazvuku i rezonan-

ční frekvence je velmi podobný a potvrdil rozdílné chování

obou druhů betonu.

Tabelární porovnání statických modulů pružnosti zjištěných

zkouškou v tlaku i v ohybu je pro oba druhy betonu uvede-

no v tab. 1, statické moduly pružnosti v tlaku zmrazovaných

i srovnávacích zkušebních těles jsou graficky znázorněny

na obr. 10 pro provzdušněný beton (P) a na obr. 11 pro be-

ton neprovzdušněný (N).

Zajímavé je číselné porovnání vývoje relativního dynamic-

kého modulu pružnosti s vývojem relativního statického mo-

dulu pružnosti (dále RSM), uvedené pro provzdušněný be-

ton v tab. 2 a pro beton neprovzdušněný v tab. 3. Relativní

statický modul byl vypočten podle stejných zásad jako rela-

tivní dynamický modul, tzn. jeho počáteční hodnota po 28

dnech zrání byla uvažována jako 100 %. Z obou tabulek je

patrné, že trend změny relativních modulů pružnosti je ob-

dobný pro hodnoty dynamické i statické.

Na rozdíl od hodnot dynamických i statických modulů

pružnosti betonu, které spolu byly v souladu, vycházejí prů-

měrné hodnoty pevnosti v tahu za ohybu značně odlišně

(tab. 4). Tyto pevnosti byly stanoveny na trámcích po zkouš-

ce modulu pružnosti v tahu za ohybu, tedy po cyklickém

namáhání vzorků. Skutečná pevnost v tahu za ohybu zjiš-

těná kontinuálním zatěžováním dle příslušné normy by pa-

trně vykazovala mírně odlišné (vyšší) hodnoty. Všechny sé-

rie však byly zkoušeny naprosto stejným způsobem, a pro-

to vzájemný poměr hodnot by měl být stejný jako při stan-

dardní zkoušce pevnosti v tahu za ohybu.

Pro beton provzdušněný byl zjištěn součinitel mrazuvzdor-

nosti po sto padesáti cyklech 1,24, přičemž pro sto cyklů

byla jeho hodnota dokonce 1,47! Rovněž beton neprovzduš-

něný by vyhověl normě ČSN 73 1322, neboť po sto pade-

sáti cyklech byl součinitel mrazuvzdornosti 0,83. Ve srovná-

ní nejen s dynamickými, ale i se statickými moduly pružnos-

ti se pevnost v tahu za ohybu jeví jako výrazně méně citlivá

na poruchy struktury betonu. Jak je patrné z tab. 4, výsled-

ky zkoušek navíc vykazují značný rozptyl a kolísání hodnot.

Ačkoliv je tato zkouška v naší stavební praxi pro posuzování

mrazuvzdornosti velmi oblíbená, otázkou je, zda dostatečně

vystihuje skutečné porušení struktury betonu.

ZÁVĚR

Hlavní výhodou nové metodiky stanovení odolnosti beto-

nu proti střídavému zmrazování a rozmrazování je získání

komplexního obrazu o chování každého jednotlivého trám-

ce v celém průběhu zkoušky, což je velmi přínosné zejmé-

na při návrhu nových receptur. Ultrazvuková a ještě více re-

zonanční metoda jsou citlivé na změny probíhající ve struk-

tuře betonu. Navíc byla zjištěna i značná míra shody me-

zi hodnotami dynamických modulů pružnosti a hodnotami

statických modulů, a to jak ze zkoušky v tlaku, tak i ze zatě-

žování v tahu za ohybu. Nutno však říci, že statické modu-

ly byly zjišťovány nad rámec metodiky ČSN 73 1380. Právě

ve srovnání se zkouškami dynamických i statických modu-

lů pružnosti se ukázalo, že doposud téměř výhradně použí-

vaná zkouška pevnosti v tahu za ohybu reaguje méně citli-

vě na poruchy struktury betonu a výsledky této zkoušky vy-

kazují větší rozptyl.

Zkouška na trámci podle ČSN 73 1380 má však i své nevý-

35,2

38,5

32,4

35,2 34,9

20

25

30

35

40

45

0 50 100 150

Ec (t

lak)

[MP

a]

P - srovnávací (S) P - zmrazovaný (M)

Počet cyklů n [–]

31,931,1

18,5

32,532,6

15

20

25

30

35

40

45

0 50 100 150

N - srovnávací (S)

Ec (t

lak)

[MP

a]

N - zmrazovaný (M)


65

70

75

80

85

90

95

100

105

110

0 25 50 75 100 125 150

RD

M (F

F) [%

]


P - srovnávací

N - srovnávací

P - zmrazovaný

N - zmrazovaný

65

70

75

80

85

90

95

100

105

110

0 25 50 75 100 125 150

RD

M (U

) [%

]


P - srovnávací

N - srovnávací

P - zmrazovaný

N - zmrazovaný

8

10

9

11



hody. Hlavní nevýhodou je absence hodnotícího kritéria pro

mrazuvzdornost betonu. Lze však předpokládat, že klesne-

li hodnota modulu pružnosti o 25 %, beton již nelze považo-

vat za mrazuvzdorný pro daný počet cyklů. Značnou nevý-

hodou je rovněž dvanáctihodinová délka jednoho zmrazova-

cího cyklu, dvojnásobná proti normě ČSN 73 1322. Kupří-

kladu zkoušky pražcového betonu, u něhož je předepsána

odolnost na dvě stě cyklů, by tak trvaly minimálně sto dnů,

což je z hlediska stavební praxe v podstatě nepřijatelné.

Ačkoliv posuzovaná metodika přináší v určitých aspektech

podstatně vyšší kvalitu zkoušení betonu, vzhledem k výše

uvedeným nedostatkům zřejmě nebude v této podobě na-

ší odbornou veřejností přijata. Prospělo by jí zkrácení do-

by jednoho cyklu, přidání jednoznačného kritéria pro po-

souzení mrazuvzdornosti a rozšíření o destruktivní zkouš-

ky po skončení zmrazování, nejlépe o stanovení statického

modulu pružnosti. V případě dalšího používání staré normy

ČSN 73 1322 by bylo nanejvýš žádoucí doplnit problematic-

ké stanovení součinitele mrazuvzdornosti pomocí pevnos-

ti v tahu za ohybu právě o nedestruktivní rezonanční a ultra-

zvukové zkoušky, což tato norma umožňuje.

Uvedených výsledků bylo dosaženo díky finanční podpoře specifického

výzkumu reg. č. FAST-J-11-39 a výzkumného záměru MSM 0021630511.

Autoři děkují za podporu firmě OHL ŽS, a. s., a Ing. Aleši Vrbickému

za spolupráci při provádění a vyhodnocení experimentů.

Ing. Petr Cikrle, Ph.D.

tel.: 541 147 814


Ing. Ondřej Pospíchal

tel.: 541 147 811

[email protected]

oba: Fakulta Stavební VUT v Brně

Veveří 95, 602 00 Brno

www.fce.vutbr.cz

Obr. 8 Znázornění vývoje RDM (U) z doby průchodu ultrazvuku

pro oba druhy betonu ❚ Fig. 8 Development of RDM (U) determined

from propagation time of ultrasonic waves for both types of concrete

Obr. 9 Znázornění vývoje RDM (FF) z vlastní frekvence příčného

kmitání pro oba druhy betonu ❚ Fig. 9 Development of RDM (FF)

determined from flexural resonance frequency for both types of concrete

Obr. 10 Grafické vyjádření statických modulů pružnosti v tlaku

zjištěných na vzorcích provzdušněného betonu ❚

Fig. 10 Comparison of static moduli of elasticity in compression

of air-entrained concrete specimens

Obr. 11 Grafické vyjádření statických modulů pružnosti v tlaku

zjištěných na vzorcích neprovzdušněného betonu

❚ Fig. 11 Comparison of static moduli of elasticity in compression

of non-air-entrained concrete specimens

Tab. 1 Průměrné hodnoty statických modulů pružnosti

betonu (P, N) ❚ Tab. 1 Mean values of static moduli of elasticity

of concrete (P = air-entrained, N = non-air-entrained)

Počet cyklůModul pružnosti Ec (tlak) [GPa] Modul pružnosti Ef (ohyb) [GPa]

P – provz. N – neprovz. P – provz. N – neprovz.

S 0 35,2 32,6 39,5 37,1

M 50 32,4 31,9 36,1 29,5

M 100 35,2 31,1 38,1 32,5

M 150 34,9 18,5 38 22,6

S 150 38,5 32,5 42,7 39,5

Tab. 2 Relativní dynamické a statické moduly provzdušněného

betonu (P) ❚ Tab. 2 Relative dynamic and static moduli of elasticity

of air-entrained concrete (P)

Počet cyklůRelativní dynamické moduly [%] Relativní statické moduly[%]

RDM (U) RDM (FF) RSM (Ec) RSM (Ef)

0 100 100 100 100

25 95,4 95,7 – –

50 94,6 96 92 91,4

75 93,9 97 – –

100 94,4 97,4 100 96,5

125 93,7 96 – –

150 94,4 96,9 99,1 96,2

S 150 101,9 103,7 109,4 108,1

Tab. 3 Relativní dynamické a statické moduly neprovzdušněného

betonu (N) ❚ Tab. 3 Relative dynamic and static moduli of elasticity

of non-air-entrained concrete (N)

Počet cyklůRelativní dynamické moduly [%] Relativní statické moduly [%]

RDM (U) RDM (FF) RSM (Ec) RSM (Ef)

0 100 100 100 100

25 96,5 94,5 – –

50 93,5 92 97,9 79,5

75 87,8 86,6 – –

100 86,2 86,6 95,4 87,6

125 73,1 68,2 – –

150 71,7 67,0 56,7 60,9

S 150 102,5 105,5 99,7 106,5

Tab. 4 Pevnost v tahu za ohybu a součinitelé mrazuvzdornosti betonu

(P, N) ❚ Tab. 4 Bending strength and frost resistance coefficients

of concrete (P = air-entrained, N = non-air-entrained)

Počet cyklůProvzdušněný beton (P) Neprovzdušněný beton (N)

fcf [MPa] fcf [%] fcf [MPa] fcf [%]

0 4,5 100 5,2 100

50 5,2 115,6 4,2 80,8

100 6,6 146,7 5,4 103,8

150 5,6 124,4 4,3 82,7

S 150 5,3 117,8 5,2 100

Literatura:

[1] Cikrle P., Hlaváč Z., Králová L., Bílek V.: Sledování vnitřních

poruch struktury zmrazovaného betonu, Sb. konf.

Experiment ´07, Brno, Akad. nakl. CERM, s. r. o, 2007,

ISBN 978-80-7204-543-3

[2] Aïtcin P.: Vysokohodnotný beton. Praha: Informační centrum

ČKAIT, 2005. ISBN 80-86769-39-9

[3] ČSN 73 1322: Stanovení mrazuvzdornosti betonu, ÚNM, Praha,

1969

[4] ČSN 73 1380: Zkoušení odolnosti betonu proti zmrazování

a rozmrazování – Porušení vnitřní struktury, ČNI, Praha, 2007

[5] ČSN EN 12371: Zkušební metody přírodního kamene

– Stanovení mrazuvzdornosti, ČNI, Praha, 2010

[6] ČSN 73 1372: Rezonančná metóda skúšania betónu, ÚNM,

Praha, 1983

[7] ČSN EN 14146: Zkušební metody přírodního kamene –

Stanovení dynamického modulu pružnosti (pomocí základní

resonanční frekvence), ČNI, Praha, 2005

[8] ČSN ISO 6784: Beton. Stanovení statického modulu pružnosti

v tlaku, ČNI, Praha, 1993

[9] ČSN 73 6174: Stanovení modulu pružnosti a přetvárnosti

betonu ze zkoušky v tahu ohybem, ČNI, Praha, 1994

[10] Vrbický A.: Sledování vývoje modulu pružnosti zmrazovaných

betonů, dipl. práce, Brno, 2011, VUT v Brně, Fakulta stavební

REKONSTRUKCE ZÁBRADLÍ LODŽIÍ PANELOVÝCH DOMŮ T08B

❚ RECONSTRUCTION OF THE RAILING OF LOGGIA IN PANEL

HOUSES OF THE SYSTEM T08B



Iva Broukalová, Pavel Košatka

V rámci celkové rekonstrukce panelových domů

nosné soustavy T08B a zateplování obvodové-

ho pláště těchto objektů se stále více vyskytu-

je požadavek nahradit ocelové zábradlí lodžií

zábradlím zděným a vytvořit tak technický před-

poklad i pro případné zateplení a zasklení lodžie.

Nevyztužené zděné zábradlí lodžií pro většinu

zatěžovacích a materiálových variant zřejmě

staticky nevyhovuje, což prokazuje i statický

posudek [11]. Snahou autorů tohoto článku je

ukázat různé možnosti řešení tohoto problému

pomocí zdiva, vyztuženého v ložných spárách

předem zhotovenou výztuží Murfor. ❚ Within

the scope of the reconstruction of panel

houses of the T08B system and insulation of

their cladding the demand to replace a steel

railing by the masonry one emerges lately. The

replacement of the steel railing by the masonry

one is a technical condition for possible glassing

of the loggia. The unreinforced masonry railing

does not satisfy reliability conditions for most

of the loading situations and material variants

as shows also the structural analysis [11]. The

authors´ effort is introduction of solutions of

the problem by the use of masonry with Murfor

reinforcement in bed joints.

STATICKÉ PŘEDPOKLADY

– VÝPOČETNÍ MODEL PRO

ZDĚNOU STĚNU ZÁBRADLÍ

LODŽIE

Při výpočtu vycházíme z předpokladu,

že zděná stěna zábradlí je prostě po-

depřená po třech stranách svého ob-

vodu (po obou svislých okrajích a v pa-

tě), horní vodorovná strana je volná (ne-

podepřená) a že stěna je zatížená kol-

mým tlakem (sáním) větru. Vzhledem

k poměru výšky h k délce L stěny zá-

bradlí, h/L ≈ 1/5 = 0,2, je možno před-

pokládat, že vodorovný a svislý směr

přenášení se nebudou pro velmi rozdíl-

né ohybové tuhosti zapojovat do pře-

nášení zatížení současně, nýbrž nej-

dříve se aktivuje kratší svislá konzola.

Pokud konzola nepřenese sama spo-

lehlivě zatížení ve svislém směru, bu-

de překročena mezní únosnost patní-

ho průřezu zděné stěny a konzola se

poruší v těchto místech v ložné spáře

trhlinkami. Teprve pak lze předpoklá-

dat plnou aktivaci vodorovného směru

z vyztuženého zdiva, který bude přená-

šet sám celé zatížení jako vodorovně

pnutý prostý nosník.

Vodorovné a svislé užitné zatížení

na horní hranu zábradlí činí qk = 0,5 kN/m.

Vodorovné zatížení horní hrany zábra-

dlí do výpočtu ve většině dále uvádě-

ných příkladů neuvažujeme, neboť je-

ho účinky jsou většinou menší, než

účinky bočního tlaku větru a působí

opačným směrem.

Pro statický výpočet jednotlivých al-

ternativ materiálového a konstrukční-

ho řešení vyztužených zděných lod-

žií byl použit program [9]. Program je

určen pro výpočet desek po obvodě

ze tří nebo čtyř stran uložených, kte-

ré však musí splňovat vstupní pod-

mínky pro poměr stran, aby bylo mož-

no předpokládat spolupůsobení obou

navzájem kolmých směrů přenáše-

ní, tj. vodorovného a svislého smě-

ru. Toto spolupůsobení se předpo-

kládá u zděných stěn, vyztužených

ve vodorovném směru v ložných spá-

rách výztuží Murfor, pro jejichž poměr

výšky h k délce L stěny zábradlí platí

h/L <0,3; 2> a tato podmínka, jak bylo

již výše uvedeno, v tomto případě spl-

něna není a program [9] proto při výpo-

čtu hlásí chybu a výslednou podmínku

spolehlivosti už neposoudí. Plně auto-

matizovaný výpočet pomocí programu

[9] lze však úspěšně využít pro výpo-

čet charakteristického zatížení tlakem

větru, materiálových charakteristik zdi-

va a výztuže a výsledných návrhových

mezních hodnot průřezových veličin

zděné stěny ve vodorovném a svis-

lém směru: MRd,x , MRd,y , VRd,x , VRd,y .

Účinek zatížení větrem pro dosazení

do výsledných podmínek spolehlivos-

ti při již známé hodnotě charakteristic-

kého zatížení wk se na prostém nosní-

ku a na konzole pak již snadno stanoví

ručním výpočtem.

Ve výše uváděných předpokladech

výpočtu se zděná stěna zábradlí lod-

žie vyzdívá přímo na stropní panel, kte-

rý tvoří podporu pro spodní okraj stěny

při přenášení bočního zatížení větrem.

Tím však dochází i k přitížení stropního

panelu, který je pak třeba na toto no-

vé zatížení také posoudit. Vložením vý-

ztuže do ložných spár zděné stěny zá-

bradlí se dosahuje toho, že svislé za-

tížení od vlastní tíhy stěny i od svislé-

ho užitného zatížení horní hrany zá-

bradlí by mohla stěna přenášet sama,

jestliže bychom jí umožnili po zatvrd-

nutí malty svislý průhyb, a tím aktiva-

ci vnitřních sil pro přenášení momentů

ve svislé rovině stěny zábradlí. Pro do-

sažení alespoň částečné „samonos-

nosti“ zděného zábradlí by bylo proto

vhodné stropní desku pod zábradlím

v dolním patře před vyzdíváním zábra-

dlí uprostřed rozpětí podepřít a pode-

pření odstranit až po řádném vytvrdnu-

tí malty ve zdivu zábradlí, a tím výztuž

zábradlí pro přenášení svislého zatíže-

ní aktivovat.

V dále uváděných konstrukčních ře-

šeních se budeme věnovat především

výstupům statických výpočtů a nebu-

deme podrobně vysvětlovat jednotlivé

výpočetní vztahy, neboť jsou podrob-

ně popsány v textu programu [9], nor-

mě [3] a skriptech [7] a [8].

CHARAKTERISTIKA NOSNÉ

KONSTRUKCE BYTOVÝCH DOMŮ

T08B

Nosná soustava T08B je konstrukč-

ní soustava s osovou vzdáleností nos-

ných příčných stěn 6 m. Byla použí-

vána převážně v Praze v 60. a 70. le-

tech minulého století. Konstrukční výš-

ka podlaží je 2,8 m. Obvyklá výška zá-

stavby je 4, 8, 10 a 12 podlaží, ale

u bodových a věžových domů byl po-

užit u některých objektů i větší počet

podlaží než 12.

Bytové domy byly sestavovány z typo-

vých sekcí řadových, koncových a dila-

tačních. Délka jedné sekce je 18 m, mi-

nimální délka řadového domu je sesta-

va dvou sekcí. Hloubka řadových sek-

cí je obvykle 9,6, 10,8, 12 nebo 14,4 m.

Maximální délka dilatačního celku řado-

vého domu je sestava tří sekcí, tj. 54 m.

Věžové a bodové domy byly navrhová-

ny jako jedna sekce. Vnitřní nosné že-

lezobetonové stěnové dílce mají tloušť-

ku 190 mm, zděná lodžie se vkládá me-

zi příčné nosné stěny tedy na světlost =

rozpětí L = 5 810 mm.

ZATÍŽENÍ VĚTREM

Rozhodujícím zatížením pro návrh

a posudek zábradlí ze zdiva vyztuže-

ného v ložných spárách předem vyro-

benou výztuží Murfor je boční zatíže-

ní tlakem nebo sáním větru na svislou

plochu stěny zábradlí. Hodnoty boč-

ního zatížení větrem, stanovené podle

normy [2], jsou závislé na výšce, šířce



a délce domu, na poloze zábradlí lod-

žie v ploše stěny domu a dále na loka-

litě, na níž je panelový dům T08B po-

staven. Vzhledem k tomu, že přibližně

90 % panelových obytných domů navr-

žených a postavených v konstrukčním

systému T08B bylo realizováno v Pra-

ze, použijeme pro návrh vstupní úda-

je pro stanovení zatížení větrem platné

pro tuto lokalitu:

Výchozí základní rychlost větru vb,0

V oblasti Prahy se podle [2], mapy vě-

trných oblastí vyskytuje převážně větr-

ná oblast I a II, na malém území v zá-

padní okrajové části města se vyskytu-

je i větrná oblast III.

Kategorie terénu

Pro obytná sídliště s obvyklou husto-

tou zástavby volíme kategorii terénu:

III. Při nejnižší uvažované zástavbě (by-

tové čtyřpodlažní domy) by bylo mož-

no patrně uvažovat i kategorii terénu

IV vzhledem k větší hustotě bloků do-

mů a vyšší pravděpodobností, že se

na redukování účinků větru projeví příz-

nivě vzrostlé stromy. Pro zařazení te-

rénu do kategorie IV je však dle nor-

my [2] třeba, aby nejméně 15 % plochy

území bylo zastavěno budovami vyšší-

mi než 15 m.

MATERIÁLY PRO ZDIVO

Pro dosažení co nejvyšší odolnosti vů-

či zatížení bočním tlakem (sáním) větru

je vhodné volit zdicí prvky s co nejvyš-

ší pevností v tlaku. Vhodné jsou proto

lícové cihly, kde pevnost v tlaku dosa-

huje až 60 MPa nebo vápenopískové

s pevností 30 MPa spolu s obyčejnou

cementovou maltou pevnosti alespoň

M10. Při použití přesných pórobeto-

nových tvárnic Ytong a malty pro ten-

ké spáry (lepidla) lze dosáhnout čás-

tečného zvýšení únosnosti jen zvětše-

ním tloušťky stěny. Při použití obou ty-

pů malt je třeba zajistit řádné vyplnění

i svislých (styčných) spár maltou (lepi-

dlem), aby se zajistilo plné přenášení

tlakového napětí ve vyztuženém průře-

zu stěny zábradlí.

VÝZTUŽENÍ LOŽNÝCH SPÁR

ZDIVA

Při použití obyčejné malty a tloušťce

ložné spáry 10 nebo 12 mm se po-

užije předem zhotovená výztuž Mur-

for kruhového průřezu RND Ø5, délky

3 050 mm a vhodné šířky tak, aby kry-

tí po obou stranách stěny bylo nejmé-

ně 20 mm. Tento požadavek však není

třeba striktně dodržet, neboť minimál-

ní krytí podle normy [3] je jen 15 mm.

Nutno však počítat s tím, že jednotli-

vé pruty výztuže se stykují přesahem

(v délce 250 mm) a je proto vhodné si

pro uložení dvou prutů vedle sebe vy-

tvořit jistou rezervu v šířce průřezu. Sty-

ky přesahem by se neměly navrhovat

do míst největšího namáhání a nemě-

ly by být nad sebou vždy ve stejném

místě – měly by se půdorysně vystří-

dat o délku cca 500 mm! Pokud by zá-

bradlí lodžie zůstalo jako režné zdivo

vystavené působení povětrnosti, včet-

ně vlivu zamrzání a rozmrzání, je tře-

ba volit výztuž s povlakem z epoxidové

pryskyřice (typ RND/E). Pokud se po-

čítá s ochrannou vrstvou omítky a pří-

padně i se zateplením, stačí výztuž po-

zinkovaná (typ RND/Z). Výztuž v lož-

ných spárách zdiva je nutné zakotvit

pomocí kotevních pásků přichycených

hmoždinkami do příčných železobeto-

nových stěn ve svislé vzdálenosti 200

až 300 mm. Zakotvení zábradlí lodžie

do příčných nosných stěn pomocí ko-

tevních pásků se požaduje, i když ově-

ření spolehlivosti průřezu na usmyknu-

tí ve styku stěny zábradlí a příčné stěny

obvykle bezpečně vyhovuje i pro smy-

kově nevyztužený průřez.

