ZAKLÁDÁNÍ A PODZEMNÍ STAVBY - betontks.cz · Hescon / 63 BASF / 67 ... jazyku, mohli bychom mu dát za povinnost odevzdat daňové přiznání v angličtině a zaplatit ho v eurech

6/2015

Z A K L Á D Á N Í A P O D Z E M N Í S T A V B Y

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

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

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

/8NOVÝ ÚSEK METRA V.A

/18PRÁCE SPECIÁLNÍHO ZAKLÁDÁNÍ

NA MĚSTSKÉM TUNELU V KARLSRUHE

/ 78PŘÍŠTÍ STANICE: POHLEDOVÝ

BETON NA LINKÁCH METRA

V KANADSKÉM MONTREALU

26/ DVOUPATROVÝ TUNEL V MAASTRICHTU

34/ RIJKSMUSEUM A MAURITSHUIS

PO REKONSTRUKCI –

OBDIVUHODNÁ PODZEMNÍ DÍLA

3 / KONGRES ACI OCENIL VYNIKAJÍCÍ

BETONOVÉ KONSTRUKCE

6 / TUNELOVÝ KOMPLEX BLANKA

V PROVOZU

16 / 2 0 1 5 ❚ 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: patnáctý

ČÍSLO: 6/2015 (vyšlo dne 14. 12. 2015)

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. Lucie Šimečková

REDAKČNÍ RADA:

prof. Ing. Vladimír Benko, PhD., prof. Ing. Juraj Bilčík, 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, prof. Ing. Alena Kohoutková, CSc., FEng., doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D., doc. Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Milada Mazurová, doc. Ing. Martin Moravčík, PhD., Ing. Stanislava Rollová, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Ing. Jiří Šrutka, prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., FEng.

GRAFICKÝ NÁVRH: 3P, spol. s r. o.U Stavoservisu 659/3, 108 00 Praha 10

SAZBA: 3P, spol. s r. o.U Stavoservisu 659/3, 108 00 Praha 10

ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic

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

VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE:

Beton TKS, s. r. o.

Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4

www.betontks.cz

Redakce a inzerce: 602 839 429


Předplatné (i starší výtisky): 734 159 667


ROČNÍ PŘEDPLATNÉ:

základní: 720 Kč bez DPH, 828 Kč s DPH

snížené – pro studenty, stavební inženýry do 30 let a seniory nad 70 let: 270 Kč bez DPH, 311 Kč s DPH

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

Vydávání povoleno Ministerstvem

kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157

ISSN 1213-3116

Podávání novinových zásilek povoleno

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

Za původnost příspěvků odpovídají autoři.Označené příspěvky byly lektorovány.

FOTOGRAFIE NA TITULNÍ STRANĚ:

Brusnický tunel v Praze

Foto: Jakub Karlíček, SATRA, spol. s r. o.

ÚVODNÍK

Michal Števula / 2

AKTUALITY

KONGRES ACI OCENIL VYNIKAJÍCÍ BETONOVÉ KONSTRUKCE

Milan Kalný / 3

STAVEBNÍ KONSTRUKCE

TUNELOVÝ KOMPLEX BLANKA V PROVOZU

Pavel Šourek / 6

NOVÝ ÚSEK METRA V.A: PŘEHLED STANIC A TRAŤOVÝCH ÚSEKŮ, SOUHRN ZMĚN BĚHEM VÝSTAVBY

Anna Svobodová, Jiří Junek / 8

PRÁCE SPECIÁLNÍHO ZAKLÁDÁNÍ NA MĚSTSKÉM TUNELU V KARLSRUHE: ZKUŠENOSTI ZE SPOLUPRÁCE V NĚMECKÉM PROSTŘEDÍ

Radek Obst, Jan Blažek / 18

DVOUPATROVÝ TUNEL V MAASTRICHTU

Jitka Prokopičová / 26

SANACE A REKONSTRUKCE

ZESILOVÁNÍ ZÁKLADŮ PŘEDPJATÝMI KONZOLAMI A KLENBAMI – VĚŽ RADNICE VE VYŠKOVĚ

Ladislav Klusáček, Zdeněk Bažant, Marek Volf, Antonín Paseka / 28

RIJKSMUSEUM A MAURITSHUIS PO REKONSTRUKCI – OBDIVUHODNÁ PODZEMNÍ DÍLA

Jitka Prokopičová / 34

MATERIÁLY A TECHNOLOGIE

NETRADIČNÍ REALIZACE TUNELU SECOND MIDTOWN NAPLAVOVÁNÍM

Radek Syka / 44

SILIKÁTOVÉ PŘÍPRAVKY PRO OŠETŘENÍ A OCHRANU BETONU – OVĚŘENÍ ÚČINNOSTI A POROVNÁNÍ S DEKLAROVANÝMI VLASTNOSTMI

Petr Marek / 46

VĚDA A VÝZKUM

ZHODNOCENÍ RIZIK SPOJENÝCH S VYUŽITÍM ŽÁROVĚ ZINKOVANÉ VÝZTUŽE BETONU

Petr Pokorný, Daniel Dobiáš, Radka Pernicová, Veronika Mušutová, Vítězslav Vacek, Jiří Kolísko, Milan Kouřil / 49

EXPERIMENTÁLNÍ VÝZKUM CHOVÁNÍ RŮZNÝCH DRUHŮ CEMENTOVÝCH KOMPOZITŮ VYSTAVENÝCH POŽÁRU

Radek Štefan, Marek Foglar, Josef Fládr / 56

VLIV TYPU PLNIVA NA ZMĚNY VLASTNOSTÍ POLYMER CEMEN TO VÝCH KOMPOZITŮ EXPONOVANÝCH V EXTRÉMNÍCH TEPLOTNÍCH PODMÍNKÁCH

Tomáš Melichar, Jiří Bydžovský / 62

ANALÝZA RIZIKA POŽÁRU V SILNIČNÍCH TUNELECH

Jiří Šejnoha, Jan Sýkora, Daniela Jarušková, Eva Novotná, Michal Šejnoha / 68

ČESKÁ EXPERIMENTÁLNÍ ZÁTKA V RÁMCI EVROPSKÉHO PROJEKTU DOPAS

Jiří Svoboda / 74

AKTUALITY

CCC2015 / 17

BETONÁŘSKÁ LITOMYŠL / 25

THE OGHAM WALL / 40

ING. FRANTIŠEK TRČKA OSLAVIL 80. NAROZENINY / 73

PŘÍŠTÍ STANICE: POHLEDOVÝ BETON NA LINKÁCH METRA V KANADSKÉM MONTREALU / 78

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA / 80

FIREMNÍ PREZENTACE

Dlubal Software / 33

Betosan / 41

PSP2015 / 41

Jordahl & Pfeifer / 42

Sika / 47

Fine / 53

Hescon / 63

BASF / 67

Beton University / 3. strana obálky

ICCX Central Europe 2016 / 3. strana obálky

SVC ČR / 4. strana obálky

2

3

U

6

DOBRÝ DEN, PANÍ A PÁNOVÉ,

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 ❚ 6 / 2 0 1 5

máme závěr roku a tak se jistě

hodí několik ohlédnutí, zastave-

ní a možná i výhled do roku ná-

sledujícího.

O Litomyšli. Letošní Betonář-

ské dny byly ve znamení nového

místa konání: zrekonstruovaného

zámeckého pivovaru v Litomyš-

li. Zdá se, že místo prokázalo své

kouzlo a atmosféra konference

byla vřelejší než v předchozích

ročnících. Seznam drobných při-

pomínek není možné přehlížet a přehlížen ani nebude. Příš-

tí ročník bude o pilování detailů. Předpokládám rovněž dopl-

nění programu konference o komentovanou prohlídku jed-

né z mnoha kulturních místopisných zajímavostí. Největší dík

za úspěšný přesun Betonářských dní na nové místo patří pra-

covníkům kanceláře ČBS Jiřímu Víchovi a Petře Johové.