Při použití malty pro tenké spáry (lepi-

dla) a tloušťce ložné spáry 3 mm se po-

užije předem zhotovená výztuž Murfor

obdélníkového průřezu EFS 8/1,5 mm,

délky 3 050 mm a vhodné šířky. Poža-

davky na krytí výztuže a ochranu vý-

ztuže před korozí jsou stejné jako u vý-

ztuže kruhové. Výztuž EFS je třeba rov-

něž kotvit do podpor výše uvedeným

způsobem pomocí kotevních pásků

a hmoždinek.

PŘÍKLADY ŘEŠENÍ

Příklad 1 – věžový dům

o 12 podlažích

Zadání:

Pro stěnu zábradlí lodžie je navrže-

no režné zdivo z plných lícovek

290/140/65 mm, pevnostní značky

P60 na obyčejnou cementovou maltu

pevnosti M10. Tloušťka stěny zábrad-

lí je 140 mm. Vyztužení Murfor RND/E

Ø5/100/3050 je navrženo v každé lož-

né spáře – viz obr. 1. Kotvení výztu-

že do příčných stěn pomocí kotevních

nerezových pásků se provede v každé

třetí ložné spáře.

Rozměry objektu, nejvyšší poloha zá-•

bradlí lodžie a příčný řez podlažím se

zděným zábradlím výšky b = 1,275 m

jsou na obr. 1.

Větrná oblast: I, terén kategorie: III, •

součinitel zatížení: γQ = 1,5.

Zatěžovací šířka, z které se přená-•

ší zatížení větrem v případě zasklení

lodžie: B = 1,9 m.

Výstupy programu [9] a ověření pod-

mínek spolehlivosti při bočním zatížení

větrem jsou uvedeny v tab. 1.

Podmínky spolehlivosti proti poru-

šení bočním tlakem větru jsou spl-

něny a to i v případě zasklení lod-

žie! (Vznik ohybových trhlinek v ložné

spáře u paty stěny nosnou spolehlivost

stěny negativně neovlivňuje.)


Obr. 1 Schéma objektu, svislý řez lodžií

a detail průřezu stěny zábradlí lodžie ❚

Fig. 1 Building scheme, vertical section

of loggia and detail of the reinforced masonry

section

1

výztuž

MURFOR

RND/E Ø5/100



mínek spolehlivosti stěny zábradlí jako

nosníku, který přenáší sám vlastní tí-

hu a svislé nahodilé zatížení horní hra-

ny zábradlí:

Pokud stropní panel pod zábradlím

z vyztuženého zdiva staticky nevyho-

vuje, je možno stěnu zábradlí lodžie

navrhnout jako „samonosnou“. Před-

pokladem pro dosažení „samonos-

nosti“ zděného zábradlí je jednak po-

depření stropního panelu pod budou-

cím zděným zábradlím lodžie v dolním

patře před vyzdíváním zábradlí a od-

stranění podepření až po řádném vy-

tvrdnutí malty stěny nového zábrad-

lí a jednak řádné zakotvení vodorovné

výztuže Murfor do příčných železobe-

tonových stěn domu.

Návrhová hodnota svislého zatížení

na jednotku délky zábradlí:

(g + q)d = 0,14. 1,275. 22. 1,35 +

0,5. 1,5 = 6,05 kN/m ,

návrhová hodnota ohybového momen-

tu od svislého zatížení:

MEd,z = (g + q)d L2/8 = 6,05. 5,812/ 8

= 25,53 kNm ,

návrhová hodnota ohybového momen-

tu na mezi porušení průřezu při zapo-

čítání plochy výztuže pouze z prvních

tří dolních ložných spár zdiva zábradlí

podle programu [10]:

MRd,z = 43,61 kNm > MEd,z.

Podmínky spolehlivosti proti po-

rušení svislým zatížením jsou spl-

něny!

Příklad 2 – řadový dům o čtyřech

podlažích

Zadání:

Pro stěnu zábradlí lodžie je navrže-

no zdivo z přesných pórobetonových

tvárnic Ytong 250/249/599 mm, znač-

ky P4-500 vyzděné na maltu (lepidlo)

pro tenké spáry tloušťky do 3 mm. Při

zdění je třeba postupovat podle tech-

nologických pravidel stanovených vý-

robcem výztuže – viz [6]. Tloušťka stě-

ny zábradlí je 250 mm. Vyztužení Mur-

for EFS/Z profil 8/1,5- 190/3050 je na-

vrženo v každé ložné spáře, avšak prv-

ní a poslední vrstvu zdiva je třeba vyzdít

ze zdicích prvků po výšce půlených, tj.

vysokých jen 124 mm, aby bylo mož-

no uvažovat plné a rovnoměrné využití

výztuže pro přenášení bočního zatížení

tlakem větru – viz obr. 3. Kotvení výztu-

že do příčných stěn pomocí kotevních

nerezových pásků se provede v každé

ložné spáře.

Rozměry objektu, nejvyšší poloha zá-•

bradlí lodžie a příčný řez podlažím se

zděným zábradlím výšky b = 1 m jsou

na obr. 3. Pro posouzení zděného zá-

bradlí lodžie bylo záměrně vybráno

krajní šestimetrové pole domu, neboť

tam je boční tlak větru větší než upro-

střed délky návětrné stěny domu.

Větrná oblast: I, terén kategorie: III, •

součinitel zatížení: γQ = 1,5.

Zatěžovací šířka, z které se přená-•

ší zatížení větrem v případě zasklení

lodžie: B ≤ 1,8 m.


mínek spolehlivosti při bočním zatížení

větrem jsou uvedeny v tab. 1.

Podmínky spolehlivosti proti poru-

šení bočním tlakem větru jsou spl-

něny pouze v případě, jestliže lod-

žie není zasklena!

ZÁVĚR

Vedle velkých projektů revitalizace a re-

generace sídlišť existuje i snaha uži-

vatelů panelových domů a bytů pro-

vést menší úpravy obývaných prostor.

Při úpravách je vždy nutné zkontrolo-

vat, zda nebude narušena schopnost

konstrukčních prvků přenášet zatížení

a zda úpravy a nové konstrukce vyhoví

z hlediska normových požadavků.

Článek ukazuje jeden ze způsobů, jak

umožnit aplikaci zdiva pro zábradlí lod-

žií. Jedná se o použití vyztuženého zdi-

va s výztuží v ložných spárách.

Z výše předvedených ukázek static-

kého výpočtu a citovaných podkladů

je zřejmé, že při ověřování spolehlivos-

ti a bezpečnosti nevyztuženého zdě-

ného zábradlí lodžie na boční tlak (sá-

ní) větru se většinou nepodaří platným

normám vyhovět a že je proto vhod-

né zdivo zábradlí vyztužit. Po případ-

ném zateplení lodžie a jejím uzavření

s pomocí zasklení se zvyšuje zatíže-

ní účinkem tlaku (sání) větru na vyzdě-

né zábradlí tak, že by i vyztužená zdě-

ná stěna nemusela vždy vyhovět (viz

Příklad 2).Jako podepření případného

zasklení lodžie by pak bylo možno na-

vrhnout v úrovni horní plochy zděného

zábradlí jako parapetní desku např. ko-

vový nosník anebo obdobným způso-

bem zesílit rám zasklení.

Záměrem autorů článku bylo rovněž

seznámit odbornou veřejnost a zejmé-

na statiky s existencí volně dostupné-

ho software, který jim spolehlivé kon-

strukční řešení pomůže najít bez vět-

ších časových nároků.

Obr. 2 Statické schéma zděného

vyztuženého zábradlí pro přenášení svislého

zatížení, průřez zděného nosníku (d ...účinná

výška nosníku) ❚ Fig. 2 Structural model

of the vertically loaded reinforced masonry

railing, section of the masonry girder (d...

effective depth of the girder)

Obr. 3 Schéma objektu, řez lodžií

a detail průřezu vyztužené stěny zábradlí

lodžie ❚ Fig. 3 Building scheme, section

of the loggia and detail of the reinforced

masonry section

2

3

uvažovaná

výztuž nosníku

výztuž MURFOR EFS/Z 8/1,5/190



Příspěvek byl vypracován za podpory grantového

projektu GAČR 104/10/1128.

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Ing. Iva Broukalová, Ph.D.


Ing. Pavel Košatka, CSc.


oba: Fakulta stavební ČVUT v Praze

Katedra betonových

a zděných konstrukcí

Thákurova 7, 166 29 Praha 6

Literatura:

[1] ČSN EN 1991-1-1 Eurokód 1: Zatížení

konstrukcí – Část 1-1: Obecná zatížení

– Objemové tíhy, vlastní tíha a užitná

zatížení pozemních staveb, ČNI 2004

[2] ČSN EN 1991-1-4 Eurokód 1: Zatížení

konstrukcí – Část 1-4: Obecná zatížení

– Zatížení větrem, ČNI 2007

[3] ČSN EN 1996-1-1 Eurokód 6:

Navrhování zděných konstrukcí –

Část 1-1: Obecná pravidla pro vyztu-

žené a nevyztužené zděné konstrukce,

ČNI 2007

[4] ČSN 74 3305 Ochranná zábradlí,

ČNI 2008

[5] Sborník montovaných konstrukčních

systémů pro bytovou výstavbu pou-

žívaných v ČSSR (STÚ – publikace

1272 – říjen 1969)

[6] Timperman P. a kol.: Murfor –

Vyztužení zdiva, příručka pro navrho-

vání a provádění zdiva vyztuženého

v ložných spárách, N. V. Bekaert S. A.

Bekaertstraat 2, B-8850 Zwevegem,

Belgie, 2006, distribuce: Bekaert

Petrovice, s. r. o., Petrovice u Karviné.

[7] Košatka P., Lorenz K., Vašková J.:

Zděné konstrukce 1, nakladatelství

ČVUT Praha, 2010, 2. dotisk 1. vydá-

ní, 145 s., ISBN 80-01-03463-1

[8] Košatka P.: Příklady navrhování zdě-

ných konstrukcí 1, nakladatelství ČVUT

Praha, 2010, 1. dotisk 1. vydání,

116 s., ISBN 978-80-01-04210-6

[9] Bílý P.: Program „Vítr Murfor v 1.1“,

výpočetní pomůcka pro výpočet

větrem bočně zatížených stěn, pode-

přených po třech nebo čtyřech stra-

nách svého obvodu, volně dostupný

z webových stránek: http://concrete.

fsv.cvut.cz/~kosatka/

[10] Zrůbek L.: Program „Vyztužená stěna

na poddajném stropu (v 1.0)“, výpo-

četní pomůcka pro výpočet zděných

stěn na poddajném stropu, volně

dostupný z webových stránek: http://

concrete.fsv.cvut.cz/~kosatka/

[11] Gattermayerová H.: Statické posou-

zení možnosti vyzdění zábradlí

na lodžiích u stavební soustavy T08B,

Novoborská 612–620, Praha 9, Atelier

P. H. A., s. r. o., Gabčíkova 15, Praha

8; 21. 12. 2010

Tab

. 1

V

ýstu

py p

rog

ram

u [

9]

a o

věře

ní p

od

mín

ek s

po

leh

livo

sti p

ři b

očn

ím z

atížen

í větr

em

pro

příkla

dy ř

ešen

í

❚ Ta

b.

1

Ou

tpu

ts o

f th

e p

rog

ram

[9

] an

d c

heck o

f th

e r

elia

bili

ty c

on

ditio

ns f

or

late

ral w

ind

lo

ad

ing

fo

r g

iven

exam

ple

s

Pos

uzov

aná

velič

ina

Výpo

čet

Přík

lad

1 –

věžo

vý d

ům o

12

podl

ažíc

hP

říkla

d 2

– řa

dový

dům

o č

tyře

ch p

odla

žích

Cha

rakt

eris

tická

hod

nota

kol

méh

o za

tížen

í tla

kem

vět

ru n

a ne

jvýš

e si

tuov

anou

lodž

ii le

žící

ve

stěn

ě po

dle

prog

ram

u [9

]:st

ěna

obje

ktu

délk

y 24

,2 m

; wk

= 1

,038

kN

/m2 (p

ozn.

: zat

ížen

í vět

rem

kol

mé

na

krat

ší 1

7 m

dlo

uhou

stě

nu v

ěžov

ého

dom

u je

men

ší);

Stě

na o

bjek

tu d

élky

54,

2 m

; wk

= 0

,615

kN

/m2

Náv

rhov

á ho

dnot

a za

tížen

í vět

rem

na

jedn

otku

plo

chy

nejv

ýše

situ

ovan

é lo

džie

wd

= γ Q

wk

wd

= 1

,5. 1

,038

= 1

,557

kN

/m2

wd

= 1

,5. 0

,615

= 0

,923

kN

/m2

Náv

rhov

á ho

dnot

a vo

doro

vnéh

o za

tížen

í na

zábr

adlí

na n

ejvý

še s

ituov

anou

lodž

iiw

d,b

= b

wd

wd,

b =

1,2

75. 1

,557

= 1

,985

kN

/mw

d,b

= 1

. 0,9

23 =

0,9

23 k

N/m

Náv

rhov

á ho

dnot

a vo

doro

vnéh

o za

tížen

í na

zábr

adlí

v př

ípad

ě za

skle

ní lo

džie

wd,

B =

B w

d w

d,B =

1,9

. 1,5

57 =

2,9

58 k

N/m

wd,

B =

1,8

. 0,9

23 =

1,6

61 k

N/m

Náv

rhov

á ho

dnot

a m

omen

tu o

d za

tížen

í vět

rem

ve

svis

lém

prů

řezu

stě

ny z

ábra

dlí u

pros

třed

jejíh

o ro

zpět

í; st

ěna

přen

áší z

atíž

ení v

e vo

doro

vném

sm

ěru

jako

pro

stý

nosn

íkM

Ed,x

,b =

wd,

b L2 /8

M

Ed,x

,b =

1,9

85. 5

,812

/ 8

= 8

,38

kNm

MEd

,x,b

= 0

,923

. 5,8

12/

8 =

3,8

9 kN

m

Náv

rhov

á ho

dnot

a m

omen

tu o

d za

tížen

í vět

rem

ve

svis

lém

prů

řezu

stě

ny z

ábra

dlí u

pros

třed

jejíh

o ro

zpět

í v p

řípad

ě za

skle

ní lo

džie

; stě

na p

řená

ší c

elé

zatíž

ení v

e vo

doro

vném

sm

ěru

jako

pro

stý

nosn

íkM

Ed,x

,B =

wd,

B L

2 /8

MEd

,x,B

= 2

,985

. 5,8

12/

8 =

12,

17 k

Nm

MEd

,x,B

= 1

,661

. 5,8

12/

8 =

7,0

1 kN

m

Náv

rhov

á ho

dnot

a m

omen

tu o

d za

tížen

í vět

rem

ve

vodo

rovn

ém p

růře

zu s

těny

záb

radl

í v je

jí pa

tě;

stěn

a př

enáš

í cel

é za

tížen

í ve

svis

lém

sm

ěru

jako

kon

zola

vet

knut

á v

patě

stě

nM

Ed,y

,b =

wd

b2 /2

MEd

,y,b

= 1

,557

. 1,2

752/

2 =

1,2

7 kN

m/m

MEd

,y,b

= 0

,923

. 12/

2 =

0,4

96 k

Nm

/m

Náv

rhov

á ho

dnot

a m

omen

tu o

d za

tížen

í vět

rem

ve

vodo

rovn

ém p

růře

zu s

těny

záb

radl

í v je

jí pa

tě v

př

ípad

ě za

skle

ní lo

džie

; stě

na p

řená

ší c

elé

zatíž

ení v

e sv

islé

m s

měr

u ja

ko k

onzo

la v

etkn

utá

v pa

tě s

těny

MEd

,y,B

=

= w

d b2 /2

+ (B

– b

) wd

bM

Ed,y

,B =

27

+ (1

,9 –

1,2

75).

1,55

7. 1

,275

= 2

,48

kNm

/mM

Ed,y

,B =

0,4

96 +

(1,8

-1).

0,92

3. 1

= 1

,23

kNm

/m

Náv

rhov

á ho

dnot

a po

souv

ajíc

í síly

od

zatíž

ení v

ětre

m v

mís

tě s

visl

ého

styk

u zá

brad

lí s

příč

nou

žele

zobe

tono

vou

stěn

ou; s

těna

pře

náší

cel

é za

tížen

í ve

vodo

rovn

ém s

měr

u ja

ko p

rost

ý no

sník

VEd

,x,b

= w

d,b

L/2

VEd

,x,b

= 1

,985

. 5,8

1/2

= 5

,77

kNV

Ed,x

,b =

0,9

23. 5

,81/

2 =

2,6

8 kN

Náv

rhov

á ho

dnot

a po

souv

ajíc

í síly

od

zatíž

ení v

ětre

m v

mís

tě s

visl

ého

styk

u zá

brad

lí s

příč

nou

žele

zobe

tono

vou

stěn

ou v

příp

adě

zask

lení

lodž

ie; s

těna

pře

náší

cel

é za

tížen

í ve

vodo

rovn

ém s

měr

u ja

ko p

rost

ý no

sník

VEd

,x,B

= w

d,B L

/2V

Ed,x

,B =

2,9

58. 5

,81/

2 =

8,5

9 kN

VEd

,x,B

= 1

,661

. 5,8

1/2

= 4

,83

kN

Náv

rhov

á ho

dnot

a po

souv

ajíc

í síly

od

zatíž

ení v

ětre

m v

e vo

doro

vném

prů

řezu

stě

ny z

ábra

dlí v

její

patě

; st

ěna

přen

áší c

elé

zatíž

ení v

e sv

islé

m s

měr

u ja

ko k

onzo

la v

etkn

utá

v pa

tě s

těny

VEd

,y,b

= w

d b

VEd

,y,b

= 1

,557

. 1,2

75 =

1,9

9 kN

/mV

Ed,y

,b =

0,9

23. 1

,0 =

0,9

2 kN

/m

Náv

rhov

á ho

dnot

a po

souv

ajíc

í síly

od

zatíž

ení v

ětre

m v

e vo

doro

vném

prů

řezu

stě

ny z

ábra

dlí v

její

patě

v

příp

adě

zask

lení

lodž

ie; s

těna

pře

náší

cel

é za

tížen

í ve

svis

lém

sm

ěru

jako

kon

zola

vet

knut

á v

patě

st

ěny

VEd

,y,B

= w

d B

VEd

,y,B

= 1

,557

. 1,9

= 2

,96

kN/m

VEd

,y,B

= 0

,923

. 1,8

= 1

,66

kN/m

Náv

rhov

ý m

omen

t ún

osno

sti p

růře

zu n

a je

dnot

kové

šířc

e pr

ůřez

u st

ěny

zábr

adlí

při p

oruš

ení

vyzt

užen

ého

průř

ezu

kolm

o na

ložn

é sp

áry

podl

e pr

ogra

mu

[9]:

MR

d,x

= 1

0,35

6 kN

m/m

MR

d,x

= 3

,864

kN

m/m

Náv

rhov

ý m

omen

t ún

osno

sti p

růře

zu n

a ce

lou

výšk

u st

ěny

zábr

adlí

při p

oruš

ení v

yztu

žené

ho p

růře

zu

kolm

o na

ložn

é sp

áry

MR

d,x,

b(B

) = b

MR

d,x

MR

d,x,

b(B

) = 1

,275

. 10,

356

= 1

3,2

kNm

> M

Ed,x

,b

> M

Ed,x

,B

MR

d,x,

b(B

) = 1

. 3,8

64 =

3,8

64 k

Nm

≈ M

Ed,x

,b

< M

Ed,x

,B ;

průř

ez s

těny

nev

yhov

uje

Náv

rhov

ý m

omen

t ún

osno

sti p

růře

zu s

těny

záb

radl

í při

poru

šení

nev

yztu

žené

ho p

růře

zu r

ovno

běžn

ě s

ložn

ými s

pára

mi p

ři je

dnot

kové

šířc

e pr

ůřez

u po

dle

prog

ram

u [9

]M

Rd,

y =

0,2

08 k

Nm

/m <

MEd

,y,b

… d

ochá

zí k

e vz

niku

trh

linek

v lo

žnýc

h sp

árác

h<

MEd

,y,B

... d

ochá

zí k

e vz

niku

trh

linek

v lo

žnýc

h sp

árác

hM

Rd,

y =

0,6

58 k

Nm

/m >

MEd

,y,b

… n

edoc

hází

ke

vzni

ku t

rhlin

ek v

ložn

ých

spár

ách

< M

Ed,y

,B …

doc

hází

ke

vzni

ku t

rhlin

ek v

ložn

ých

spár

ách

Náv

rhov

á ún

osno

st n

evyz

tuže

ného

prů

řezu

ve

smyk

u na

jedn

otko

vou

výšk

u př

i por

ušen

í prů

řezu

stě

ny

zábr

adlí

ve s

visl

ém s

tyku

s p

odpo

rujíc

í žel

ezob

eton

ovou

příč

nou

stěn

ou (k

olm

o na

ložn

é sp

áry)

pod

le

[9]:

VR

d,x

= 2

1 kN

/mV

Rd,

x =

30

kN/m

Náv

rhov

á ún

osno

st n

evyz

tuže

ného

prů

řezu

ve

smyk

u na

cel

ou v

ýšku

záb

radl

í při

poru

šení

prů

řezu

st

ěny

zábr

adlí

ve s

visl

ém s

tyku

s p

odpo

rujíc

í žel

ezob

eton

ovou

příč

nou

stěn

ou (k

olm

o na

ložn

é sp

áry)

po

dle

[9]:

VR

d,x,

b =

bVR

d,x

V Rd,

x,b

= 1

,275

. 21

= 2

6,78

kN

> V

Ed,x

,b

> V

Ed,x

,B

VR

d,x,

b =

1. 3

0 =

30

kN/m

> V

Ed,x

,b

> V

Ed,x

,B

ROZVOJ POUŽITÍ GEORADARU PŘI DIAGNOSTICE

ŽELEZOBETONOVÝCH KONSTRUKCÍ ❚ DEVELOPMENT

OF THE USE OF GROUND PENETRATING RADAR FOR THE

DIAGNOSIS OF REINFORCED CONCRETE STRUCTURES



Jakub Štainbruch, Ondřej Anton, Tomáš Kordina

S nástupem a rozvojem použití georadaru (GPR) při diagnostice žele-

zobetonových konstrukcí souvisí i řada experimentálních měření. Jejich

cílem je rozvinout metodiku měření a vymezit okruh praktických aplikací,

rozšířit povědomí o této v České republice relativně nové metodě a pře-

svědčit odbornou veřejnost o jejích přednostech. ❚ Based on the

development of ground penetrating radar (GPR) applications for diagnostic

surveys of reinforced concrete structures, a large quantity of experimental

measurements have been carried out. The purpose of doing those

tests was, firstly, to help to improve the methodology of measurement;

secondly, to determine the range of possible practical applications; and,

last but not least, to increase awareness of this method, which is still not

so well-known in the Czech Republic, and to convince the professional

public of its usefulness.

GEORADAR VE STAVEBNICTVÍ

S technologií radaru, tedy s metodou založenou na principu

vysílání elektromagnetických pulzů do zkoumaného prostředí

a na následné registraci jejich odrazů od překážek, se může-

me setkat v mnoha odvětvích lidské činnosti. Letectví, kosmo-

nautika, glaciologie, vyhledávání munice, kriminalistika, geo-

logie a geotechnika, archeologie, ... to je jen několik příkladů

toho, jak široké je spektrum aplikací radaru. Není tedy divu, že

metoda radaru se nemohla vyhnout ani stavebnictví, kde na-

šla uplatnění v diagnostických průzkumech konstrukcí.

V souvislosti se stavební diagnostikou se hovoří o me-

todě GPR (ground penetrating radar) či o georadaru, mé-

ně rozšířené je označení WPR (wall penetrating radar). Za-

tímco ve světě, především ve Spojených státech, patří geo-

radar ke standardně používaným diagnostickým metodám

a na toto téma se pořádají specializované odborné konferen-

ce, v České republice není metoda GPR ve stavebnictví za-

tím příliš rozšířená a odbornou veřejností dostatečně akcep-

tovaná. Autoři článku si vytkli za cíl ukázat na konkrétních

příkladech výhody a přínos této progresivně se vyvíjející dia-

gnostické metody. S ohledem na zaměření časopisu se bu-

deme věnovat především otázce průzkumů železobetono-

vých konstrukcí.

V České republice se georadarová měření provádějí od 90.

let. K rozvoji stavebně diagnostických průzkumů dochází

především od poloviny první dekády tohoto století, a to hlav-

ně v souvislosti s rozvojem měřící techniky, kdy přední vý-

robci georadarových systémů uvedli na trh vysokofrekvenč-

ní antény (109 Hz) s dostatečně vysokým rozlišením deteko-

vatelných nehomogenit (10-2 až 10-3 m). Ruku v ruce s roz-

šiřujícím se okruhem možných (a potenciálně možných) apli-

kací bylo nutné zahájit intenzivní výzkum této metody, a to

jak v samotné komerční oblasti, tak především ve spoluprá-

ci s vědeckými a výzkumnými pracovišti. V průběhu několi-

ka uplynulých let byly prováděny série experimentálních mě-

ření na fyzikálních modelech a reálných konstrukcích, jejichž

cílem bylo ověřit možnosti použití různých nedestruktivních

metod při diagnostických průzkumech a porovnat dosaže-

né výsledky. V článku se zmíníme o výsledcích srovnávacích

měření mezi georadarem a profometrickým skenerem při vy-

hledávání výztuže v ostění tunelu, o výsledcích měření geo-

radarem na velkorozměrových vzorcích betonu se zabudova-

nými různými typy konstrukčních prvků a defektů a o výsled-

cích výzkumného úkolu nazvaného „Rozvoj diagnostiky be-

tonových konstrukcí pomocí radarového skeneru“.

Srovnávací měření profometrickým skenerem

a georadarem

Použití magnetického indikátoru výztuže (tzv. profometru –

podle nejrozšířenějšího typu přístroje v České republice firmy

Proceq) patří ve stavební diagnostice k standardně používa-

ným nedestruktivním metodám detekce výztuže. Jedná se

o relativně jednoduchou metodu založenou na změně elek-

tromagnetického pole v blízkosti kovového vodiče. Vyspělejší

technika je opatřena sběrnicí dat a umožňuje provádět a vy-

hodnocovat i plošná měření.

Srovnávací měření polohy výztuže georadarem a profomet-

rickým skenerem bylo provedeno na základě zadání VUT

v Brně během listopadu roku 2008 na dvou referenčních

plochách na ostění tunelu Lahovice SOKP 514 v Praze. Cí-

lem bylo porovnat přesnost a spolehlivost dvou různých ne-

destruktivních metod detekce ocelové výztuže v betono-

vých konstrukcích. Profometrická měření provedla společ-

nost Beton Bohemia ZL, s. r. o., za použití měřícího přístro-

je Hilti Ferroscan PS 200 (který patří ke špičce mezi běžně

užívanými přístroji). Společnost Inset, s. r. o., provedla mě-

ření georadarová s použitím systému Ramac švédského vý-

robce Mala GeoScience s měřící anténou 1,6 GHz.

Kontrolní měření hloubky uložení a pozice ocelové výztu-

že v betonové konstrukci proběhla na dvou referenčních plo-

chách o rozměrech 1,2 x 1,2 m. Profometrická měření pro-

běhla v síti vodorovných a svislých profilů s rozestupem

150 mm. Grid pro georadarová měření měl vzdálenost profi-

lů 100 mm.

Z obr. 1 a 2 vyplývá dobrá shoda ve výsledcích srovnáva-

cího měření georadarem a profometrickým skenerem. Pou-

ze minimální rozdíly panují v určení pozice vodorovné výztu-

že. Oběma metodami byly detekovány nejen průběžné pru-

ty, ale i třmínek mezi prvním a druhým vodorovným prutem.

Vrstva svislé výztuže se nacházela hlouběji od měřeného

povrchu a byla skryta za vodorovnou výztuží. Proto odezva

při měření byla méně zřetelná a určení pozice obtížnější. Vý-

sledky srovnání patrné na obr. 2 jsou přesto dobré. Výrazně-

ji se liší pouze v dolní části skenované plochy. Profometrický

skener rovněž nedetekoval druhý svislý prut zleva, který byl

uložen relativně hlouběji mimo hloubkový dosah přístroje.

Z výsledků srovnávacích měření vyplynulo, že georadar

i profometr reagují citlivě na přítomnost výztuže, nebo obec-

ně železných prvků. Radar má výhodu ve větším hloubko-

vém dosahu. Na základě praktických zkušeností s použí-

váním obou metod je nespornou výhodou georadaru vyso-

ká produktivita měření. Za pracovní směnu lze změřit až ně-

kolik kilometrů profilů. Rychlost sběru dat umožňuje měření

georadarem se zachováním dostatečné citlivosti při pochozí



rychlosti nebo dokonce při pomalém pojezdu. GPR průzku-

my se osvědčují zejména v případech, kdy lze shromáždě-

ná data zpracovávat a vyhodnocovat až dodatečně (tzv. po-

st-processing).

Experimentální měření na zkušebních blocích

Při diagnostických průzkumech lze využít celou řadu nepří-

mých metod. V poslední době dochází k prudkému rozvoji

přístrojového vybavení, zpracovatelských postupů a inovativ-

ním přístupům. Možnosti použití metod se tak posouvají stále

kupředu a snahou vědeckých a výzkumných pracovišť je ty-

to nové hranice ověřovat. V rámci řešení výzkumných úkolů

(Podpora dlouhodobého zajištění jaderné bezpečnosti provo-

zu jaderných elektráren v ČR a Metodika zkoušení masivních

železobetonových konstrukcí) zaměřených na dia gnostiku sil-

nostěnných betonových konstrukcí byly vyrobeny velkoobje-

mové fyzikální modely, betonové bloky o rozměrech řádu ně-

kolika metrů, na kterých byla provedena řada experimentál-

ních a srovnávacích měření na různých typech úloh – detek-

ce konstrukčních prvků, stanovení geometrických vlastností

zkoumané konstrukce a zjišťování různých typů vnitřních de-

fektů. Jednou ze zkoumaných metod byl i georadar.

0 0.4 0.8 1.2

-1.2

-0.8

-0.4

0Plocha 1

Průběh výztuže detekovaný:Ferroscanem Georadarem

Obr. 1 Výsledky srovnávacích měření na zkušební ploše, a) grafický

výstup zjišťování horizontální výztuže profometrickým skenerem

metodou Imagescan spojený v PC do jednoho celku, b) výsledky

zjišťování horizontální výztuže georadarem zpracované programem

ReflexW ❚ Fig. 1 Results of the comparison measurement at a test

site: a) graphical output of profometric scanning of horizontal reinforcing

rods using software method Imagescan, b) results of GPR measurement

using software ReflexW

Obr. 2 Výsledky srovnávacího měření na zkušební ploše 1, porovnání

pozice jednotlivých prutů výztuže detekovaných profometrickým

skenerem a georadarem ❚ Fig. 2 Results of the comparison

measurement at a test site no.1, comparison of reinforcement layout

detected with profometric scanner (blue lines) and GPR (yellow lines)

Obr. 3 Diagnostický průzkum stropu komůrky Nuselského mostu

v Praze – GPR měření je relativně rychlé a lze jej provádět i z pomalu

jedoucí plošiny ❚ Fig. 3 The diagnostic survey of the chamber

ceiling of Nuselsky Bridge in Prague – GPR measurement is relatively

fast and can be carried out even from the moving trolley

1a 1b

2

3



PŮDORYS

Měkká výztuž Štěrkové hnízdoPředpínací výztuž

Anténa Měř Mení v síti vodorovných profilů ěření v síti svislých profilů

1600

MH

z80

0M

Hz

500

MH

z

projev předpínací výztuže

projev měkkévýztuže

projev štěrkovýchhnízd

4 5

6



Obr. 4 Konstrukční schéma fyzikálního modelu vyrobeného pro VUT

v Brně ❚ Fig. 4 The design of a concrete test specimen

by the TU in Brno

Obr. 5 Ukázka GPR měření na fyzikálním modelu ❚ Fig. 5 Photo

from the GPR measurement at a physical model

Obr. 6 Srovnání výsledků GPR měření pomocí anténních systémů 500,

800 a 1 600 MHz na fyzikálním modelu ❚ Fig. 6 GPR measurement

at a physical model by the use of different antenna systems: 500, 800

and 1 600 MHz / comparison of results

Obr. 7 Zkušební blok č. 5 v areálu ÚJV v Řeži, a) výstavba, b) měření

GPR skenerem ❚ Fig. 7 Test specimen no. 5 at NRI in Rez

a) construction, b) GPR scanning

Obr. 8 Výsledky srovnávacích měření: plošné řezy zkonstruované

pro hloubkovou úroveň 120 a 290 mm s interpretovanou pozicí

detekovaných konstrukčních prvků, a) ruční měření v síti bodů

5 x 50 mm, b) automatické měření GPR skenerem v síti bodů 5 x 10 mm

❚ Fig. 8 Results of comparison measurements: scans constructed

for the depth horizon of 120 mm and 290 mm with interpreted position

of detected construction elements, a) manual measurement in a grid

5 x 50 mm, b) automatic scanning in a grid 5 x 10 mm

7a 7b

8



Na základě technické specifikace VUT v Brně byly zho-

toveny dva tvarově a rozměrově shodné betonové bloky.

Do bloku „A“ byly při výrobě zabudovány různé typy neho-

mogenit – pruty měkké výztuže různého průměru, zainjek-

tovaná i nezainjektovaná předpínací výztuž a štěrková hníz-

da (obr. 4). Blok „B“ byl vyroben z prostého betonu a slou-

žil jako referenční.

V září 2007 proběhla série georadarových měření, kdy se

zkoumaly diagnostické možnosti georadaru při použití růz-

ných typů měřících antén (500, 800 a 1 600 MHz). Platí, že

s rostoucí frekvencí antény vzrůstá rozlišovací schopnost

(kratší vlnová délka umožňuje detekovat i objekty menších

rozměrů). Zároveň ale progresivně klesá hloubkový dosah

měření, neboť vyšší frekvence jsou více tlumeny a nemají ta-

kovou schopnost průniku materiálem jako nízké. Na obr. 6 je

ukázka srovnání výsledků měření pomocí různých typů mě-

řících antén. Na plošných skenech se zobrazil průběh jed-

notlivých prutů výztuže a pozice štěrkových hnízd. Přestože

obstojné výsledky byly získány ve všech případech, jako op-

timální anténní systém se pro tento konkrétní typ úlohy uká-

zala anténa 800 MHz. Anténa 1 600 MHz sice zřetelně vy-

kreslila průběh svislé výztuže, ale projevy vodorovné výztuže

(předpínací) a především štěrkových hnízd nejsou již tak zře-

telné. Naproti tomu anténa 500 MHz má dostatečný hloub-

kový dosah, ale projevy jednotlivých prutů výztuže díky niž-

šímu rozlišení splývají.

Při řešení praktických úloh je nutné zohledňovat konkrét-

ní podmínky, jakými jsou předpokládaná velikost hledaných

objektů, jejich hloubka a fyzikální vlastnosti prostředí. Vždy

je výhodné použít více anténních systémů různých frekven-

cí a při zpracování naměřených dat vzájemně srovnávat vý-

sledky.

GPR skener

Během experimentálních měření se ukázala jako limitující fak-

tor pro výslednou kvalitu GPR dat a diagnostických možností

této metody malá hustota naměřených dat a především ne-

dostatečná přesnost určení pozice antény. Při ručním vede-

ní antény nelze zajistit přímost profilů a konstantní krok mě-

ření s dostatečnou přesností. I při maximální pečlivosti věno-

vané kvalitě sběru dat, použití papírových gridů s předkres-

lenou sítí profilových linií a délkových vyrovnávacích značek

se chyba určení pozice antény pro daný měřící bod pohybu-

je okolo 20 mm. Při řešení praktických úloh, kde měření pro-

bíhá v technicky náročných podmínkách (z pojíždějící plošiny,

nebo při měření z horolezeckého závěsu), roste nepřesnost

určení pozice antény až na cca 200 mm. Rovněž je prakticky

nemožné dosáhnout dostatečné hustoty profilů. Na základě

výsledků různých vědeckých studií je pro dosažení kvalitních

3D měření optimální, pokud je krok měření na profilu srovna-

telný se vzdáleností mezi profily. V praxi je mezi krokem mě-

ření a rozestupem profilů značný rozdíl. Při experimentálních

ručních měřeních se tento poměr pohybuje okolo 1 : 10, při

řešení praktických úkolů není výjimkou, že krok měření je

v řádu mm nebo desítek mm a rozestup mezi profily dosahu-

je desetin metru až prvé metry. Interpolace jednotlivých ano-

málií je v takovém případě obtížná, při větší hustotě deteko-

vaných prvků nemožná.

Omezení plynoucí z nedostatečné kvality ručně prová-

děného měření lze odstranit použitím automatického GPR

skeneru, tj. zařízení, které (pevně spojeno s konstrukcí) po-

sunuje měřící GPR anténou v předem definované síti měří-

cích bodů. Tím je zajištěna jak dostatečná přesnost urče-

ní pozice měřených bodů, tak i požadovaná hustota měře-

ných dat. Vývoj automatického GPR skeneru probíhal v le-

tech 2008 až 2010 v rámci výzkumného projektu pod-

porovaného MPO. Na základě vyhodnocení praktických

zkušeností ze zkušebních měření byly nakonec vyvinuty

dvě verze skeneru. Základní model Dibekon je určen pře-

devším k proměřování větších ploch a díky své robustnější

konstrukci umožňuje nést georadarové antény větších roz-

měrů (např. stíněnou anténu 800 MHz). Pro detailní skeno-

vání menších ploch je vhodný model Dibekon Lt. Jedná se

o kompaktní, snadno transportovatelné a jednoduše smon-

tovatelné zařízení.

V lednu 2011 proběhlo na zkušebním bloku v areálu ÚJV

v Řeži srovnávací měření, jehož cílem bylo posoudit, do jaké

míry se zlepšila kvalita GPR dat naměřených pomocí ske-

neru Dibekon Lt. oproti ručnímu plošnému měření provádě-

nému na témže bloku v roce 2006. Zkušební blok, na němž

srovnávací měření probíhalo, má rozměry 2,6 x 2 x 1,2 m

a relativně komplikovanou vnitřní stavbu (obr. 7a). Pod vrst-

vou konstrukční výztuže jsou diagonálně rozmístěny kanál-

ky předpínací výztuže. Srovnání prokázalo výrazné zlepše-

ní schopnosti detekovat hlouběji uložené prvky. Zatímco při

ručním měření se kanálek při plošném zpracování neprojevil,

pomocí skeneru se průběh kanálku podařilo spolehlivě určit.

Výsledky srovnávacích měření jsou prezentovány na obr. 8.

Použití skeneru při GPR měřeních se osvědčilo především

při diagnostických průzkumech složitějších detailů, kde je

třeba znát přesný průběh jednotlivých konstrukčních prvků

a případných defektů (diagnostika mostních závěrů, zjišťo-

vání pozice kluzných trnů a kotev v cementobetonových vo-

zovkách, pozice nosné výztuže v místě plánovaných průra-

zů apod.).

ZÁVĚR

Tak jako radar znamenal v minulosti revoluci v letectví, věří-

me, že stejně široké uplatnění najde tato nedestruktivní dia-

gnostická metoda i v českém stavebnictví. Cílem tohoto

článku je na základě výsledků intenzivních několikaletých vý-

zkumů přesvědčit odbornou veřejnost o nesporných kvali-

tách metody GPR a jejím platném místě v komplexu metod

nedestruktivního zkušebnictví.

Příspěvek byl vytvořen s podporou projektu Specifického výzkumu

FAST-S-11-23 uděleného Vysokým učením technickým v Brně.

RNDr. Jakub Štainbruch, Ph.D.

Inset, s. r. o.

Divize geologie a geofyziky

Novákových 6, 180 00 Praha 8


Ing. Ondřej Anton, Ph.D.


Ing. Tomáš Kordina


oba: Fakulta stavební VUT v Brně

Ústav stavebního zkušebnictví

Veveří 95, 602 00 Brno

Fotografie: 1 až 6, 8 – archív společnosti Inset, s. r. o., a Ústavu stavebního

zkušebnictví Fakulty stavební VUT v Brně, 7 – Ing. Pečínka


I když je těžko tomu uvěřit vzhledem

k jeho vitalitě, oslaví Vladimír Červen-

ka v červnu 2011 již sedmdesátku.

Vladimír Červenka, významná osob-

nost v oboru betonových a železobe-

tonových konstrukcí, patří k zakla-

datelům a propagátorům numerické

a počítačové analýzy železobetono-

vých staveb a je v této problematice

mezinárodně uznávaným expertem.

Vladimír Červenka se narodil ve

Zlíně, později se s rodiči přestě ho-

val do Prahy a zde v roce 1962

úspěšně ukončil studia na ČVUT. V roce 1970 obhájil doktor-

skou disertační práci a získal titul PhD na Coloradské univer-

zitě v Boulderu (USA). Jeho doktorská práce „Inelastic Finite

Element Analysis of Reinforced Concrete Panels under

In-Plane Loads“ je jednou z prvních odborných prací v oboru a je

uznávána jako základní dílo teorie rozetřených trhlin (smeared crack

models) pro modelování porušování betonu. Téma Vladimír i na-

dále sledoval a rozšiřoval, a stal se světově proslulým odborníkem

na realistické počítačové modelování betonových a železobetono-

vých konstrukcí.

Po návratu do Prahy Vladimír pracoval od roku 1971 ve Stavebním

ústavu ČVUT (nyní Kloknerův ústav), kde využil řadu svých zkuše-

ností z pobytu v USA. Zaváděl nové progresivní metody v numerické

analýze stavebních konstrukcí MKP i v oblasti experimentální – řízení

experimentů pomocí počítače a automatizované zpracování namě-

řených dat. Těmito v té době ojedinělými postupy a metodami zkou-

mal například model budovaného Barrandovského mostu v Praze.

Současně se zabýval výzkumem vlastností a chování betonu, vý-

vojem numerických modelů materiálu a simulací betonových kon-

strukcí. V roce 1982 zvítězil v „International Competition to Predict

the Response of Reinforced Concrete Panels“ organizované Toront-

skou univerzitou v Kanadě. Poté získal Humboldtovo stipendium, dí-

ky kterému působil v letech 1983 a 1984 na německých universi-

tách v Darmstadtu a Kasselu, kde ve spolupráci s profesorem Mehl-

hornem rozvíjel své materiálové modely porušeného betonu. Při té-

to práci se setkal s významnými odborníky (profesory Reinhardtem,

Walravenem, Kolleggerem, Keuserem ad.), s nimiž jej dodnes pojí

přátelské vztahy a odborná spolupráce. Je třeba zmínit i spolupráci

s univerzitami v tehdejší NDR (Drážďany a Weimar) a na nich působí-

cími osobnostmi, například profesora Zrosta. V letech 1987 až 1990

hostoval Vladimír na univerzitě ve Stuttgartu u profesora Eligehau-

sena na Ústavu stavebních materiálů (IWB). Zde využíval své mate-

riá lové modely a počítačové programy při modelování kotevních prv-

ků pro betonové stavby. Svými výpočty a jejich výsledky se úspěšně

zúčastnil soutěže vyhlášené organizací RILEM k objasnění vlivu veli-

kosti na únosnost ocelových kotev v betonu (size effect).

Během svého pobytu ve Stuttgartu vytvořil na základě předcho-

zích prací a s využitím dříve vyvinutých nelineárních materiálových

modelů první verzi počítačového MKP programu SBETA určené-

ho pro realistickou simulaci chování a porušování železobetono-

vých konstrukcí (jako komerčně využitelný produkt byl zprvu prodá-

ván holandskou firmou Peekel Instruments). Po Sametové revoluci

a návratu do Prahy založil Vladimír v roce 1991 vlastní poradenskou

a konzultační firmu „Vladimír Červenka – Consulting“ (krátce „Čer-

venka Consulting“), která se stále věnuje výzkumu v oblasti modelo-

vání betonu a betonových konstrukcí, vývoji a prodeji softwaru a po-

radenství. Vývoj programů je díky zpětné vazbě orientován na řešení

praktických problémů a vychází z aktuálních potřeb stavební a pro-

jekční praxe. Již první komerční verze programu SBETA byla vyba-

vena, na tehdejší poměry jedinečnými, možnostmi grafického zob-

razení pro beton specifických výsledků nelineárních výpočtů a vy-

nikala příjemným, intuitivně snadno ovladatelným uživatelským pro-

středím. V roce 1993 získal Vladimír stipendium firmy Kajima, jež mu

umožnilo uskutečnit řadu přednášek po celém Japonsku, což (spo-

lu s podporou profesorů Mihashiho, Okamury a Maekawy) přispělo

ke značnému rozšíření programu SBETA v japonských firmách

a univerzitách.

Rozvoj výpočetní techniky a jejích možností vedl k vývoji nového

produktu i v oblasti simulace porušování betonu. Společně se sy-

nem Janem, který nastoupil do firmy po ukončení studia v USA,

uvedli v roce 2000 na trh program ATENA, který rozšířil možnos-

ti nelineárních výpočtů na prostorové objekty pomocí nového 3D

křehkoplastického materiálového modelu. Program se rychle uplat-

nil ve výzkumu i v praxi a rozšířil se mezi odbornou veřejností. Dnes

je uznáván po celém světě a používán téměř 500 uživateli. Pro lepší

možnosti růstu a rozvoje firmy založil Vladimír v roce 2008 nový pod-

nik, Červenka Consulting, s. r. o., který postupně přebírá a rozšiřuje

činnost původní firmy. Znalosti a zkušenosti zaměstnanců společ-

nosti jsou požadovány a využívány při posudcích v oblasti jaderné

energetiky, větrných elektráren, jakož i při navrhování či posuzování

ohrožení a poškození budov, mostů, tunelů a dalších stavebních ob-

jektů. Projekty, na nichž se Vladimír během své odborné kariéry po-

dílel, se počítají na desítky a pokrývají všechny oblasti betonových

a železobetonových staveb. I jejich zeměpisný rozsah je rozsáhlý –

od Prahy a České republiky přes Německo, Švýcarsko, Itálii, Ho-

landsko, Finsko po USA, Austrálii, Indii a Japonsko.

Vladimírova odborná činnost je spjata i s holandskou univerzitou

v Delftu, kde spolupracuje s řadou významných odborníků v ob-

lasti betonu, mechaniky a modelování konstrukcí, např. s profesory

Walravenem, den Uijlem, de Borstem, Blaauwendraadem, van Rot-

sem, Hordijkem ad. Rovněž s rakouskou univerzitou BOKU ve Víd-

ni rozvinul vědecké kontakty s profesorem Sparowitzem, které nyní

pokračují úzkou odbornou spoluprací s profesory Bergemeisterem

a Straussem a vyústily mj. v působení na pozici hostujícího profeso-

ra v roce 2006. Rovněž je třeba zmínit dlouholetou vědeckou spolu-

práci i osobní přátelství s profesorem Bažantem z Northwestern Uni-

versity v Evanstonu, USA.

V posledních letech se Vladimír stále více na mezinárodní úrovni

věnuje výzkumu a normotvorné činnosti v oblasti nelineárních výpo-

čtů betonu a železobetonu, globální bezpečnosti konstrukcí, mode-

lových nejistot atp. Řídí několik mezinárodních projektů podporova-

ných Evropskou unií. Jako člen pracovní skupiny fib SAG5 „New Mo-

del Code 2010“ zpracoval metodiku ověřování mezních stavů kon-

strukcí počítačovou simulací („navrhování pomocí nelineárních výpo-

čtů MKP“) pro připravovaný Model Code. Je rovněž aktivním členem

fib Task Group 4.1 „Serviceability“ a členem organizací IABSE

a FraMCoS. V letošním roce mu byla udělena „fib Medal of merit“

(medaile za zásluhy) jako ocenění jeho přínosu pro konstrukční be-

ton. V roce 2000 byl oceněn jako „Distinguished Engineering Alum-

nus“ (významný absolvent) Coloradské univerzity v Boulderu.

Vladimír se podílel i na řadě praktických a výzkumných projektů

v rámci České republiky, jmenujme například posouzení obchodní-

ho domu Kotva, přepočet Nuselského mostu či spolupráci na pro-

jektu mostu přes Berounku. Spolupracuje rovněž na výzkumných

projektech financovaných prostřednictvím české grantové a tech-

nologické agentury, ministerstvem průmyslu a obchodu, minister-

stvem školství atd. Je čestným členem České betonářské spo-

lečnosti a od roku 2000 je členem Inženýrské akademie. Při těch-

to svých aktivitách spolupracuje s významnými českými odborníky

v oboru betonových konstrukcí a staveb a jejich navrhování, staveb-

ní mechaniky, spolehlivosti a životnosti konstrukcí.

Celoživotní přínos Vladimíra Červenky k vědecké analýze chování

a porušování betonu a k využití jejich výsledků v praktických aplika-

cích při modelování konstrukcí je všeobecně uznáván a oceňován.

Můžeme si jedině přát, aby mohl i nadále přispívat k dalšímu rozvoji

poznání stavebních konstrukcí a materiálů, předávat své bohaté zku-

šenosti a poznatky mladším kolegům, a aby přitom našel dostatek

času i pro svou rodinu a na zotavení.

Při příležitosti sedmdesátých narozenin si dovoluji srdečně popřát

Vladimírovi jménem všech jeho současných i bývalých kolegů a spo-

lupracovníků ještě dlouhá léta spokojeného života a zejména pev-

né a trvalé zdraví.

Radomír Pukl

ING. VLADIMÍR ČERVENKA OSLAVÍ SEDMDESÁTINY


KARBONATÁCIA BETÓNU ŽELEZOBETÓNOVÝCH KONŠTRUKCIÍ

– ČASŤ I: ZÁKLADNÉ POZNATKY ❚ CARBONATION OF

REINFORCED CONCRETE STRUCTURES – PART I: PRINCIPAL

KNOWLEDGE



Ivan Janotka, Ľudovít Krajči,

Antonín Špaček

Definícia karbonatácie betónu. Štyri etapy kar-

bonatácie betónu. Činitele ovplyvňujúce rýchlosť

karbonatácie betónu. Prehľad literárnych poznat-

kov. Životnosť karbonatovaných konštrukcií.

Normovanie náporu plynného oxidu uhličitého

na železobetónové konštrukcie. Navrhovanie

betónu vystaveného účinkom karbonatá-

cie. ❚ Definition of concrete carbonation.

Four stages of concrete carbonation. Factors

influencing the rate of concrete carbonation.

Review of literary knowledge. Service life of

concrete structures subjected to carbonation.

Standardization of the carbon dioxide attack

for reinforced concrete structures. Design of

concrete for exposition to carbonation.

Na železobetónové konštrukcie koro-

zívne pôsobí okrem kvapalného a pev-

ného agresívneho prostredia tiež agre-

sívne prostredie plynné. V relatívne čis-

tej atmosfére je to len oxid uhličitý

(CO2) a oxid siričitý (SO2). V atmosfé-

re chemických závodov to môže byť

fluorovodík, sírovodík, chlór, chlorovo-

dík, oxidy dusíka a ďalšie plyny.

Norma ČSN 73 0080:1987 definu-

je karbonatáciu betónu ako vzájom-

né pôsobenie cementového kame-

ňa a plynného oxidu uhličitého, kto-

ré vedie ku zníženiu alkality kvapalnej

fázy betónu.

V tejto prvej časti príspevku o karbo-

natácii (Časť 1: Základné poznatky) vy-

svetľujeme podstatu škodlivého účinku

oxidu uhličitého na železobetón a po-

dávame prehľad literárnych poznatkov

o jednotlivých činiteľoch karbonatá-

cie. Krátko sa zmieňujeme o normova-

ní agresivity oxidu uhličitého a navrho-

vaní protikoróznej ochrany podľa v sú-

časnosti platných noriem.

Druhá časť bude obsahovať obec-

né metódy stanovenia etapy karbo-

natácie a budeme prezentovať vlast-

né výsledky zo sledovania rýchlos-

ti karbonatácie betónových kon-

štrukcií.

OBSAH OXIDU UHLIČITÉHO

V OVZDUŠÍ A JEHO DÔSLEDKY

Životnosť železobetónových konštruk-

cií ovplyvňuje vo významnej miere aj

karbonatácia betónu. Karbonatáciu

betónu spôsobuje prítomnosť oxidu

uhličitého v atmosfére, ktorého obsah

v relatívne čistej atmosfére predstavu-

je priemerne 0,03 % obj., čomu odpo-

vedá koncentrácia 0,05 % hm. alebo

asi 60 mg/m3 [1]. Tesne pri zemi mô-

že však vzduch obsahovať aj desať-

krát viac oxidu uhličitého, pretože ten-

to plyn je ťažší ako vzduch. Dlhodobým

monitorovaním obsahu oxidu uhličitého

v Brne H. Králová a B. Teplý [2] preuká-

zali, že v mestskom prostredí je obsah

CO2 v dôsledku spaľovania fosílnych

palív, najmä v spaľovacích motoroch

dopravných prostriedkov, priemysel-

ných a komunálnych kúreniskách, až

rádovo vyšší, pričom dosahuje hod-

noty 600 až 800 mg/m3.

Pôsobením CO2 nastáva postupná

premena väzných hydratačných pro-

duktov cementu v betóne (C-S-H

fáza), najmä portlanditu – Ca(OH)2,

na kalcit, aragonit a vaterit (kryštalic-

ké modifikácie uhličitanu vápenatého –

CaCO3). Hlavne sa však urýchľuje ko-

rózia oceľovej výstuže betónu tým,

že klesá alkalita betónu až pod hod-

notu pH 9,5.

PRIEBEH KARBONATÁCIE

BETÓNU

Priekopnícke práce v štúdiu proce-

su karbonatácie betónu vykonal najmä

M. Matoušek a R. Drochytka [3]. Prie-

beh karbonátacie betónu sa zvyčajne

rozdeľuje do štyroch etáp.

V prvej etape karbonatácie sa pre-

mieňa hydroxid vápenatý (Ca(OH)2)

na uhličitan vápenatý (CaCO3), ktorý

pritom čiastočne zaplňuje póry. Hlav-

né vlastnosti betónu sa v tomto štádiu

stávajú výhodnejšími. Vznikajúcimi kar-

bonátmi sa zahusťuje pórová štruktú-

ra, čím pevnosť betónu vzrastá.

V druhej etape prebiehajú premeny

ostatných gélových hydratačných pro-

duktov cementu (kalciumsilikáthydrá-

tov a kalciumalumináthydrátov), pričom

vznikajú modifikácie CaCO3 s amorf-

ným gélom kyseliny kremičitej. Hru-

bozrnné kryštalické novotvary CaCO3

sa vyskytujú len ojedinele. Vlastnos-

ti betónu v druhej etape karbonatácie

sa príliš nemenia a nebola evidovaná

mechanická ani štrukturálna degradá-

cia betónu.

Tretia etapa karbonatácie sa vyzna-

čuje prekryštalizovaním prvotne vznik-

nutých novotvarov CaCO3. Objavujú

sa veľmi početné a relatívne rozmerné

kryštály kalcitu a aragonitu. Mecha-

nické vlastnosti betónu sa behom

tretej etapy zhoršujú a alkalita betónu

klesá pod hodnotu pH 9,5.

Štvrtú etapu charakterizuje stav, pri

ktorom hrubé kryštály kalcitu a arago-

nitu prestupujú celú štruktúru cemen-

tového tmelu, čo je v krajnom prípade

spojené so stratou súdržnosti a pev-

nosti betónu. Hodnota pH klesá až

k pH okolo 8.

Karbonatáciu betónu je možné podľa

mnohých prameňov, napr. podľa ďalej

komentovaných autorov Z. Ściślewské-

ho [4] a J. Bilčíka [5], zjednodušene

znázorniť rovnicou:

Ca(OH)2 + CO2 = CaCO3 + H2O .

Popísaný proces karbonatácie be-

tónu má škodlivé dôsledky nielen pre

samotný betón, ale hlavne pre jeho

oceľovú výstuž tým, že hodnota pH

medzizrnečného roztoku pri karbona-

tácii klesá z pôvodnej hodnoty 12,5

až pod 9,5. V silno alkalickom prostre-

dí nekarbonatovaného betónu sú oxi-

dy a hydroxidy železa, ktoré vznikajú

na povrchu oceli stabilné; oceľová vý-

stuž je pasivovaná. Pri poklese pH už

pod hodnotu 11,5 sa stávajú ochran-

né vrstvy na výstuži pórovitými a má-

lo stálymi až rozpustnými. Depasivácia

sa objavuje už v druhom štádiu karbo-

natácie.

Dôležitý parameter je relatívna vlh-

kosť vzduchu – v prostredí trvale su-

chom s relatívnou vlhkosťou 50 %

a nižšou oceľová výstuž v skarbona-

tovanom betóne nekoroduje. V trva-

le vlhkom prostredí a v prostredí strie-

davo suchom a vlhkom oceľová vý-

stuž v skarbonatovanom betóne bu-

de však korodovať. Najnebezpečnejšia

je karbonatácia vtedy, keď oxid uhliči-

tý prenikne, napr. trhlinami, až k oceľo-

vej výstuži.

Pri vlhkosti prostredia do cca 50 %

(„suchý vzduch“) je difúzna reakcia

CO2 v betóne pomalá a karbonatá-



cia sa prakticky neprejavuje. Taktiež

v silne vlhkom prostredí (nad cca 80 %

relatívnej vlhkosti) difúzia CO2 v kvapal-

nej fáze prebieha pomaly. Najnebez-

pečnejšie je rozmedzie relatívnej vlh-

kosti prostredia cca 50 až 70 % (stred-

né hodnoty vlhkosti), v ktorom CO2 di-

funduje do betónu najrýchlejšie.

ČINITELE OVPLYVŇUJÚCE

RÝCHLOSŤ KARBONATÁCIE

BETÓNU

Činitele, ktoré ovplyvňujú rýchlosť koró-

zie betónu – teda aj karbonatácie, zvy-

čajne rozdeľujeme do štyroch skupín,

a to na činitele vymedzujúce

agresivitu prostredia,•

odolnosť samotného betónu, resp. •

betónovej krycej vrstvy výstuže,

odolnosť samotnej oceľovej výstuže. •

Zvláštnym druhom činiteľa je tzv. plá-

novaná životnosť betónovej kon-

štrukcie, pretože, ako je z praxe zná-

me, korózia je vždy otázkou času.

Z činiteľov vymedzujúcich agresivi-

tu prostredia na rýchlosť karbonatácie

majú však výraznejší vplyv len obsah

oxidu uhličitého v atmosfére, relatívna

vlhkosť vzduchu, resp. rýchlosť strie-

dania vlhkosti, čas pôsobenia a teplo-

ta okolia [6, 7].

V súvislosti s odolnosťou samotného

(prostého) betónu proti pôsobeniu oxi-

du uhličitého sa najčastejšie zohľad-

ňuje vodný súčiniteľ, obsah cemen-

tu a pevnosť betónu, teda význam-

né činitele kvality betónu. Tieto tri čini-

tele odolnosti betónu sa berú do úva-

hy aj pri navrhovaní odolnosti betónu

medznými hodnotami podľa v súčas-

nosti platnej STN EN 206-1 [8], ako je

to zrejmé z neskôr reprodukovanej ta-

buľky 4. Na rýchlosť procesu karbo-

natácie vplýva aj ošetrovanie betónu

a použitie prísad [7, 9]. Dôležitými či-

niteľmi tejto skupiny sú aj hrúbka kry-

cej vrstvy výstuže a vznik a šírka rozo-

vretia trhlín.

Odolnosť samotnej oceľovej výstu-

že proti účinkom karbonatácie je mož-

né zvýšiť prídavkom legujúcich prí-

sad, úpravou povrchu výstuže, použi-

tím oceli s vyššou pevnosťou, s väčším

priemerom, resp. prierezom. Do skupi-

ny činiteľov odolnosti samotnej oceľo-

vej výstuže zaraďujeme aj stupeň na-

pätosti výstuže [10].

Veľmi často je treba v súvislosti s pô-

sobením CO2 brať do úvahy, ako bo-

lo spomenuté, aj plánovanú životnosť

konštrukcie. Aj v súčasnosti plat-

né normové predpisy tento faktor zo-

hľadňujú. Napr. STN EN 206-1:2002

[8] v Poznámke 3, ktorá sa vzťahu-

je k čl. 5.3.2, spresňuje, že predpi-

sy platné v mieste použitia betónu

majú zahŕňat požiadavky vychádza-

júce z predpokladanej životnosti na-

jmenej 50 rokov za predpokladaných

podmie nok údržby.

PREHĽAD L ITERÁRNYCH

POZNATKOV

Pri ďalej komentovaných prácach sme

uprednostňovali publikácie, vytvorené

na základe prác realizovaných v Slo-

venskej republike a Českej republike,

resp. realizovaných v bývalej Českoslo-

venskej republike. Všímame si proces

karbonatácie bežného hutného betó-

nu, vyrobeného z cementov na pod-

klade slinku z portlandského cementu.

Nevenujeme preto pozornosť karbona-

tácii betónu, pripraveného zo špeciál-

nych cementov, napr. betónu vyrobe-

ného z hlinitanového cementu. Klád-

li sme dôraz na zisťovanie vplyvu tých

činiteľov, ktoré majú rozhodujúci vý-

znam pre rýchlosť karbonatácie žele-

zobetónových konštrukcií v praxi. Kvô-

li prehľadnosti literárnej rešerše prame-

ne členíme do štyroch skupín – na pu-

blikácie, ktoré:

sa problematikou karbonatácie zao-•

berajú komplexne,

si všímajú prevažne činitele agresivi-•

ty prostredia,

pojednávajú hlavne o činiteľoch odol-•

nosti betónu,

rozoberajú predovšetkým problema-•

tiku životnosti karbonatovaných kon-

štrukcií.

Komplexné práce o karbonatácii

betónu

V monografii S. N. Alexejeva, N. K. Ro-

zentala a I. G. Katajeva [11] sa kon-

štatuje, že pri zvýšení vodného súčini-

teľa z hodnoty 0,54 na hodnotu 0,81

sa po piatich rokoch expozície betó-

nu hĺbka karbonatácie zvýši z 13,5

na 30 mm. Z iných významných zá-

vislostí monografia obsahuje napr. ta-

belárnu závislosť hĺbky karbonatácie

od jemnosti mletia cementu, podľa kto-

rej rýchlosť karbonatácie pri zvyšo-

vaní jemnosti cementu klesá. S ce-

mentom jemnosti 2 500 cm2/g sa

po dvoch rokoch expozície cemen-

tových mált zistila hĺbka karbonatácie

14 mm, avšak s cementom o dvojná-

sobnej jemnosti (5 000 cm2/g) hĺbka

karbonatácie po rovnakej dobe expozí-

cie poklesla na 10 mm.

Autor Z. Ściślewski [4] vo svojej mo-

nografii, venovanej korózii a ochrane

výstuže, zdôrazňuje, že rýchlosť kar-

bonatácie závisí od mnohých činiteľov,

z ktorých vyslovene menuje vlhkosť

atmosféry, obsah cementu v betó-

ne, vodný súčiniteľ, druh cementu,

obsah prímesí a prísad a prevzduš-

nenie betónu. Bližšie poukazujeme

len na tie činitele agresivity prostredia

a odolnosti betónu, ktoré sú najdôleži-

tejšie pri navrhovaní betónu odolného

proti karbonatácii. Je tu napr. reprodu-

kovaná závislosť stupňa karbonatácie

betónu od relatívnej vlhkosti atmosféry

pri 20 °C podľa C. J. Verbecka, ktorú

citujú aj M. Matoušek a R. Drochytka

[7]. V súlade s prácou C. J. Verbecka

najrýchlejšie karbonatujú betóny pri

relatívnej vlhkosti vzduchu približne

od 50 do 70 %. V monografii je zob-

razená aj grafická závislosť hĺbky kar-

bonatácie od obsahu cementu podľa

M. Vénuata a M. Alexandrea, na zákla-

de ktorej hĺbka karbonatácie pri zvy-

šovaní obsahu cementu silno klesá,

najmä po dlhšej dobe karbonatácie.

V súlade s prácou M. Matoušeka [1]

karbonatácia betónu nemá ostrých

hraníc. Betóny pripravené z portland-

ských cementov, s relatívne vyšším ob-

sahom cementu, vytvárajú väčší od-

por pre karbonatáciu, zatiaľ čo betóny

s nižším obsahom cementu a betóny

pripravené z cementov obsahujúcich

väčšie množstvo trosky, popolčeka

alebo iných puzolánov, podliehajú kar-

bonatácii ľahko. Tieto rozdiely sa vý-

raznejšie uplatňujú pri použití relatívne

vyšších vodných súčiniteľov. V článku

je odvodený aj vzorec pre výpočet hĺb-

ky karbonatácie v tvare

x = 1,67.10−6 τ ,

kde x značí hĺbku karbonatácie [m] a τ čas karbonatácie [sec].

Podľa tohto vzorca by za jeden rok

pôsobenia oxidu uhličitého karbonatá-

cia prenikla do hĺbky 9,4 mm, za štyri

roky do hĺbky 18,8 mm a za desať ro-

kov do hĺbky 30 mm, čo je podľa au-

tora v celkom dobrej zhode s pozoro-

vaním rýchlosti karbonatácie u oby-

čajných betónov. Predchádzajúce po-

znatky M. Matoušeka [1] o závislosti

stupňa karbonatácie od obsahu a dru-

hu cementu, závislosti karbonatácie

od ďalších technologických činiteľov,

ako je napr. obsah prísad, potvrdzu-

jú aj S. N. Alexejev a N. K. Rozental

vo svojej monografii [9]. Citujú prácu

A. Meyera, H. I. Wieriga a K. Husman-

na, ako aj prácu autorov M. Vénuata,

J. Alexandrea, podľa ktorých relatív-

na hĺbka karbonatácie závisí na obsa-



hu cementu tak, ako je to reproduko-

vané v tab. 1.

Z veľmi podrobnej tabuľky o vplyve

druhu cementu a jednotlivých druhov

prísad napr. vyplýva, že použitím port-

landského troskového cementu – pri

porovnaní s portlandským cementom –

sa relatívna hĺbka karbonatácie zvý-

ši z hodnoty 1 na hodnotu 1,32, to zna-

mená vzrastie o 32 %. Podľa citovanej

práce (autor A. Kishitani) použitím pre-

vzdušňovacej prísady je možné zní-

žiť relatívnu hĺbku karbonatácie o 40 %

a aplikáciou plastifikačnej prísady až

o 60 %. Ešte výraznejšie zníženie re-

latívnej hĺbky karbonatácie umožňu-

je aplikácia inhibítorov korózie oceľovej

výstuže, napr. podľa autorov V. B. Ra-

tinova, S. V. Šestoperova a I. I. Križa-

novského použitím 4 % inhibítora zn.

NNK (dusitan a dusičnan vápenatý) po-

klesne relatívna hĺbka karbonatácie až

na hodnotu 0,09 až 0,35.

Rovnako ako vyššie spomínaný autor

M. Matoušek [1], aj S. N. Alexejev [12]

odporúča pre výpočet hĺbky karbona-

tácie použiť vzorec

x = A τ ,

kde je x hĺbka karbonatácie, A kon-

štanta a τ čas karbonatácie.

V zahraničí sa podľa S. N. Alexejeva

na zvýšenie ochrany oceľovej výstu-

že odporúča zväčšenie hrúbky kry-

cej vrstvy výstuže. Tento autor však

odporúča ísť inou cestou, a to zvýše-

ním hutnosti betónu. Zdôrazňuje, že

zvlášť nebezpečná je karbonatácia

betónu pri súčasnom pôsobení chlo-

ridov, pretože difúziou chloridov kar-

bonatácia betónu aj v hutnom betó-

ne priebieha zvlášť rýchlo. V prípade

súčasného náporu chloridov je účelné

do betónovej zmesi pridávať inhibítory

korózie oceľovej výstuže.

Vplyvu druhu cementu na rýchlosť

karbonatácie si M. Matoušek všíma aj

v neskoršej práci [13]. Potvrdilo sa to aj

na základe dlhodobého sledovania

tohto vplyvu na starých betónových

konštrukciách. Vplyv druhu cementu

– pri porovnaní s výsledkami laboratór-

nych skúšok – je tu ešte väčší, pretože

hydroxid vápenatý, vznikajúci hydratá-

ciou cementu a obsiahnutý v medzizr-

nečnom roztoku v kapilárnych póroch

betónu, prechádza pozvoľna vďaka

koncentračnému spádu k povrchu

karbonatovaného betónu. Tu sa po-

tom viaže s difundujúcim oxidom uh-

ličitým na uhličitan vápenatý a vytvá-

ra predovšetkým kalcitové kryštáliky.

Kryštálové novotvary zmenšujú prie-

mer kapilár, čím dochádza k ďalšiemu

spomaľovaniu, prípadne až zastaveniu

škodlivého pôsobenia plynov na be-

tón. Z toho vyplýva, že cementy, ktoré

vďaka svojmu zloženiu alebo vzhľadom

k prítomnosti prísad neposkytujú med-

zizrnečné roztoky v póroch cemento-

vej malty s dostatočne veľkou a trva-

lou koncentráciou hydroxidu vápena-

tého, budú mať – za ináč rovnakých

pod mie nok – menšiu odolnosť proti at-

mosférickým plynom.

Príspevok M. Matoušeka [14], publi-

kovaný v rovnakom zborníku ako prá-

ca [13], informuje, použitím akých pro-

tikoróznych zásahov je možné koróziu

železobetónových konštrukcií škod-

livými plynmi z atmosféry zmierniť.

Je to predovšetkým dokonalé zhut-

nenie betónu, dostatočné dávkova-

nie cementov s vysokým obsahom

CaO a používanie zhutňujúcich plas-

tifikačných prísad. Zo sekundárnej

ochrany betónu sa osvedčila apliká-

cia vhodných povrchových úprav. Tie-

to povrchové úpravy môžu byť na-

nášané ako omietky, nástreky alebo

ako nátery. Rozhodujúcou vlastnos-

ťou týchto povrchových úprav je ich

difúzny odpor. Zvlášť vhodné riešenie

pre tento účel predstavujú omietkovi-

ny, kde sa ako spojivo, alebo aspoň je-

ho časť, použili kopolymérne disper-

zie akrylátov.

V monografii V. Moskvina, F. Ivanova,

S. Alekseyeva a E. Guzeyeva [6] je ta-

belárne udaná pomerná hĺbka karbo-

natácie v závislosti od vodného súči-

niteľa (v/c) pri laboratórnom sledovaní

pôsobenia oxidu uhličitého s koncen-

tráciou 10 % obj. a relatívnej vlhkosti

vzduchu 75 %. Sledovanie bolo reali-

zované, pravdepodobne kvôli spoľahli-

vosti získaných výsledkov, v dvoch rôz-

nych výskumných ústavoch, v Moskve

a Charkove, pričom v obidvoch ústa-

voch sa použil rovnaký postup. Hĺbka

karbonatácie betónu s vodným súčini-

teľom 0,5 bola zvolená za základ, rov-

najúci sa 1. Poklesom v/c na hodno-

tu 0,4 poklesla aj pomerná hĺbka kar-

bonatácie na hodnotu 0,65 až 0,666.

Naopak, pri zvýšení vodného súčini-

teľa na hodnotu 0,6 vzrástla aj pomer-

ná hĺbka karbonatácie na 1,36 až 1,6.

Z činiteľov agresivity prostredia si au-

tori všímajú vplyvu teploty a súčasné-

ho vplyvu niekoľkých činiteľov. Pokle-

som teploty z 22 na -8 °C stupeň kar-

bonatácie bude podľa N. K. Rozenta-

la štyrikrát menší. Expozícou cemento-

vých mált v prístrešku poklesol stupeň

karbonatácie, pri porovnaní s expozí-

ciou v uzatvorenej miestnosti s relatív-

nou vlhkosťou 60 %, na hodnotu 0,45

a pri expozícii pod holým nebom až

na hodnotu 0,2.

Monografia M. Matoušeka a R. Dro-

chytku [7] obsahuje až tri grafické zá-

vislosti stupňa karbonatácie od re-

latívnej vlhkosti vzduchu, a to podľa

G. J. Verbecka z roka 1958, M. Vénua-

ta, J. Alexandrea z roka 1968 a podľa

M. Matoušeka z roka 1998. Tým autori

zdôrazňujú význam tohto činiteľa, kto-

rý, ako je vidno z tab. 3, je základom

súčasnej normovej klasifikácie ná-

poru oxidu uhličitého na železobe-

tónové konštrukcie. Závislosti sú vzá-

jomne porovnateľné. Podľa G. J. Ver-

becka sa maximálny stupeň karbo-

natácie dosahuje pri relatívnej vlhkos-

ti vzduchu približne 50 až 60 %, podľa

M. Vénuata a J. Alexandrea pri 50 %

a podľa M. Matoušeka pri približne 50

až 93 %. V monografii sú ďalej popí-

sané štyri etapy karbonatácie, spome-

nuté už vyššie. K rýchlosti karbonatá-

cie betónov pretepľovaných zvyčajným

spôsobom autori konštatujú, že karbo-

natácia a rýchlosť korózie oceľovej vý-

stuže je u týchto betónov, pri porovna-

ní s nepretepľovanými betónmi, väčšia.

Všímajú si tiež karbonatáciu betónov,

pripravených z hlinitanových cemen-

tov a koróziu ľahkých betónov, napr.

pórobetónu.

Pri vyšetrovaní karbonatácie betónu

sa pozornosť vo veľkej väčšine prípa-

dov zameriava najmä na pokles hod-

noty pH a s tým súvisiace nebez-

pečenstvo korózie oceľovej výstuže.

Ukázalo sa, že pre výskum má vý-

znam tzv. zrýchlená skúška kar-

bonatácie. K tomuto spôsobu sle-

dovania rýchlosti karbonatácie auto-

ri K. Hanečka a J. Jerga použili dvoji-

cu hermetických komôr s vnútorný-

mi rozmermi 700 × 700 × 1 500 mm

[15]. Zatiaľ čo vo vzduchu sa pohybu-

Tab. 1 Relatívna hĺbka karbonatácie v závislosti od obsahu cementu ❚ Tab. 1 Relative depth

of carbonation in dependence on cement content

Autori literárneho prameňaObsah cementu [kg/m3]

200 250 300 350 400 450 500

A . Meyer, H. I. Wierig, K. Husmann 1,8 1,4 1 0,85 0,7 0,6 0,5

M. Vénuat, J. Alexandre 1,32 - 1 0,49 0,42 - 0,34



je priemerná koncentrácia oxidu uh-

ličitého približne v rozmedzí 0,03 až

0,05 % objemových, v jednej herme-

tickej komore bola táto koncentrácia

zvýšená na cca 15 % obj. V druhej ko-

more boli uložené vzorky pri tých is-

tých teplotných a vlhkostných podmi-

enkach, avšak pri bežnej koncentrácii

CO2 v atmosfére.

Vhodnosť zrýchlených skúšok

na sledovanie zmeny fyzikálno-me-

chanických vlastností v dôsledku kar-

bonatácie, spomenutých v predchád-

zajúcom odseku [15], preukázal v ne-

skoršej práci J. Jerga [16]. Podľa toh-

to autora veľkosť zmeny objemovej

hmotnosti, pevností, deformačných

vlastností a zmrašťovania bola úmerná

obsahu cementu v čerstvej betónovej

zmesi. Zistený časový priebeh zmien

naznačil, že difúzia CO2 do betónu,

predovšetkým v počiatočných štá-

diách skúšok, je ovplyvnená prítom-

nosťou vody, uvoľnenej v procese kar-

bonatácie. Na druhej strane však tá-

to voda podporuje proces hydratácie,

zvlášť pri betóne tvrdnúcom bez oše-

trovania [15, 17], kde boli registrované

významné nárasty pevnosti. Pre ana-

lýzu rýchlosti nárastu zmien fyzikálno-

-mechanických vlastností sa osvedčil

parameter nazývaný polčas, vyjadruj-

úci časový údaj, pri ktorom sa dosiah-

ne polovica limitnej hodnoty prírast-

ku sledovanej veličiny. Napr. pri obje-

mových hmotnostiach sa jeho hodno-

ty (pri rôznych skladbách betónu) po-

hybovali v rozmedzí 18 až 72 dní [17],

polčas prírastkov zmrašťovania sa

pohyboval od 83 do 395 dní [18]. Zis-

tený bol relevantný vplyv karbonatá-

cie na nárast nielen pevnosti, ale aj

na pretvorenia pri vrcholovom napätí,

počiatočného dotyčnicového modulu

pružnosti, ale hlavne na tvar pracov-

ného diagramu [19]. Skarbonatované

skúšobné vzorky, v porovnaní s ne-

skarbonatovanými, vykazovali vyššie

súčinitele krehkosti a nižšie súčinitele

plasticity [19]. Nárast v dôsledku kar-

bonatácie celkovej pretvárnej ener-

gie zodpovedal nárastu pevností. Jed-

ným z výsledkov zmienených prác je

význam uváženia vplyvu karbonatácie

pri diagnostike exploatovaných kon-

štrukcií, ako aj pri hodnotení húževna-

tosti karbonatovaného betónu z hľa-

diska pohltenej energie, napr. pri betó-

nových konštrukciách s voľne rozptý-

leným oceľovým vláknom.

Pre ilustráciu poznamenávame, že

A. Pitoňák, M. Križma, T. Nürnbergero-

vá a P. Kalina [20] skúmali vlastnosti za-

ťažených aj nezaťažených vzoriek, vy-

robených z dvoch pevnostných tried

pórobetónu P2 a P4 v laboratóriu vo

vonkajšom prostredí, ale aj vo vyššie

zmienenej karbonatačnej komore. Pa-

rametre prostredí v dostatočnej miere

reprezentujú reálne podmienky, v kto-

rých môžu byť pórobetónové kon-

štrukcie používané. Hodnoty pracov-

ných charakteristík vzoriek, umiestne-

ných v laboratóriu, vykazujú najmenšiu

degradáciu. Výraznú odlišnosť na opak

predstavujú pracovné charakteristiky

vzoriek v prostredí oxidu uhličitého.

Najväčšie pretvorenia vykazovali vzor-

ky umiestnené v karbonatačnej komo-

re. Výrazné zhoršenie mechanických

vlastností pórobetónu vplyvom karbo-

natácie potvrdili aj pracovné diagramy

stanovené po ukončení dlhodobých

skúšok. Karbonatácia spôsobovala

výrazný rast pretvorení tak u zaťaže-

ných, ako aj nezaťažených vzoriek.

Po cca 68 dňoch došlo k zmierneniu

rastu pretvorení, z čoho možno usú-

diť, že samotná skarbonatovaná vrst-

va zabraňovala ďalšiemu prenikaniu

CO2 do vzorky. Po ukončení skúšky

po 104 dňoch pôsobenia zaťaženia sa

zistili hodnoty pretvorení výrazne vyš-

šie ako v prípade vzoriek nevystave-

ných pôsobeniu urýchlenej karbona-

tácie [21].

Činitele agresivity oxidu

uhličitého

Podľa M. Matoušeka a R. Drochytku [3]

použite časového kritéria pre škod-

livosť karbonatácie betónových kon-

štrukcií nie je možné. Spomínaní autori

zistili betón rozpadnutý karbonatá ciou

už po 35 rokoch expozície, častejšie

poruchy vplyvom karbonátacie pozoro-

vali až po 40 až 50 rokoch, a to najmä

u nedostatočne zhutnených betó-

nov v mestských veľkokuchyniach,

zle vetraných kinosálach a u budov

poškodených počas vojny. Identifiko-

vali však aj stavby, u ktorých ani po 80

rokoch expozície k výraznejšiemu po-

škodeniu oxidom uhličitým nedošlo.

Autori N. K. Rozental a Ch. Suasna-

bar [22] upozorňujú na značné nebez-

pečie súčasného pôsobenia oxidu

uhličitého a chloridov. Za týchto pod-

mienok korózia výstužnej ocele prebie-

ha zvlášť rýchlo, dokonca aj pri nízkych

koncentráciách chloridov. Podľa zmie-

nených autorov karbonatácia betónu,

ožiarovaného slnkom, prebieha dva-

krát rýchlejšie pri porovnaní s betónom

so zatieneným povrchom a desaťkrát

rýchlejšie oproti betónu, ktorý je izolo-

vaný od slnečného ohrevu a vystavený

prostrediu so zvýšenou vlhkosťou.

Súčasné pôsobenie chloridov a kar-

bonatácie betónu si všíma aj V. Živica

[23]. Karbonatácia betónu, ktorá pred-

chádzala expozícii chloridmi, sa preu-

kázala ako významný faktor, zvyšujú-

ci korózny stupeň oceľovej výstuže, pri

porovnaní s opačným postupom, kedy

najskôr na železobetón pôsobili chlo-

ridy a až potom bol vystavený účin-

ku oxidu uhličitého. Autor zintezívnenie

procesu korózie výstuže vysvetľuje po-

klesom alkality v pórovom roztoku be-

tónu karbonatáciou, vedúcemu k elek-

trochemicky aktívnemu stavu oceľo-

vej výstuže, ktorý je potom viac citlivý

pre nápor chloridmi. Toto zistenie má

praktický význam najmä pri používa-

ní chloridových solí na odstraňova-

nie ľadu a snehu z vozoviek a komu-

nikácií v zimnom období.

Činitele odolnosti

karbonatovaného betónu

Dôsledkami nedostatočného krytia

oceľovej výstuže betónom a vzni-

kom poškodenia koróziou sa zapodie-

val G. Ruffert [24]. Rýchlosť karbonatá-

cie betónu je podľa tohto autora v pr-

vom rade určená hrúbkou krycej vrstvy

výstuže betónom a hutnosťou betónu.

Zdôraznuje, že proces karbonatácie je

predovšetkým závislý od času, po kto-

rý je betón vystavený účinku atmosfé-

ry. Je pochopiteľné, že čas, za ktorý sa

všetky zásoby voľného Ca(OH)2 karbo-

natáciou spotrebujú, je spojený s obsa-

hom vo vode rozpustného oxidu vápe-

natého v cementovom slinku. Pokusy

ukázali, že prímes vysokopecnej tros-

ky a trasu znižuje obsah alkálií a alka-

litu betónu. Podobný účinok má podľa

G. Rufferta aj lietavý popolček. Trhliny

v krytí oceľovej výstuže karbonatáciu

betónu miestami podstatne urýchľu-

jú. Ako materiálovú bázu na ochra-

nu zvetraných železobetónových kon-

štrukcií odporúča impregnáciu betónu

pomocou vodného skla, impregnáciu

hydrofóbnymi látkami, napr. silikónmi

alebo organickými polymérmi na bá-

ze akrylátov.

Závislosť stupňa karbonatácie betó-

nu od obsahu cementu bola predme-

tom práce A. Quavi Alhaga a J. Bilčíka

[25]. Pri tomto laboratórnom zisťova-

ní sa použil portlandský cement s ob-

sahom 320, 400 a 480 kg/m3 betónu

a dve frakcie kameniva. Kocky s hra-

nou 200 mm boli exponované von-

ku v exteriéri krytého prístrešku v Bra-

tislave–Trnávke. Na stanovenie hĺbky



karbonatácie bol použitý acidobázický

indikátor, ktorý pri aplikácii na čerstvú

lomovú plochu betónu pri pH väčšom

ako 9 zmenil zafarbenie na červenú

farbu. Druh použitého indikátora v prá-

ci nie je uvedený. Po 20 rokoch expo-

zície u betónu s obsahom cementu

320 kg sa zistila priemerná hĺbka kar-

bonatácie 16,2 mm, pri betóne s ob-

sahom cementu 400 kg hĺbka karbo-

natácie poklesla na 13,2 mm a u be-

tónu s obsahom cementu 480 kg/m3

betónu sa stanovila, za rovnaký čas,

hrúbka skarbonatovanej vrstvy len

11,6 mm.

V monografii J. Bilčíka [26] je zobra-

zená grafická závislosť hĺbky karbona-

tácie betónu od triedy betónu. Podľa

tejto závislosti karbonatácia betónu

triedy C35/45 za päť rokov expozície

predstavuje približne 1 až 2 mm, zatiaľ

čo u betónu triedy C12/15 pri rovnakej

dĺžke expozície až 10 až 15 mm.

Laboratórnym zisťovanín vplyvu zhut-

nenia na sorbciu a karbonatáciu betónu

sa zaoberali T. Gonen a S. Yaziciog lu

[27]. Menovaní autori zistili maximál-

ny koeficient sorbcie a maximálnu kar-

bonatáciu pri použití nezhutňovaných

vzoriek. Minimálny sorbčný koeficient

a minimálna karbonatácia sa dosiah-

la pri použití vzoriek zhutňovaných vib-

ráciou.

Životnosť karbonatovaných

konštrukcií

Cieľom skúmania podľa výskumnej

správy Š. Slaničku, J. Mikušku, D. Frťa-

lovej a Ľ. Krajčiho [28] bolo získať hlav-

ne v regióne Bratislavy údaje o skutoč-

nom stave betónu a jeho oceľovej vý-

stuže najmä oceľových spojovacích

článkov montovaných panelových do-

mov.

Predmetom skúmania bol obvodo-

vý plášť a schodisková stena na prí-

zemí na Jašíkovej ulici č. 1 až 5. Od-

ber vzoriek sa uskutočňoval pomocou

elektrickej vŕtačky a elektrického kladi-

va. Skúmal sa stav korózneho napad-

nutia výstuže, hĺbka výstuže pod po-

vrchom betónu, profil výstuže a orien-

tačne sa zisťovali hodnoty pH betónu

roztokom fenolftaleinu, resp. pomo-

cou zmesného indikátora.

Predmetom skúmania bol rovnako

aj stav keramzitobetónu a výstuže

obytného domu v Bratislave na Mar-

tinčekovej ulici č. 8. Keramzitobetón

sa posudzoval pomocou chemického

rozboru, diferenčnej termickej analýzy,

rentgenovej difrakčnej fázovej analýzy,

stanovením celkovej pórovitosti, po-

mocou riadkovacej elektrónovej mik-

roskopie a stanovením síranov a chlo-

ridov v betóne. Najzávažnejším ziste-

ním bol veľmi nepravidelný charak-

ter karbonatácie keramzitobetónu.

Skarbonatované časti miestami dosa-

hovali až k výstuži, pričom v miestach

skarbonatovaného betónu sa nachád-

zala skorodovaná výstuž a naopak.

Nepravideľnosť karbonatácie bola tiež

spôsobená výskytom trhlín. Správa

obsahuje údaje o agresivite ovzdu-

šia na území Bratislavy a aplikáciu ma-

tematického vzorca pre výpočet hĺbky

karbonatácie, ktorý navrhol G. Ruffert.

Vzhľadom na uvedenú veľkú variabilitu

priebehu karbonatácie sa vyskytovali

na sledovaných vzorkách miesta s od-

lišným stupňom karbonatácie. Tiež po-

znamenávame, že prognóza ďalšieho

postupu karbonatácie, napr. kedy dô-

jde ku krajnému prípadu, tj. k strate sú-

držnosti a pevnosti betónu, je praktic-

ky neuskutočniteľná aj pre neexisten-

ciu nevyhnutných vstupných paramet-

rov. Tu je preto namieste ďalšie sledo-

vanie rozsahu poškodenia.

Autori L. J. Parrott a D. C. Killoh [29]

skúmali stupeň karbonatácie 36 rokov

starého železobetónového stĺpu z vnú-

tornej a vonkajšej strany. Z vnútornej

strany bol stĺp natretý niekoľkými vrst-

vami farby. Vzorky betónu boli odobe-

rané vŕtaním každých 5 mm hĺbky po-

tom, čo sa zistila poloha výstuže. Vý-

sledky diferenčnej termickej analýzy

(DTA) vzoriek odobratých z vnútornej

strany poukázali na to, že cementový

gél bol úplne karbonatovaný do hĺb-

ky 45 mm. Hydroxid vápenatý bol vo

vzorke z vnútornej strany prítomný

od hĺbky 25 mm s maximom v hĺbke

65 mm, z čoho vyplýva interval jeho

nárastu 40 mm. Vo vzorkách z vonkaj-

šej strany hydroxid vápenatý sa zistil

od hĺbky 30 mm do hĺbky asi 40 mm,

s intervalom jeho nárastu len 10 mm.

Fenolftaleinovou skúškou sa však hyd-

roxid vápenatý v betóne z vnútornej

strany zistil od hĺbky 26 mm a z von-

kajšej strany od hĺbky 38 mm. Na zá-

klade výsledkov fenolftaleinovej skúš-

ky by bolo možné usudzovať, že be-

tón z vonkajšej strany bol karbona-

tovaný do vyššieho stupňa, avšak vý-

sledky DTA ukázali závislosť opačnú.

V tejto súvislosti je treba uviesť, že ne-

možno uvažovať priamu závislosť vý-

sledkov termickej analýzy a fenolftaleí-

novej skúšky, aj keď nepriama súvis-

losť existuje.

Stanovením stupňa karbonatácie

panelových budov na Javorovej uli-

ci 28 a ulici A. Hlinku 63 v Piešťa-

noch je predmetom správy [30] I. Ja-

notku s kolektívom spolupracovníkov.

Dom na Javorovej ulici 28 bol posta-

vený v roku 1971 a dom na ulici An-

dreja Hlinku 63 v roku 1969. V prvej

teoretickej časti správy sa na zákla-

de štúdia zahraničných prác podrobne

hodnotia činitele agresivity prostredia

ako aj odolnosti betónu. Pri stanovení

stupňa degradácie samotného betó-

nu sa použila rentgenová fázová analý-

za, termická analýza, riadkovacia elek-

trónová mikroskopia, chemický roz-

bor a charakteristika pórovej štruktúry.

K stanoveniu pasivačných schopnos-

tí betónu vzhľadom k oceľovej výstu-

ži autor zvolil určenie rozloženia hod-

noty pH na čerstvom lome pomocou

sady štyroch indikátorov. Okrem toho

korózne charakteristiky oceľovej výstu-

že stanovil autor potenciodynamickou

metódou vo výluhoch z betónov. Au-

tor správy konštatuje, že doba zvlhčo-

vania betónovej konštrukcie rozhodu-

júcim spôsobom ovplyvňovala priebeh

karbonatácie. Preto zistená rýchlosť

karbonatácie v exteriéroch panelových

budov bola – pri porovnaní s interiérmi

budov – spravidla pomalšia. U abso-

lútnej väčšiny prešetrovaných skúšob-

ných vzoriek sa zistilo, že betón sa na-

chádzal v III. až IV. etape karbonatácie

s hĺbkou karbonatácie 20 až 30 mm,

pričom takýto betón už nebol schop-

ný zaistiť pasívny stav oceľovej výstu-

že. Celkovo autor uzatvára, že stupeň

karbonatácie betónu panelovej budo-

vy na Javorovej ulici 28 bol, pri porov-

naní s budovou na ulici Andreja Hlinku

63, nižšieho stupňa.

Spomínané členenie karbonatácie

na štyri etapy podľa M. Matoušeka

a R. Drochytku [3] použili aj I. Janotka

a Ľ. Krajči vo svojej práci [31], keď skú-

mali stupeň karbonatácie vonkajšieho

plášťa betónových panelových budov

v Bratislave a Žiline. Stav betónu zisťo-

vali na vývrtoch priemeru 100 mm, kto-

ré boli realizované až do hĺbky 150 mm.

K stanoveniu stupňa karbonatácie be-

tónu aplikovali metódy fyzikálno-che-

mické, chemické, stanovenie pórovej

štruktúry a alkality betónu. Pasivačné

vlastnosti betónu vzhľadom k oceľovej

výstuži posudzovali na výluhoch z be-

tónu. K predpovedi stupňa karbonatá-

cie betónu v budúcnosti aplikovali ma-

tematický vzorec, podľa ktorého hĺbka

karbonatácie závisí na druhej odmoc-

nine z času expozície betónu. Z pub-

likovaných výsledkov vyplýva, že be-

tón panelového domu v Bratislave sa



nachádzal v II. etape karbonatácie,

pričom tento betón vykazoval vzhľa-

dom k oceľovej výstuži ešte pasivujúce

vlastnosti. Indikátorová skúška na čer-

stvej lomovej ploche betónu preukáza-

la, že betón domu v Bratislave bol úpl-

ne neskarbonatovaný od povrchu až

po hĺbku 50 mm; teda po celom prie-

reze skúšobnej vzorky bolo pH väčšie

ako 11,5. Naproti tomu betón domu

v Žiline bol karbonatovaný už do vyš-

šej III. etapy s tým, že už nebol schop-

ný pasivovať oceľovú výstuž. Ten-

to betón preukázal vysokú pasivačnú

schopnosť v hĺbke 36 mm a viac. Úpl-

ne nedostatočné pasivačné vlastnos-

ti sa prejavili v povrchovej vrstve be-

tónu do hĺbky 14 mm. Inými slovami

– do hĺbky 14 mm bol už betón silno

skarbonatovaný.

Súvislosť medzi hodnotou pH be-

tónu, stupňom karbonatácie, hodno-

tou pH výluhu a koróznym stavom

oceľovej výstuže predstavuje práca

[32]. Autori I. Janotka a Ľ. Krajči skú-

mali v tomto prípade betón panelo-

vej budovy po 35 rokoch expozície.

Na určenie hodnoty pH betónu použi-

li štyri druhy acidobázických indikáto-

rov: nitramín, thymolptalein, fenolftalein

a m-nitrofenol, a k určeniu korózneho

stavu oceľovej výstuže výluhy z betónu

a potenciodynamickú metódu. Na zá-

klade ich zistení nekarbonatovaný be-

tón vykazuje hodnotu pH väčšiu ako

11,5 s hodnotou pH výluhu väčšou ako

asi 11,7, pričom za týchto podmienok

sa oceľ nachádza v pasívnom stave.

Nestabilný pasívny stav oceľovej vý-

stuže odpovedá pH betónu v rozsahu

9 až 11,5, s hodnotou pH výluhu 11 až

11,7, pričom takýto betón sa nachád-

za v I. ale najmä II. etape karbonatácie.

Aktívny korózny stav oceľovej výstu-

že zistili pri pH betónu vyššom ako 8

do približne pH = 9, s hodnotou pH vý-

luhu menšou ako 11, čo odpovedá až

III. etape karbonatácie a pri pH betónu

nižšom ako 8, čo odpovedá IV. etape

karbonatácie.

V monografii J. Bilčíka [26], ktorá sa

zaoberá životnosťou betónových kon-

štrukcií, sa v úvode podčiarkuje, že

v prípade železobetónových konštruk-

cií ide o priemyselné výrobky s najdlh-

šou požadovanou životnosťou. Pred-

pokladaná doba životnosti železobe-

tónových konštrukcií dosahuje v prípa-

de mostov 100 rokov a u podzemných

objektov 120 rokov.

Problém životnosti však nadobúda

nové dimenzie u železobetónových

konštrukcií jadrovej energetiky. Tu sa

uvažuje, že kontaminovaný mate-

riál – rádioaktívny odpad – mu-

sí byť v ochrannom uložení do 4.

až 5. tisícročia. V monografii je re-

produkovaná grafická závislosť medzi

koncen tráciou oxidu uhličitého a hod-

notou pH v závislosti od hĺbky od po-

vrchu betónu podľa P. Schiessella.

Podľa tejto grafickej závislosti hodnota

pH betónu, ktorý ešte nezačal kar-

bonatovať, dosahuje hodnoty 12,6,

a po úplnej karbonatácii poklesne

na pH = 8,3. Na základe vzorca, na-

vrhnutého P. Schiessellom, je v tejto

monografii rozpracovaný výpočet hĺb-

ky karbonatácie stanovením difúznej

konštanty. Práca obsahuje aj grafickú

závislosť predpokladaného postupu

karbonatácie betónov s rôznou hod-

notou plynopriepustnosti a postup vý-

počtu hĺbky karbonatácie v prípade

výskytu trhlín.

Rýchlosťou karbonatácie betónu

mostných konštrukcií na základe úda-

jov získaných štatistickým spracovaním

sa zaoberajú autori M. G. Alexander,

J. R. Mackechnie a W. Yam [33]. Me-

novaní autori celkovo skúmali 92 most-

ných konštrukcií v troch lokalitách Juž-

nej Afriky, na Cape Peninsula, v Durba-

nu a Johannesburgu. Doba exploatá-

cia mostov sa pohybovala od 11 do 76

rokov. Jednotlivé lokality sú charakteri-

zované pomocou priemernej relatívnej

vlhkosti vzduchu vo vlhkom ročnom

období (mesiace apríl, máj, jún, júl, au-

gust a september) a suchom ročnom

období (mesiace október, november,

december, január, február a marec).

Najväčšia rýchlosť karbonatácie, a to

0,7 mm/rok, bola zistená v klimatic-

kom pásme Johannesburgu s najmen-

šou priemernou relatívnou vlhkosťou

– vo vlhkom období 68 % a suchom

51 %. Najmenšia rýchlosť karbonatá-

cie – 0,3 mm/rok – sa stanovila v loka-

lite Cape Peninsula s vyššou priemer-

nou relatívnou vlhkosťou vzduchu, a to

vo vlhkom ročnom období 78 % a su-

chom 71 %. Tieto údaje sú v súlade

s poznatkami o vplyve vlhkosti prostre-

dia na karbonatáciu.

NORMOVANIE NÁPORU

OXIDU UHLIČITÉHO

NA ŽELEZOBETÓNOVÉ

KONŠTRUKCIE

Tab. 2 obsahuje druhy a stupne vply-

vu vonkajšieho prostredia podľa v sú-

časnosti platnej STN EN 206-1 [8].

Podľa nej je vonkajšie prostredie roz-

delené na šesť druhov. Nie vo všet-

kých prípadoch je stupeň vplyvu pro-

stredia z hľadiska intenzity náporu roz-

delený do troch stupňov tak, ako to-

mu bolo doteraz v dobe platnosti pred-

chádzajúcej, v súčasnosti už neplatnej

ČSN 73 1215:1983. Najmenší počet

stupňov agresivity je jeden (pri prostredí

bez nebezpečenstva korózie alebo na-

rušenia) a najvyšší štyri (pri korózii spô-

sobenej karbonatáciou a korózii strie-

davým pôsobením mrazu a rozmrazo-

vania s rozmrazovacími prostriedkami

alebo bez nich). Ako je v tab. 2 vyslo-

vene uvedené, klasifikácia stupňov

agresivity pre karbonatáciu a pôso-

benie chloridov sa týka len agresivi-

ty vzhľadom k oceľovej výstuži a nie

vzhľadom k nevystuženému (prosté-

mu) betónu.

Z tab. 2 vyplýva, že vymedzenie

agresivity prostredia pre koróziu vply-

vom karbonatácie je dané len cha-

rakterom prostredia z hľadiska stup-

ňa vlhkosti vzduchu a striedania

vlhkosti. Podľa STN EN 206-1 [8]

naj pomalšie karbonatujú betóny buď

stále suché alebo stále mokré, naj-

rýchlejšie betóny striedavo mokré

a suché.

Tu poznamenávame, že norma ČSN

73 1215:1983 vymedzovala dve koncen-

tračné hranice obsahu oxidu uhličitého

(do 2 000 mg/m3 a nad 2 000 mg/m3)

a tri rozsahy relatívnej vlhkosti vzduchu

(do 60 %, 60 až 75 % a nad 75 %).

Podľa ČSN 73 1215:1983 sa klasifi-

koval účinok oxidu uhličitého nielen

na železový a predpätý betón, ale aj

na prostý betón.

Stupne vplyvu prostredia pre koró-

Tab. 2 Druhy a stupne vplyvu vonkajšieho prostredia podľa STN EN 206–1 ❚ Tab. 2 Types

and influence steps of environment according to STN EN 206-1

Popis prostredia Označenie stupňa

1 Bez nebezpečenstva korózie alebo porušenia X0

2 Korózia výstuže vplyvom karbonatácie XC1, XC2, XC3, XC4

3 Korózia výstuže vplyvom chloridov, nie však z morskej vody XD1, XD2, XD3

4 Korózia výstuže vplyvom chloridov z morskej vody XS1, XS2, XS3

5Korózia betónu – striedavé pôsobenie mrazu a rozmrazovania s rozmrazovacími

prostriedkami alebo bez nichXF1, XF2, XF3, XF4

6 Korózia betónu vplyvom chemického pôsobenia XA1, XA2, XA3



ziu oceľovej výstuže vplyvom karbo-

natácie podľa Zmeny 1 STN EN 206-1

obsahuje aj tab. 3 [8, 34]. V poznám-

ke ku klasifikácii sa upresňuje, že vlh-

kostné podmienky sa vzťahujú na si-

tuáciu vnútri krycej vrstvy výstuže

alebo iných zabudovaných kovových

prvkov, ale v mnohých prípadoch sa

môžu podmienky v krycej vrstve pova-

žovať za rovnaké ako v okolitom pro-

stredí. V takýchto prípadoch sa môže

stanoviť vplyv podľa okolitého prostre-

dia, nie však vtedy, ak je betón odde-

lený od okolitého prostredia (napr. izo-

lačnou vrstvou).

Zmena 1 STN EN 206-1 [34] obsahu-

je aj nasledujúce informatívne delenie

prostredia podľa priemernej relatív-

nej vlhkosti vzduchu:

veľmi nízka ≤ 30 %•

nízka 30 % až 60 %•

stredná 60 % až 85 %•

vysoká ≥ 85 %.•

NAVRHOVANIE BETÓNU

VYSTAVENÉHO ÚČINKOM

KARBONATÁCIE

Podľa normy STN EN 206-1 [8] sú po-

žiadavky na odolnosť betónu aj proti

vplyvu karbonatácie dané:

medznými hodnotami pre zloženie •

betónu a stanovenými vlastnosťami

betónu,

môžu byť odvodené z návrhu zlože-•

nia betónu s požadovanou vlastnos-

ťou, zohľadňujúcou požiadavky na tr-

vanlivosť.

V tab. 4 je na základe tabuľky F.1 STN

EN 206-1 [8] pre jednotlivé stupne kar-

bonatácie reprodukovaný maximálne

prípustný vodný súčiniteľ betónu, jeho

minimálna pevnostná trieda a minimál-

ny obsah cementu pri navrhovaní be-

tónu medznými hodnotami.

Pokiaľ sa týka použitia jednotlivých

druhov cementov, podľa [34] pre všet-

ky štyri stupne karbonatácie sú prí-

pustné len nasledujúce druhy cemen-

tov podľa STN EN 197-1 [35]:

CEM I – portlandský cement,•

CEM II/A, B – S – portlandský trosko-•

vý cement,

CEM II/A – D – portlandský cement •

s kremičitým úletom,

CEM II/A, B – P, Q – portlandský pu-•

zolánový cement,

CEM II/A, B – V – portlandský popol-•

čekový cement.

Všetky druhy cementov, špecifi-

kované v norme [35], sú podľa STN

EN 206-1/Z1 [34] prípustné len pre stu-

peň vplyvu prostredia XC2 – prostredie

mokré, občas suché.

Pokiaľ sa týka ďalších činiteľov pri-

márnej ochrany oceľovej výstuže pro-

ti korózii karbonatáciou – najmä zais-

tenia dostatočného krytia betónom –

tu odkazujeme na článok v Geotech-

nike 1/2000 [10]. Vhodná sekundárna

ochrana betónových konštrukcií pro-

ti účinkom karbonatácie je spomenutá

vyššie pri komentovaní práce M. Ma-

toušeka [14] a G. Rufferta [24]. Vše-

obecný prehľad o používanej sekun-

dárnej ochrane betónu bol publikova-

ný [10].

ZÁVER

Karbonatáciou betónu označujeme

vzájomné pôsobenie cementového ka-

meňa a plynného oxidu uhličitého, kto-

ré vedie ku zníženiu alkality kvapal-

nej fáze betónu. Pokles alkality betó-

nu je príčinou zvýšenej rýchlosti korózie

oceľovej výstuže. Zhoršujú sa tiež me-

chanické a fyzikálno-mechanické vlast-

nosti betónu, čo je spojené s postu-

pujúcou degradáciou betónu účinkom

karbonatácie. V samotnom betóne sa

to prejavuje zmenou štruktúry, resp. fá-

zového zloženia betónu.

Z činiteľov agresivity prostredia kar-

bonatácia betónu je najviac ovplyvňo-

vaná vlhkosťou vzduchu, pričom vo

všeobecnosti so zvyšujúcou sa vlh-

kosťou rýchlosť karbonatácie klesá.

Najrýchlejšie karbonatujú betóny vy-

stavené striedavému pôsobeniu su-

chého a vlhkého vzduchu.

Korózii karbonatáciou predchádza-

me navrhovaním betónu vyššej triedy,

s nižším vodným súčiteľom a vyšším

obsahom cementu. Ako účinná sekun-

dárna protikorózna ochrana sa osved-

čili polymércementové nátery s obsa-

hom akrylátových kopolymérov.

Príspevok bol vypracovaný za čiastočnej

podpory Slovenskej grantovej agentúry VEGA

(číslo grantu VEGA:2/0053/11).

Text článku byl posouzen odbornými lektory.

Ing. Ivan Janotka, CSc.

TSUS, n. o.

Studená 3, 821 04 Bratislava

tel.: +421 249 228 263


RNDr. Ľudovít Krajči, PhD.

ÚSTARCH SAV

Dúbravská cesta 9

845 03 Bratislava 45

tel .: +421 259 309 262


Ing. Antonín Špaček, CSc.

Bagarova 14, 841 01 Bratislava

tel.: +421 264 281 041

mob.: +421 915 538 341

e-mail: +421918696124@

orangemail.sk

Tab. 3 Vymedzenie vplyvu prostredia na koróziu výstuže karbonatáciou podľa Zmeny 1

STN EN 206-1 ❚ Tab. 3 Determination of environment influence on the steel reinforcement

corrosion according to Change 1 STN EN 206-1

Označenie

stupňa

Popis

prostrediaPríklady výskytu stupňa vplyvu prostredia

XC1suché alebo

stále mokré

betón vnútri budov s nízkou vlhkosťou vzduchu;

betón trvale ponorený vo vode;

XC2mokré,

občas suché

povrch betónu vystavený dlhodobému pôsobeniu vody alebo vysokej vlhkosti vzduchu;

časti vodných nádrží;

väčšina základových prvkov budov;

vnútorné priestory s vysokou vlhkosťou vzduchu (napr. kuchyne na hromadné

stravovanie, kúpeľne, veľké práčovne, priestory krytých bazénov a maštalí)

XC3stredne mokré,

vlhké

betón vnútri budov so strednou vlhkosťou vzduchu;

vonkajší betón chránený proti dažďu;

časti stavieb, ku ktorým má často ale stále prístup vonkajší vzduch (napr. otvorené haly)

XC4striedavo mokré

a suché

povrchy betónov v styku s vodou, ktoré nie sú zahrnuté v stupni vplyvu

prostredia XC2 a XC3;

časti stavieb priamo vystavené zrážkam alebo vlhkosti

Tab. 4 Odporúčané medzné hodnoty pre zloženie a vlastnosti betónu podľa STN EN 206-1

pri korózii karbonatáciou ❚ Tab. 4 Recommended limits values for composition and properties

of concrete according to STN EN 206-1 in the case of corrosion by carbonation

Stupeň karbonatácie

XC1 XC2 XC3 XC4

Maximálny vodný súčiniteľ 0,65 0,60 0,55 0,50

Minimálna pevnostná trieda C20/25 C25/30 C30/37 C30/37

Minimálny obsah cementu [kg/m3] 260 280 280 300



Literatúra:[1] Matoušek M.: Vliv vzdušného kysličníku

uhličitého na betonové konstrukce. In: Životnost nosných konstrukcí beto-nových staveb a panelových domů, s. 89–92. ČVTS, Brno, 1975

[2] Králová H., Teplý B.: Časový profil oxidu uhličitého a jeho vliv na trvanlivost žele-zobetonových konstrukcí. Beton TKS 4/2002, s. 43–44

[3] Matoušek M., Drochytka R.: Vliv oxidu uhličitého a siřičitého na životnost beto-nu, Stavivo 1985, č. 10, s. 394–398

[4] Ściślewski Z.: Korozja i ochrona zbroje-nia. Arkady, Warszawa 1972

[5] Bilčík J.: Predpovedanie životnosti železobetónových konštrukcií. STU v Bratislave, 1997

[6] Moskvin V., Ivanov F., Alekseyev S., Guzeyev E.: Concrete and reinforced concrete deterioration and protection. Mir Publisher, Moscow 1983

[7] Matoušek M., Drochytka R.: Atmosférická koroze betonů. IKAS, Praha 1998

[8] STN EN 206-1: 2002 Betón. Časť 1: Špecifikácia, vlastnosti, výroba a zhoda

[9] Alexejev S. N., Rozentaľ N. K.: Korrozionnaja stojkosť železobetonnych konstrukcij v agressivnoj promyšlennoj srede, Strojizdat, Moskva 1976

[10] Špaček A.: Primární protikorozní ochra-na betonářské a předpínací výztuže, Geotechnika 2000, č. 1, s. 15–17

[11] Alexejev S. N., Rozental N. K., Katajev I. G.: Izučenije korroziji stali v betone pogružennom v raztvor elekt-rolyta, In: Zaščita ot korrozii stroiteľnych konstrukcij i povyšenije ich dolgoveč-nosti, Strojizdat, Moskva 1969

[12] Alexejev S. N.: Prognozirovanie sochran-nosti železobetonnych konstrukcij. In: Ochrana stavebného diela pred koró-ziou, s. 56-59, DT ČSVTS, Bratislava 1978

[13] Matoušek M.: Vliv složení cementu na korozi způsobenou atmosférickými vlivy, Koroze železobetonových kon-strukcí škodlivými plyny z atmosféry, In: Životnost betonových konstrukcí, s. 48, DT ČSVTS Brno 1981

[14] Matoušek M.: Koroze železobetonových konstrukcí škodlivými plyny z atmosféry, In: Životnost betonových konstrukcí, s. 46–47, DT ČSVTS Brno 1981

[15] Hanečka K., Jerga J.: The influence of carbonatization on deformation pro-perties of bad cured concrete, Building Research Journal 1999, Vol. 47, No. 4, pp. 287–300

[16] Jerga J.: Physico-mechanical properties of carbonated concrete. Construction and Building Materials 2004, Vol. 18, pp. 645–652

[17] Jerga J., Hanečka K.: Influence of carbonatization on density and com-pressive strength of concrete, Building Research Journal 2001, Vol. 49, No. 1, pp. 59–68

[18] Jerga J.: Influence of carbonatization on shrinkage of concrete. Building Research Journal 2002, Vol. 50, No. 1, pp. 1–6

[19] Jerga J., Hanečka K.: Deformation pro-perties of carbonated concrete. Building Research Journal 2000, Vol. 48, No. 4, pp. 237–244

[20] Pitoňák A., Križma M., Nürnbergerová T., Kalina P.: Dlhodobé pretvorenia pórobe-

tónu, In: Zb. konf. Betonárske dni 2004, Bratislava SvF STU, 2004, s.125–130

[21] Križma M., Nürnbergerová T., Valášek J.: Rheological deformations of aerated concrete components, In: Proc. of the 4th Inter. Conf. on Concrete and Concrete Structures, Žilina, 2005, pp.190–197

[22] Rozentaľ N. K., Suasnabar Ch.: Karbonizacia betona v usloviach tropi-českogo klimata, Beton i železobeton 1986, č. 7, s. 11–13

[23] Živica V.: Corrosion of reinforcement induced by environment containig chlo-ride and carbon dioxide, In: Proc. of the 3rd Czech/Slovak Symp. on Theoretical and Experimental Research in Structural Engineering, Černice Castle 2004, pp.161–165

[24] Ruffert G.: Auswirkung von Mangeln in der Betondeckung auf das Auftreten von Korrosionsschäden, Strassen- und Tiefbau 1988, č. 7–8, s. 16–20

[25] Alhag A. Qawi, Bilčík J.: Karbonatácia betónu ako náhodná veličina. In: Zb. konf. Betonárske dni 1998, s. 264–269, Kat. bet. konštr. a mostov, SvF STU Bratislava, SKSI, ZSPS, TZS, 1998

[26] Bilčík J.: Obnova panelových budov. Komplexné riešenie konštrukčných, technologických, hygienických a energe-tických problémov. 2. Životnosť a trvanli-vosť. STU v Bratislave, 2007

[27] Tahir Gonen, Salih Yazicioglu: The influence of compaction pores on sorptivity and carbonation of concrete, Construction and Building Materials 2007, Vol. 21, pp. 1040–1045

[28] Slanička Š., Mikuška J., Frťalová D., Krajči Ľ.: Previerka fyzického stavu statických komponentov panelových bytových domov postavených v rokoch 1960–1965, Záverečná správa pre ŠPTÚ v Bratislave, VÚIS v Bratislave, 1988

[29] Parrott L. J., Killoh D. C.: Carbonation in 36 year old in-situ concrete, Cement and Concrete Research 1989, Vol. 19, pp. 649–656

[30] Janotka I.: Správa z riešenia úlohy „Stanovenie degradácie stavebných konštrukcií karbonatáciou objektivizova-nými fyzikálno-mechanickými vlastnosťa-mi betónových konštrukcií“, ÚSTARCH SAV v Bratislave. Bratislava, 1994

[31] Janotka I., Krajči Ľ.: Concrete deterio-ration determined by four stages of carbonation, In: Proc. of the 13th FIP Congress on Challenges for Concrete in the Next Millennium, Amsterdam, The Netherlands, 23–29 May 1998, pp.1051–1054

[32] Krajči Ľ., Janotka I.: Measurement tech-niques for rapid assessment of carbo-nation in concrete, ACI Materials Journal 2000, Vol. 97, pp. 168–171

[33] Alexander M. G., Mackechnie J. R., Yam W.: Carbonation of concrete bridge structures in three South African locali-ties. Cement and Concrete Composites 2007, Vol. 29, pp. 750–759

[34] STN EN 206-1/Z1: 2004 Betón. Časť 1: Špecifikácia, vlastnosti, výroba a zhoda, Zmena 1 (norma je v súčasnosti už neplatná)

[35] STN EN 197-1:2002 Cement. Zloženie, akostné požiadavky a kritériá pre stano-venie zhody, Časť l: Cementy pre všeo-becné použitie

JUNIORSTAV 2011



Začátkem února proběhla na Stavební fakultě VUT v Br-

ně již 13. Odborná konference doktorského studia známá

pod názvem „Juniorstav“.

Konferenci zahájil děkan fakulty stavební Prof. Ing. Ros-

tislav Drochytka, CSc., který ve svém úvodním slovu zdů-

raznil, že hlavním cílem konference je umožnit prezenta-

ci výsledků výzkumné práce mladým a perspektivním vě-

deckým pracovníkům a naučit je tak kvalitně prezentovat

své názory a výsledky.

Odborný garant letošního ročníku konference

Doc. Ing. Jana Korytárová, Ph.D., vedoucí Ústavu sta-

vební ekonomiky a řízení FAST VUT v Brně, ve svém vy-

stoupení uvedla, že tato odborná konference doktorské-

ho studia se již stala tradiční příležitostí pro setkávání

a prezentace odborných prací studentů doktorského stu-

dia z domácích i zahraničních univerzit a vysokých škol.

V letošním roce byla konference rozdělena do osmi

hlavních odborných sekcí:

Pozemní stavitelství a architektura•

Konstrukce a dopravní stavby•

Vodní hospodářství a vodní stavby•

Fyzikální a materiálové inženýrství•

Management stavebnictví•

Geodézie a kartografie•

Soudní inženýrství•

Udržitelná výstavba budov •

a udržitelný rozvoj sídel

Některé z vyjmenovaných hlavních sekcí byly dále dě-

leny podle specifických odborných zaměření, takže cel-

kově jednání konference proběhlo v dvaceti jedné dílčí

sekci. (Pro srovnání: prvního zahajovacího ročníku v roce

1999 se účastnilo jen dvacet šest doktorandů.)

Na závěr jednání konference byly v každé sekci vyhod-

noceny tři nejlépe připravené a přednesené přednášky.

Na ty, které se nějakým způsobem dotýkají betonu, vás

chceme v následujícím textu upozornit (1. část).

KONSTRUKCE A DOPRAVNÍ STAVBY

Konstrukce betonové a zděné

Membránová střešní konstrukce z předpjatého betonu

Příspěvek se zabýval návrhem inovativní membránové střeš-

ní konstrukce z předpjatého betonu (obr. 1). V úvodu by-

la stručně popsána funkce předpětí betonové membrá-

ny. Stěžejní část příspěvku byla věnována návrhu geomet-

rie konstrukce, která má zásadní vliv na její statické půso-

bení. Vhodnou geometrií bylo nutné zajistit maximální mož-

nou podobnost vertikálních reakcí příčných nosných kabelů

na hlavní nosný kabel a horizontálních reakcí na parabolic-

ký oblouk. Následoval komentář tvaru použitých prefabriko-

vaných panelů a lanových systémů střešní konstrukce, které

jsou rozděleny na nosný a předpínací.

Půdorys konstrukce řešené v příspěvku je ohraničen dvě-

ma vůči sobě symetrickými parabolickými oblouky. Zastře-

šení je realizováno pouze ve středové části. Hlavním nosným

prvkem střešní membrány je nosný kabel ve tvaru parabo-

ly, do kterého jsou ukotveny na něj kolmé příčné kabely ne-

soucí střešní plášť. Přes ukloněné pylony po obou stranách

je kabel ukotven v koncích oblouku. Střešní plášť se skládá

z prefabrikovaných panelů.

Základní půdorysné rozměry konstrukce jsou 165,6 x 73 m.

V sedle je konstrukce vysoká 20 m a pylon má výšku 28,7 m.

Výpočet je proveden ve výpočetním systému ANSYS. Ve vý-

počtu jsou zohledněny fáze výstavby konstrukce.

Na závěr příspěvku byla uvedena základní vyhodnocení

a komentovány výsledky, které charakterizují danou fázi vý-

počtu a dokazují správnost návrhu geometrie konstrukce

a napětí v lanovém systému.

Ing. Leonard Šopík, Ústav betonových a zděných konstrukcí

FAST VUT v Brně, [email protected]

Analýza vyľahčených železobetónových dosiek

Príspevok sa zaoberal analýzou vyľahčených železobetóno-

vých dosiek systémov Bubbledeck, Cobiax a U-boot, ako aj

ich vzájomných porovnaním a porovnaním s plnou železobe-

tónovou doskou.

Úvodná časť bola venovaná opisu princípu vyľahčenia

a systémom vyľahčených dosiek analyzovaných v príspe-

vku. Ďalej bolo postupne opísané riešenie teoretickej, expe-

rimentálnej a numerickej analýzy a porovnanie ich výsled-

kov. V teoretickej analýze bol opísaný zjednodušený postup

stanovenia ohybovej odolnosti na základe STN EN 1992.

V experimentálnej analýze bol opísaný experiment vykona-

ný na vzorkách systému U-boot na ohybovú odolnosť. Nu-

merická analýza opisuje postup vytvorenia modelu z koneč-

ných prvkov v systéme ANSYS, taktiež opisuje použitie ne-

lineárnych modelov materiálov. Okrem samotného mode-

lu systému U-boot sú pre porovnanie vytvorené aj modely

systému Cobiax resp. Bubbledeck a plnej dosky. Bolo uve-

dené aj porovnanie jednotlivých modelov ako aj porovnanie

experimentu a numerickej analýzy vo forme grafov. Pozor-

nosť bola venovaná šmykovej odolnosti vyľahčených dosiek

bez šmykovej výstuže. Boli uvedené zjednodušené postupy

výpočtu šmykovej odolnosti a to podľa STN EN 1992, podľa

odporúčaní výrobcov ako aj podľa teórie oslabenia šmyko-

vej plochy s prihliadnutím na STN EN 1992, ktorej bola v prí-

spevku venovaná väčšia časť. Taktiež boli opísané nelineár-

ne numerické modely z konečných prvkov jednotlivých sys-Obr. 1 Schéma konstrukce

1



témov a plnej dosky a ich vzájomné porovnanie ako aj po-

rovnanie so zjednodušenými metódami.

Odolnosť v pretlačení pri bodovom podopretí bola opísaná

podobne ako v predchádzajúcich zposoboch namahania,

boli uvedené zjednodušené metódy pre výpočet, ďalej bola

opísaná vykonaná experimentálna skúška ako aj numerická

analýza jednotlivých systémov a plnej dosky. Na záver boli

všetky výsledky prezentované vo forme grafu.

Záverom bola venovaná pozornosť diskuzii o vhodnosti

použitia jednotlivých prístupov k návrhu vyľahčených dosi-

ek a niečo málo ku globálnemu súčiniteľu spoľahlivosti kon-

štrukcie.

Ing. Štefan Vörös, Katedra betónových konštrukcií a mostov

Stavebnej fakulty STU v Bratislave, [email protected]

Analýza kotevní oblasti prvků předpjatých FRP výztuží

Chceme-li kotvit předpjatou FRP výztuž za pomoci stan-

dardních kotevních kuželíků s vroubkovaným povrchem,

vznikne v kotvené výztuži současně výrazné příčné stlače-

ní, podélný smyk a osový tah. Tuto kombinaci vznikajících

sil nelze FRP výztuží bezpečně přenést, a proto celá řada

výrobců modifikovala (případně zcela vyvinula) vlastní sys-

tém kotvení těchto výztuží. U většiny variant používaných

kotevních prvků se ovšem jedná o použití kovových prvků

v systému, který byl primárně navržen bez ocelových částí.

Z tohoto důvodu bylo na Fakultě stavební VUT v Brně při-

kročeno k vývoji vlastního kotevního prvku, jenž by umožnil

účinně vnést předpínací sílu do prvku a přitom neobsaho-

val žádné kovové části.

Základním funkčním principem nově vyvinutého kotevního

systému je vytvoření dodatečné roznášecí plochy v kotevní

oblasti výztuže, jenž umožňuje přenos předpínací síly z vý-

ztuže do okolního betonu na výrazně kratší vzdálenosti než

při kotvení soudržností. Tato plocha je vytvořena nalepením

jednoho nebo více válečků (tvořených ze speciální zálivky

vyztužené vlákny) většího průměru na výztuž. Průměr váleč-

ku i jeho délka jsou variabilní.

Problematika návrhu a posouzení kotevní oblasti jsou důle-

žité především z hlediska popisu závislosti vnášené předpí-

nací síly na posunu kotvené výztuže a vyčíslení ztrát ve vý-

ztuži při jejím kotvení. Hlavní přenos sil probíhá v oblasti hlav

jednotlivých kotev, které tvoří „elastické zarážky“ prutu v be-

tonu a působí jako pružiny opřené v hlavě o okolní beton.

Působení kotevní oblasti lze proto popsat pomocí tuhost-

ních parametrů jednotlivých komponent (systém sériově řa-

zených pružin), které se společně podílí na přenosu kotvené

síly do okolního betonu. Při vnášení předpětí jsou postup-

ně aktivovány jednotlivé pružiny a každá z nich odebírá sí-

lu úměrnou její aktuální tuhosti. Síla přenášená jednou kot-

vou je dána součtem sil, které přenese čelní strana lepených

kotev v tlaku, a sil, které přenese tření mezi pláštěm kotvy

a okolním betonem, případně tření mezi výztuží a okolním

betonem a tah vznikající v rubu kotvy mezi betonem a ko-

tevním prvkem.

Díky použitému způsobu řešení je možno přidávat dal-

ší prvky do kotevního systému (či upravovat parametry stá-

vajících), aniž by se výrazně měnil postup výpočtu. Výsled-

né rovnice popisují závislost přenášené síly na posunu (pře-

tvoření) jednotlivých míst kotevní oblasti, z čehož lze odvo-

dit velikost ztráty v předpínané výztuži. Opakovaným řeše-

ním této soustavy rovnic vzniká pracovní diagram kotevní

oblasti.

V příspěvku byly uvedeny možnosti řešení kotevní oblasti

jak bez vlivu okrajových podmínek, tak i v situaci, kdy je ko-

tevní oblast blízko povrchu a jeho vliv již nelze zanedbat.

Ing. František Girgle, Ústav betonových a zděných konstrukcí


Konstrukce kovové, dřevěné a kompozitní

Numerická analýza tlačeného ocelobetonového prutu

tvořeného částečně obetonovaným H-průřezem

Pro zjištění skutečného působení a mezní únosnosti prutů při

vzpěrném tlaku, byla na Ústavu kovových a dřevěných kon-

strukcí FAST VUT v Brně realizována řada experimentálních

testů. Testy byly prováděny na dvou typech ocelobetonových

průřezů. První skupina je tvořena válcovanými profily a druhá

svařovanými H-profily. Na základě provedených studií byly vy-

modelovány oba typy prutů v programu ATENA 3D. Pruty by-

ly zatěžovány excentricky, přičemž velikost vyosení byla rovna

ekvivalentní imperfekci. MKP model byl dále porovnán s ná-

vrhovými předpisy a analytickými modely. V modelu byly uži-

ty střední hodnoty válcové pevnosti betonu určené z materi-

álových zkoušek v době zatěžování sloupu a také odpovída-

jící charakteristické hodnoty.

Obr. 1 porovnává experimentální data první skupiny slou-

pů s analytickými modely, návrhovými vztahy a MKP mo-

dely s excentricitou zatížení 1/150 L, 1/500 L a 1/1500 L.

Osová síla N0, při které je dosaženo vzpěrné pevnosti σ0

dle rovnice (1) se při ekvivalentní imperfekci 1/1500 L blíží

experimentálním datům, stejně tak MKP model s touto im-

perfekcí udává hodnoty blízké. Experiment také potvrdil

předpoklad, že vzpěrná pevnost ocelobetonových štíhlých

prutů se blíží Eulerově kritické síle.

σ0=

1

2σ

cr1+ m

0( ) + fy− σ

cr1+ m

0( ) + fy

⎡⎣

⎤⎦2

− 4fyσ

cr

⎡

⎣⎢

⎤

⎦⎥

(1)

Ing. Václav Röder, Ústav kovových a dřevěných konstrukcí


Obr. 2 Korelace mezi zatížením a deformací uprostřed výšky nosníku

pro válcované profily HE140A

2



Stavební zkušebnictví

Vliv plastifikační přísady na vybrané vlastnosti betonu

z nového druhu umělého kameniva

V posledním roce byl v rámci problematiky využití vypalova-

ných uhelných hlušin řešen vliv plastifikačních přísad na zá-

kladní vlastnosti nového druhu betonu. Tento článek je za-

měřen na dvě základní receptury lehkých betonů LC16/18

a LC30/33, u nichž byl zmíněný vliv sledován (tab. 1). Do té-

to části byly zahrnuty vlastnosti, které v základním rozsa-

hu dostatečně znázorňují řešenou problematiku (objemová

hmotnost, pevnost v tlaku a statický modul pružnosti) po 28

dnech zrání.

Materiály [kg/m3] A2 A5 C2 C5

CementCEM I 42,5 385 385,2

CEM II 32,5 300 300

Písek 0-4 528 528 578 578

Kamenivo 4-8 320 320 280 280

Kamenivo 8-16 640 640 560 560

Voda – 260 200 230 200

Plastifikátor 1,1 % x 3,3 x 4,2

Tab. 1 Složení vybraných betonových záměsí

Označení

záměsi

Objemová hmotnost

[kg/m3]

Pevnost v tlaku

po 28 dnech [MPa]

Statický modul

pružnosti v tlaku [MPa]

A2 2 040 18,3 18 100

A5 2 100 32,5 22 800

C2 2 190 33,9 22 000

C5 2 190 53,7 24 100

Tab. 2 Vybrané vlastnosti stanovené po 28 dnech zrání

Řešení vlivu plastifikačních přísad na vybrané vlastnosti

nového druhu betonu vyplývá především z charakteru umě-

lého kameniva z uhelných hlušin. Jak je uvedeno v článku,

jedná se o kamenivo s vysoce otevřenou pórovitostí. Tím je

dána skutečnost, že při míchání betonové směsi je nutné

kamenivo dostatečně předmáčet. To znamená, že při použi-

tí tohoto kameniva do betonu je zapotřebí velkého množství

vody, což se následně negativně projeví u všech vlastnos-

tí betonů. Použitím plastifikátoru jsme dosáhli snížení množ-

ství vody až o 25 %. Tato skutečnost se také výrazným způ-

sobem projevila na výsledných vlastnostech, jejichž hodno-

ty jsou uvedeny v tab. 2.

Článek byl vypracován v rámci výzkumu projektů MPO FI-IM4/224

a GA103/09/0065.

Ing. Michal Batelka, Ústav stavebního zkušebnictví


Zkoušky propustnosti povrchové vrstvy betonu

jako podklad pro odhad aktuální trvanlivosti betonu

I když je beton nejrozšířenější stavební materiál a používá se

více než sto let, na hodnocení jeho trvanlivostních vlastnos-

tí stále neexistuje jednoznačný názor. Na mnoha vědeckých

pracovištích probíhají rozsáhlé výzkumy za účelem stano-

vení kritérií hodnocení trvanlivosti betonu. Jako rozhodující

se stále jeví vlastnosti povrchové vrstvy betonu (tzv. „cover-

crete“) v tloušťce 25 až 50 mm a její propustnost pro vodu

a vzduch. Zdá se, že právě tyto charakteristiky nejlépe po-

pisují pórovitou strukturu a tím i trvanlivost betonu. Lze kon-

statovat, že trvanlivost je funkcí propustnosti.

I když už několik srovnávacích testů na evropských uni-

verzitách proběhlo, zkoušky TPT (Torrent Permeability test),

GWT (Germanns Water permeability Test) a ISAT (Initial Sur-

face Absorption Test) na své porovnání stále čekají. Měře-

ní zaměřená na vytvoření korelačních součinitelů probíha-

jí na Ústavu stavebního zkušebnictví FAST VUT v Brně, ale

stále není k dispozici dostatečné množství dat. Výsledky to-

hoto projektu přispějí k vytvoření korelace mezi metodami

TPT, GWT a ISAT v závislosti na povrchové vlhkosti.

Zkouškami propustnosti povrchové vrstvy betonu lze po-

psat nejen pórovitý systém betonu, ale také trvanlivost beto-

nu. Příspěvek se zabývá hodnocením povrchové vrstvy be-

tonu pomocí nedestruktivních zkoušek TPT, GWT a ISAT, ji-

miž lze stanovit propustnost pro vzduch nebo vodu. Výsled-

ky těchto měření se stanou podkladem pro sestavení kore-

lační závislosti mezi těmito metodami.

Příspěvek byl zpracován za podpory FAST-J-10-96.

Ing. Zlata Kadlecová, [email protected]

Ing. Petra Odehnalová, [email protected]

Prof. Ing. Jiří Adámek, CSc., [email protected]

Ústav stavebního zkušebnictví, FAST VUT v Brně

Obr. 3 Přístroj TPT, nahoře vývěva, uprostřed snímací vakuová buňka,

vlevo dole regulátor tlaku, vpravo ovládací jednotka

Obr. 4 Měření pomocí přístroje ISAT, na vzorku upevněná měřící

akrylátová komůrka, nahoře nálevka a stupnice pro odečítání množství

vsáknuté vody

4

3



Modul pružnosti extrudovaného vláknocementu

Příspěvek se zabývá stanovením dynamického a statické-

ho modulu pružnosti extrudovaného vláknocementu. Pro

zkoušky byly použity extrudované kompozity různých příč-

ných průřezů – plného čtvercového průřezu, dutého čtverco-

vého průřezu a průřezu dutého kruhového. Pro zjištění dyna-

mického modulu pružnosti byla použita ultrazvuková impuls-

ní metoda, statický modul pružnosti byl určen pomocí tla-

kového namáhání a odečtu deformací. Byla také stanovena

pevnost extrudovaného vláknocementu v tlaku.

Dynamický modul pružnosti měřený pomocí ultrazvuko-

vé impulsní metody na tělesech plného průřezu dosáhl hod-

noty 19 600 MPa, statický modul pružnosti u téhož průře-

zu 17 700 MPa. Zmenšovací součinitel tohoto materiálu je

roven 0,9.

U dutého kruhového průřezu byla vyhodnocena průměr-

ná hodnota statického modulu pružnosti 17 000 MPa,

u dutého čtvercového průřezu 19 100 MPa. Skutečnost,

že téměř totožný výsledek dutého kruhového průřezu a pl-

ného průřezu nekoresponduje s výsledkem dutého čtver-

cového průřezu, je pravděpodobně zapříčiněna koncentra-

cí napětí v rozích posledně jmenovaného průřezu, což bylo

potvrzeno výsledky provedené nelineární analýzy chování

dutého a plného čtvercového průřezu s využitím výpočto-

vého programu ATENA 3D. Dochází ke zkreslení vstupních

hodnot výpočtu a výsledný statický modul pružnosti na-

bývá vyšších (ovšem zřejmě nereálných) hodnot. Pevnost

v tlaku vykazovala analogicky opačný trend v rámci porov-

nání průřezů.

Příspěvek byl vypracován v rámci řešení projektu MŠMT

č. 1M06005 – projekt CIVAK.

Ing. Dalibor Kocáb, [email protected]

Ing. Petr Žítt, [email protected]

Ústav stavebního zkušebnictví, FAST VUT v Brně

Oceněné příspěvky ze sekcí Stavební mechanika, Fyzikál-

ní a chemické vlastnosti stavebních hmot a Nové stavební

hmoty budou představeny v dalším čísle časopisu.

Z podkladů konference Juniorstav 2011

připravila Jana Margoldová

DOKTORSKÉ PRÁCE Z OBORU

BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

PŘÍSTUPNÉ NA INTERNETUČasopis Structural Engineering International začal uve-

řejňovat abstrakty obhájených doktorských prací na TU

po celém světě s cílem umožnit rychlé rozšiřování nových

poznatků a závěrů dosažených mladými vědci a výzkumní-

ky v oblasti stavebních materiálů a konstrukcí mezi odbor-

nou veřejnost. Součástí publikovaných abstraktů jsou vždy

e-mailová spojení na autora práce a adresa, kde je práce

uložena v pdf formátu ke čtení či dokonce ke stažení.

V SEI 2/2011 byly pozornosti čtenářů doporučeny ná-

sledující práce z oblasti betonových konstrukcí:

• DI Dr. Panagiotis Spyridis (spyridis.panagiotis@boku.

ac.at): Behaviour of Anchor Groups Under Shear

Loads: Influence of Assembly Tolerances, URL:

http://dissdb.bibvb.ac.at/

• Dr Ir. S. A. A. M. Fennis (s.a.a.m.fennis@tudelft.

nl): Design of Ecological Concrete by Particle

Packing Optimization, URL: http://repository.tudelft.

nl/assets/uuid:5a1e445b-36a7-4f27-a89a-d-

48372d2a45c/fennis_final.pdf

• Dr Kamyab Zandi Hanjari (kamyab.zandi@chalmers.

se): Structural Behaviour of Deteriorated Concrete

Structures, URL: http://publications.lib.chalmers.se/

records/fulltext/129454.pdf

redakce

Obr. 5a, b Měření statického modulu pružnosti; vlevo je zkušební

těleso plného průřezu osazeno v lisu, vpravo je zkušební těleso dutého

čtvercového průřezu před zkouškou

5a 5b



Kateřina Koudelková, Ondřej Matějka

První část příspěvku se věnuje vítězným projektům soutěže Města bez

smogu, do které bylo přihlášeno na sto šedesát šest soutěžních návrhů

z řad studentů stavebních oborů, architektury, designu a výtvarného

umění či architektů, projektantů nebo veřejnosti. Předmětem soutě-

že bylo vytvoření návrhu betonového objektu s využitím technologie

TX Active. Tímto objektem bylo myšleno vše, co lze umístit kdekoliv

na veřejném prostranství, tedy např. do parku, náměstí, na ulici apod.

V druhé části je blíže popsána technologie založená na použití fotoka-

talyckého cementu. ❚ The initial part of this article deals with winning

projects of the Smog-Free Towns competition. Altogether 166 designs

worked out by students of civil engineering, architecture, design and

fine arts, architects, designers and the public entered the competion.

The competition was aimed at the design of a concrete object using

TX Active technology. The object was supposed to be placed in public

places, for example in a park, square, street etc. The second part of

this article describes the technology based on the use of photocatalytic

cement.

Ve středu 13. dubna 2011 proběhlo na brněnském Staveb-

ním veletrhu slavnostní vyhlášení výsledků soutěžního pro-

jektu Města bez smogu. Soutěž byla příležitostí pro zájemce

z řad studentů stavebních oborů, architektury, designu a vý-

tvarného umění či architektů, projektantů nebo veřejnosti –

všichni mohli poměřit své tvůrčí schopnosti a utkat se o nej-

zajímavější návrh betonového objektu pro veřejné prostran-

ství. Nejednalo se však o klasický beton, ale o beton vyrobe-

ný technologií TX Active.

U odborné poroty, složené z významných osobností ně-

kolika profesí, se v den hlasování sešlo celkem sto šedesát

šest soutěžních návrhů (viz www.bezsmogu.cz). Po pečli-

vém výběru a společné shodě porotců byli ve středu vyhlá-

šeni následující výherci hlavních cen.

1. MÍSTO: EKOAZA

Autoři: Ing. arch. Václav Kocián,

MgA. Natalie Chalcarzová

Komentář autorů: „Ekoaza je monumentální dílo inspirované

přírodou a technikou. Má zaujmout, přilákat, seznámit veřej-

nost s novou technologií a hlavně nabídnout klidnou oázu

ARCHITEKTONICKÁ SOUTĚŽ

MĚSTA BEZ SMOGU ❚

ARCHITECTURAL COMPETITION

ON SMOG-FREE TOWNS

2

1a


❚ T O P I C A L S U B J E C T S

a nový prostor. Použité materiály svými

samočisticími vlastnostmi a schopnos-

tí rozkládat škodliviny v ovzduší evoku-

jí schopnosti přírody a samotných rost-

lin. Fotosyntéza rostlin má zásadní vý-

znam pro život na zemi. Interakce ná-

vrhu: do Ekoazy lze vstoupit a vnímat ji

bezprostředně. Vstup do Ekoazy navo-

dí příjemný pocit setrvání ve stínu stro-

mů a zaujme hrou světla prostupujícího

korunami. Ekoaza navíc nabízí prostor

pro propagační, kulturní a jiné akce.“

(obr. 1a až c). Odměnou za 1. místo byl

pro autory šek na 50 000 Kč.

2. MÍSTO: MONOBLOCK

Autoři: Iveta Kolláriková,

Marta Bímová, Vlado Hrivňák

Komentář autorů: „Architektura je živá.

Monoblock je živý. Demonstrace čis-

tého, funkčního a esteticky zajímavé-

ho prvku – to je Monoblock. Lavička?

Kašna? Infopoint? A co takhle všechno

dohromady a od každého něco? Mo-

noblock lze umístit prakticky kamkoliv.

Díky tomu nabízí tento městský mobi-

liář pestrou paletu možností využití. Ne-

násilné spojení Monoblocku s archi-

tektonickým okolím jasně ukazuje, že

i kousku kvádru lze vdechnout měst-

ský životní styl. Nechte se unášet čin-

ností přírody. Sluneční paprsky budou

žhnout do Monoblocku, zatímco no-

vá technologie za vás „odfoukne“ část

škodlivých plynů. Čistota a jednodu-

chost provedení jednotlivých prvků za-

jistí jejich nadčasovost. Odblokujte kaž-

dodenní starosti, zhluboka se nadech-

něte čistého vzduchu. Splyňte s Mo-

noblockem v jednolitý celek a nasajte

atmosféru městského života.“ (obr. 2).

Autoři dostali šek na 20 000 Kč.

3. MÍSTO: T i jO CHOROŠ

Autoři: Mgr. Jan Střelec,

Ing. Petr Novosad

Komentář autorů: „Tento roztomi-

lý koncept vychází z inspirace příro-

dou. Podobně jako skutečné choro-

še (Polyporus) žijící na kmenech stro-

mů, naše betonové odlitky můžeme

nacházet libovolně roztroušené po be-

tonových plochách městské džungle.

Struktura TijO Choroše se z velké čás-

ti skládá z betonu předepsaného slo-

Obr. 1 Ekoaza, první místo, a, b) vizualizace, c) autoři: Ing. arch. Václav Kocián, MgA. Natalie Chalcarzová, cenu předává Miroslav Příkopa ❚ Fig. 1 Eco-Oasis, 1 place, a), b) visualization, c) authors: Ing. arch. Václav Kocián, MgA. Natalie Chalcarzová, Miroslav Příkopa is awarding the winner

Obr. 2 Monoblock, druhé místo ❚ Fig. 2 Monoblock, 2 place

Obr. 3 TijO Choroš, třetí místo Fig. 3 TijO choroš, third place

Obr. 4 Výstava soutěžních projektů v tiskovém středisku areálu BVV ❚ Fig. 4 Exhibition of the competition projects at the press centre of BVV

Obr. 5 Diskuze nad vítěznými projekty ❚ Fig. 5 Discussion on the winning projects

3 5

4

1c1b


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

žení s příměsí oxidu titaničitého, který blahodárně půso-

bí na čistotu jeho povrchu. V přítmí na sebe choroš upo-

zorňuje kolemjdoucí (nejen samičky) pulzujícím barevným

světelným spektrem, které vychází z jeho plodnice (to je ta

spodní část) pomocí optických vláken a uvnitř umístěné-

ho světelného zdroje. Na rozdíl od organických chorošů,

TijO Choroš na svém okolí neparazituje, nýbrž jej svou pří-

tomností elegantně doplňuje.“ (obr. 3). Autoři dostali šek na

10 000 Kč.

Invence a vtip byly také oceněny u třech soutěžních návrhů

mimořádnými cenami. Cenu vyhlašovatele získali: „6cells –

zelená dlažba pro město“ od Šárky Doležalové a „Kul-

tivar“ od Barbory Mikitové a Pavla Buryšky. Cenu gene-

rálního ředitele Českomoravského cementu, a. s., získal Mi-

chal Šírek za „Air – Clean Bridge“.

Poslední trojici vítězů tvoří návrhy, které dostaly největší

počet bodů při internetovém hlasování veřejnosti. V přímém

přenosu bylo hlasování zastaveno 13. dubna 2011 přibližně

v 11:15 a počítač zobrazil vítězná jména:

• Cena veřejnosti a odměna 15 000 Kč pro Plíce Ostra-

vy od Aleše Nowáka,

• Cena veřejnosti a odměna 10 000 Kč pro Kuželník

od Petera Bednára,

• Cena veřejnosti a odměna 5 000 Kč pro Möbiliar

od Ondřeje Kováře.

Nová technologie pro moderní stavební materiály

Smyslem soutěže Města bez smogu bylo rozšíření obecné-

ho povědomí o možnostech betonových výrobků, ploch či

konkrétních objektů, které obsahují technologii TX Active.

Technologie využívá přirozených fyzikálně-chemických je-

vů (fotolýzy a polovodičového jevu) k dosažení schopnos-

ti mate riálů aktivně snižovat koncentrace škodlivých látek

v ovzduší a současně jim dává samočisticí charakter. Čte-

náři časopisu Beton TKS byli s detailními principy funkce

TX Active materiálů i s možnostmi jejich použití seznámeni

v nedávné minulosti [1], následující řádky jsou pouhým při-

pomenutím základních faktů.

Všudypřítomná snaha o zvýšení respektu člověka k okol-

nímu prostředí a přírodě obecně se projevuje také v nárůs-

tu zájmu investorů o ekologicky příznivá řešení pro stavby.

Není již výjimečné, že projekt budovy je od samého počát-

ku směrován k minimalizaci ekologické zátěže, kterou ob-

jekt svému okolí přináší po celou dobu své životnosti. Zvy-

šující se poptávka a zájem o inovativní stavební materiály

s novými vlastnostmi zlepšujícími interakci staveb s život-

ním prostředím je důkazem postupné změny v chování in-

vestorů a jejich vnímání hodnot. Šetrnost a ohleduplnost

budov ke globálním i místním ekosystémům získává na dů-

ležitosti, mění se pohled na jednotlivé druhy nákladů napříč

životním cyklem budov a zároveň se zvyšuje míra využívání

vyspělých technologií.

Tou je také nová technologie založená na použití fotoka-

talytického cementu, který díky obsahu nanokrystalického

oxidu titaničitého dokáže urychlit přirozený rozklad někte-

rých látek působením světla do prakticky využitelných mezí.

Plynné polutanty, např. oxidy dusíku, těkavé organické lát-

ky, přízemní ozón aj. jsou po kontaktu s povrchem TX Acti-

ve materiálů téměř okamžitě eliminovány prostým působe-

ním světla, přesněji jeho UV-A spektra. Měření provedená

na úsecích městských komunikací zhotovených s využitím

popisovaných materiálů, především betonu, prokázala oka-

mžitý pokles koncentrace oxidů dusíku v místech pohybu

lidí přibližně na polovinu [2] až [4]. Podobné snížení koncen-

trací škodlivin by pro mnohá místa v České republice zna-

menalo významnou změnu oproti současnému opakované-

mu překračování závazných imisních limitů [5].

Druhým z prakticky využitelných projevů fotokatalýzy pro-

bíhající na povrchu TX Active materiálů je samočištění –

aktivní rozklad ulpívajících nečistot především organické-

ho původu. Tyto vlastnosti jsou závislé na makrostruktu-

ře povrchu materiálu. Čím hladší povrch je, tím výrazněj-

ší je i schopnost materiálu odolávat nežádoucím barevným

změnám způsobeným usazováním nečistot či růstem me-

chů a řas. Standardně je aktivního samočištění využívá-

no u pohledových betonů, fasádních panelů z betonu ne-

bo stříkaného sklovláknobetonu, betonové střešní krytiny

či betonové dlažby s obsahem fotokatalicky aktivních ma-

teriálů.

Motivace investorů, ať už komerčních subjektů, institucí

veřejné správy nebo drobných stavebníků, k využití mate-

riálů s uvedenou technologií je různá. Shodným výsledkem

ovšem mohou být environmentálně i esteticky progresivní

stavby s nižšími náklady na údržbu.

Složení poroty:

Předseda poroty Ing. arch. Ludvík Grym – autorizovaný architekt

Místopředsedkyně

poroty MgA. Pavla Kačírková – sochařka

Řádní členové

poroty

Gábina Páralová – módní návrhářka

Ing. Jan Hrozek – předseda představenstva společnosti

Českomoravský cement, a. s., nástupnická společnost

Mgr. Daniel Piršč – designér

Náhradní členové

poroty

Ing. arch. Markéta Veselá – autorizovaná architektka

Miroslav Příkopa – vedoucí marketingu a komunikace

Českomoravský cement, a. s., nástupnická společnost

Ing. Kateřina Koudelková

tel.: 725 581 592


Ing. Ondřej Matějka

tel.: 602 141 086


oba: Českomoravský cement, a. s.

nástupnická společnost

664 09 Mokrá–Horákov 359

www.cmcem.cz

Literatura:

[1] Hubertová M., Matějka O.: Protihlukové stěny z lehkého meze-

rovitého betonu a jejich schopnost snižovat znečištění ovzduší,

Beton TKS 4/2009, ISSN 12133116

[2] Italcementi S. p. A.: TX Active depolluting applications –

A case study Via Borgo Pallazo, Bergamo, Italy, 4/2007

[3] CTG, Italcementi Group: Tunnel „Umberto I“ in Rome,

Monitoring program results, Bergamo, 2008

[4] Bolte G.: Reduction of air pollutants with TioCem®,

BFT International 01/2009, p. 4–13

[5] Český hydrometeorologický ústav, www.chmi.cz



REŠERŠE ZE ZAHRANIČNÍCH ČASOPISŮOTÁZKY STANOVENÍ KRIT ICKÉHO MNOŽSTVÍ

CHLORIDŮ V ŽELEZOBETONOVÝCH

KONSTRUKCÍCH

Obsah chloridů, který vede ke vzniku koroze výztuže v beto-

nu, je definován jako kritické množství chloridů obsažené v be-

tonu. Toto množství významně ovlivňuje rozsah nutných sanač-

ních opatření, a tím i cenu sanace. Výsledky řady zkoušek la-

boratorních vzorků i vzorků materiálů odebraných z konstrukcí

ukázaly, že kritické množství chloridů je ovlivňováno řadou para-

metrů a nemůže tedy být neměnnou hodnotou. Proto je vhod-

né stanovit nižší hodnotu kritického množství chloridů jako de-

pasivační pravděpodobnost ve vztahu pravděpodobnosti vzniku

koroze za daných okolností. To je v souladu s německou směr-

nicí „Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen“ vydanou

DAfStb pro praktické užívání.

Breit W., Dauberschmidt Ch., Gehlen Ch., Sodeikat Ch., Taffe A., Wiens U.: Zum Ansatz eines kritischen Chloridgehaltes bei Stahlbetonbauwerken, Beton- und Stahbetonbau 106 (2011), Heft 5, pp. 290–298

VYŠETŘOVÁNÍ VZTAHU ČASU A KRIT ICKÉHO

MNOŽSTVÍ CHLORIDŮ V BETONU PRO VZNIK

KOROZE VÝZTUŽE

Článek uvádí výsledky společného německo-israelského vý-

zkumného projektu. Výzkumné práce byly zaměřeny na získání

lepšího porozumění vlivům působícím v oblasti přechodové zó-

ny mezi ocelí a betonem z hlediska stanovení kritického množství

chloridů. Výsledky elektrochemických měření zkušebních vzor-

ků vyrobených z patnácti různých betonových směsí ukázaly, že

změna parametrů směsi má měřitelný dopad na čas, kdy se ob-

sah chloridů blíží kritickému množství, které je rozhodné pro po-

čátek korozivních procesů na povrchu výztuže v betonu.

Harnisch J., Raupach M.: Untersuchungen zum kritischen korrosions-auslösenden Chloridgehalt unter Berücksichtigung der Kontaktzone zwischen Stahl und Beton, Beton- und Stahbetonbau 106 (2011), Heft 5, pp. 299–307

CHEMICKÉ NAPADENÍ VRTANÝCH PILOT

A ZEMNÍCH KOTEV

Cílem prezentované numerické analýzy byla simulace degrada-

ce vrtaných betonových pilot a zemních kotev v prostředí s vy-

sokým obsahem síranových a chloridových iontů. Zatím neexis-

tuje žádný technický předpis ani norma, která by řešila trvan-

livost pilot a kotev, případně jejich kombinace. Projektanti ne-

mají pro stanovení trvanlivosti těchto konstrukcí žádnou oporu.

Zpracované numerické simulace a prognózy ukázaly, že degra-

dace pilot vlivem působení síranových iontů je v uvažovaných

podmínkách během sta let nepravděpodobná. Stejně tak vý-

sledky nepotvrdily významný úbytek oceli v kotvách způsobe-

ný korozí vyvolanou přítomností chloridů a poklesem hodno-

ty pH betonu.

Riga E., Unterderweide K.: Chemischer Angriff auf verpresste Anker und Pfähle, Numerische Simulationsberechnung zur Dauerhaftigkeit, Beton- und Stahbetonbau 106 (2011), Heft 5, pp. 308–313

BETON J ÍMÁ ZPĚT OXID UHLÍKU

Během výroby cementu se vyprodukuje i velké množství oxidů

uhlíku. Avšak velká část z něj je během životního cyklu stavby

do betonu opět pohlcena, zejména je-li beton po demolici kon-

strukce podrcen k dalšímu použití jako alternativní kamenivo. To-

to opětovné vázání oxidů uhlíku zatím není uvažováno ani při vý-

počtech „karbonové stopy“ ani při obchodu s emisemi.

Cementový slinek se vyrábí z vápence a dalších příměsí. Při vý-

robě tuny cementového slinku se z vápence uvolní 500 kg oxi-

du uhlíku. Další oxid uhlíku se uvolňuje při hoření paliva během

výrobního procesu. Toto množství závisí na energetické efektiv-

nosti pece a na použitém palivu. V moderních pecích se uvolňu-

je mezi 300 až 400 kg CO2/t slinku. Oxid uhlíku uvolněný z vá-

pence činí asi 60 % z celkového objemu vyprodukovaného při

výrobě cementu.

Tvrdnutí betonu je založeno na chemické reakci mezi cemen-

tem a vodou, kdy se cementové minerály mění v cementový ká-

men a hydroxid vápenatý. Během karbonatace betonu oxid uhlí-

ku uvolněný z vápence přechází opět do uhličitanu vápena tého.

Karbonatace zasáhne během používání konstrukce pouze ně-

kolik milimetrů až centimetrů betonu pod povrchem a množ-

ství spotřebovaného oxidu uhlíku v tomto kroku není příliš velké.

Množství cementového kamene, které se dostane do kontaktu

s oxidem uhličitým, je mnohem větší, je-li beton po demolici kon-

strukce podrcen pro další použití.

Podle norské studie „CO2 Uptake from Carbonatation of Con-

crete“ se 20 až 40 % oxidu uhlíku uvolněného z vápence znovu

během 70letého používání betonové konstrukce váže karbona-

tací v jejím povrchu a pokud je beton po její demolici podrcen,

zvýší se množství až na 60 až 80 %.

Virtanen J.: Betoni on hilidioksidinielu, Betoni 4/2010, pp. 42–44

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA



SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR

NON-TRADITIONAL CEMENT & CONCRETE4. mezinárodní konference Termín a místo konání: 27. a 31. června 2011, Brno• Geopolymers• Alkali-Activated Composites• Clinker-free concrete• Concrete with mineral and chemical admixtures• High Performance Concrete• Durability of non-traditional concrete• Sustainable development• Damage and fracture of non-traditional concrete• Quality control of non-traditional concrete• Construction from non-traditional concreteKontakt: e-mail: [email protected], http://www.fce.vutbr.cz/stm/fracture/symposium2011/default.htm

FIBRE CONCRETE 20116. mezinárodní konference Termín a místo konání: 8. a 9. září 2011, Masarykova kolej, Praha• Research• Technology• Design• Application • Codes and standards • FRC and sustainabilityKontakt: e-mail: [email protected], http://concrete.fsv.cvut.cz/fc2011

VODNÍ PAPRSEK 2011 – VÝZKUM, VÝVOJ, APLIKACE2. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 3. až 5. října 2011, Ostravice• Výzkum, vývoj a aplikace vysokorychlostních paprsků• Sanace konstrukcí a staveb, čištění, odstraňování povlaků a nánosů,

hydrodemolice• Vysokotlaká technika• Bezpečnostní aspektyKontakt: e-mail: [email protected], www.ugn.sac.cz

BETONÁŘSKÉ DNY 201118. konference s mezinárodní účastíTermín a místo konání: 23. a 24. listopadu 2011, Hradec KrálovéKontakt: Sekretariát ČBS, www.cbsbeton.eu

SUPERPLASTICIZERS AND OTHER CHEMICAL ADMIXTURES IN CONCRETE10. mezinárodní konference Termín a místo konání: 28. až 31. října 2012, PrahaKontakt: e-mail: [email protected], www.intconference.org

RECENT ADVANCES IN CONCRETE TECHNOLOGY AND SUSTAINABILITY ISSUES12. mezinárodní konference Termín a místo konání: 31. října až 2. listopadu 2012, PrahaKontakt: e-mail: [email protected], www.intconference.org

ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA

HIGH PERFORMANCE CONCRETE9. fib symposiumTermín a místo konání: 9. až 11. srpna 2011, Rotorua, Nový Zéland • Admixtures and Additives• Concrete Durability• Concrete Sustainability• Fibre Reinforced Concrete• Fresh Concrete Modelling and Simulations• High Ductility Composites• Internal Curing• Lightweight Concrete• Microstructure• Seismic Design and Construction• Self Compacting Concrete• Ultra High Strength / Ultra High Performance Concrete• Volume Stability and ShrinkageKontakt: e-mail: [email protected], www.hpc-2011.com

DESIGN OF CONCRETE STRUCTURES AND BRIDGES USING EUROCODES2. mezinárodní workshopTermín a místo konání: 12. až 13. září 2011, BratislavaKontakt: e-mail: [email protected], www.enconcrete.sk

TALLER, LONGER, LIGHTERIABSE-IASS symposiumTermín a místo konání: 20. až 23. září 2011, Londýn• Concepts and planning• Design and construction• Analysis and methods• Materials and durability• Saving energy and extending life• Operation and maintenance• Instrumentation and monitoringKontakt: e-mail: [email protected], http://www.iabse-iass-2011.com/

INNOVATIVE MATERIALS AND TECHNOLOGIES FOR CONCRETE STRUCTURES7. CCC kongresTermín a místo konání: 22. a 23. září 2011, Balatonfüred, Maďarsko• Tailored properties of concrete• Advanced reinforcing and prestressing materials and technologies• Advanced production and construction technologies• Advanced concrete structuresKontakt: CCC Balatonfüred 2011 Congress Secreteriat, Hungarien Group of fib, Budapest University of Technology and Economics, Dept. of CMEG, tel.: +361 463 4068, e-mail: [email protected], www.fib.bme.hu/ccc2011

BETÓN 2011Konference s mezinárodní účastíTermín a místo konání: 5. až 7. října 2011, Štrbské Pleso, Slovenská republikaKontakt: e-mail: [email protected], www.savt.sk

ULTRA-HIGH PERFORMANCE CONCRETE AND NANOTECHNOLOGY FOR HIGH PERFOMANCE CONSTRUCTION MATERIALS3. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 7. až 9. března 2012, Kassel, NěmeckoKontakt: e-mail: [email protected], http://www.hipermat.de

GLOBAL THINKING IN STRUCTURAL ENGINEERING: RECENT ACHIEVEMENTSIABSE konferenceTermín a místo konání: 7. až 9. května 2012, Káhira, EgyptKontakt: www.iabse-cairo2012.com

SSCS 2012 – NUMERICAL MODELING STRATEGIES FOR SUSTAINABLE CONCRETE STRUCTURESMezinárodní koferenceTermín a místo konání: 29. května až 1. června 2012, Aix-en-Provence, FrancieKontakt: e-mail: [email protected], www.sscs2012.com

CONCRETE STRUCTURES FOR A SUSTAINABLE COMMUNITYfib sympoziumTermín a místo konání: 11. až 14. června 2012, Stockholm, Švédsko Kontakt: e-mail: Swedish Cement and Concrete Research Institute, Ms. Ann-Therese Söderqvist, e-mail: [email protected], www.fibstockholm2012.se

BOND IN CONCRETE 2012 – BOND, ANCHORAGE, DETAILING4. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 17. až 20. června 2012, Brescia, ItálieKontakt: e-mail: [email protected], www.bondinconcrete2012.org

INNOVATIVE INFRASTRUCTURES – TOWARD HUMAN URBANISM18. IABSE kongresTermín a místo konání: 19. až 21. září 2012, Soul, KoreaKontakt: e-mail: [email protected], www.iabse.org/seoul2012

IALCCE 20123. mezinárodní sympozium Life-Cycle Civil EngineeringTermín a místo konání: 3. až 6. října 2012, Vídeň, RakouskoKontakt: e-mail: [email protected], www.ialcce2012.org

ENGINEERING A CONCRETE FUTURE: TECHNOLOGY, MODELING AND CONSTRUCTIONfib sympoziumTermín a místo konání: 20. až 24. dubna 2013, Tel-Aviv, IzraelKontakt: e-mail: [email protected]

4. MEZINÁRODNÍ fib KONGRES A VÝSTAVATermín a místo konání: 10. až 14. února 2014, Mumbai, India

www.eurovia.cz

Na společné cestěDíky širokému portfoliu činností zvládne společnost EUROVIA CS zakázky pro řadu větších či menších zadavatelů z oblasti veřejného i soukromého sektoru.

Skupina EUROVIA CS se kromě silničních a železničních staveb věnuje také revitalizaci památkových center, městským komunikacím, sportovním areálům nebo čistírnám odpadních vod. Stále významnější podíl získávají také projekty ochrany životního prostředí.

CMB_univers2011-180x127,5.indd 1 24.5.11 15:18

SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI

SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Náš beton má říz…

www.ebeton.cz

SVB_I_210x297_BETON.indd 1 4.8.2010 10:57:14

Documents

SANACE A REKONSTRUKCE - Beton TKS3/2011 technologie • konstrukce • sanace • BETON 1 OBSAH CONTENT ROČNÍK: jedenáctý ČÍSLO: 3/2011 (vyšlo dne 14. 6. 2011) VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