O Scopusu a jiných. Začněme Radou pro výzkum, vývoj

a inovace, neboli RVVI. Na jejích webových stránkách (http://

www.vyzkum.cz/FrontClanek.aspx?idsekce=495405) se

dočteme: „Reformou systému výzkumu a vývoje v České re-

publice vytvořit inovační prostředí tak, aby platilo: Věda dělá

z peněz znalosti, inovace dělají ze znalostí peníze – tento hlav-

ní cíl reformy lze formulovat i jinak – veřejné prostředky inves-

tované do základního výzkumu musí přinášet skutečně nové

poznatky (a to nikoliv jen v kontextu ČR, ale výlučně ve srov-

nání se světem). Veřejné prostředky investované do aplikova-

ného výzkumu, vývoje a inovací musejí přinášet konkrétní eko-

nomický či jiný přínos z jejich realizace.“

Hned v první větě mi něco „skřípe“ – postrádám tam urči-

tý slovesný tvar, který vyjadřuje činnost, děj. Navzdory velmi

chvályhodnému úmyslu a ušlechtilé myšlence celého odstav-

ce tak hned v úvodu vzniká dojem, že něco není úplně v po-

řádku, něco mi tam „nesedí“. Prokoušeme-li se dalšími doku-

menty, např. „Metodikou hodnocení výsledků výzkumných or-

ganizací a hodnocení výsledků ukončených programů (plat-

nou pro léta 2013 až 2016)“, zjistíme, že RVVI uznává výsledky

výzkumu publikované v impaktovaném časopise, v databázi

Scopus, databázi Erih a v časopisu uvedeném v seznamu re-

cenzovaných periodik. Jen pro úplnost uvádím, že Beton TKS

se na uvedeném seznamu nachází. Skvělé. Pak ale narazí-

me na tabulku 1.2 v příloze 1 uvedeného dokumentu a tam

se dozvíme, že bodové hodnocení článku v českém recenzo-

vaném časopisu se na závěr výpočtu násobí „0“ (rozumějme

nulou). Z toho okamžitě vyplývá, co si RVVI myslí o publiko-

vání v českých odborných časopisech. Jsem si docela jist, že

i repetenti Horáček a Pažout vědí, a to i bez rady od Macha

a Šebestové, natožpak ctihodní členové RVVI, jaký výsledek

obdržíme při násobení nulou. Takže tudy cesta nevede. Ne-

vadí. Máme další možnosti. Výše uvedené weby. Nechť si te-

dy výzkumníci poradí, koneckonců, je to jejich krajíc chleba.

Pojďme se teď podívat na to, jak je naplněna věta z textu

uvedeného na webu RVVI: „Veřejné prostředky investované

do aplikovaného výzkumu, vývoje a inovací musejí přinášet

konkrétní ekonomický či jiný přínos z jejich realizace“.

Vzhledem k tomu, že píšu úvodník do časopisu Beton TKS,

budeme tedy mluvit o aplikovaném výzkumu. Řekněme, že

čeští výzkumníci osadí své články do Scopusu či Erihu. Jak je

však může využít český inženýr, který prostřednictvím svých

daní na tyto výzkumy přispívá, jsou-li výsledky uveřejněny

v angličtině v databázi, kam je přístup pro uživatele, tedy ne

autora, komplikovaný a často za poplatek? Ať si poradí, je

přece inženýr. A možná, když už se má zdokonalovat v cizím

jazyku, mohli bychom mu dát za povinnost odevzdat daňové

přiznání v angličtině a zaplatit ho v eurech.

Rád bych ale slyšel smysluplnou odpověď ze strany RVVI,

proč je to nastaveno zrovna takto. Možná to ale jen příliš dra-

matizuji, neboť cíl popsaný slovy „konkrétní ekonomický či jiný

přínos z jejich realizace“ je splněn. Protože je uveřejnění člán-

ků v uvedených databázích ať již přímo či nepřímo zpoplatně-

no, stejně jako přístup k těmto článkům, ekonomický přínos

zajištěn je. Pro provozovatele zmíněných databází.

O otázkách. Ať se na problematiku hodnocení výsledků vý-

zkumu dívám z kterékoliv strany, výše uvedené otázky zůstá-

vají nezodpovězené. A zůstanou dlouho, pokud na ně nebu-

deme chtít opakovaně znát odpovědi od zainteresovaných

osob. I ony jsou placeny z veřejných peněz. A povinnost od-

povídat na naše dotazy je takovým jejich politickým Scopu-

sem. Tak se jich tedy, a velmi nahlas, ptejme.

O ekonomickém růstu a trvale udržitelném rozvoji a vý-

robě betonu. Obecná média nás zaplavují euforickými repor-

tážemi o růstu HDP v tomto roce. Čísla se podle zdrojů mír-

ně liší, ale je to někde nad hranicí 4 %. Skvělé. Můžeme si vy-

dechnout a odhodit obavy ze zítřka. Z pohledu výroby beto-

nu se však o žádný zlom a růst nejedná. Posledních pět let

se drží v podstatě na stejné úrovni lehce nad 5 milionů m3 (viz

statistiky SVB ČR).

Při srovnání roku 2004 a 2014 z hlediska vyráběných pev-

nostních tříd betonů je podle statistik SVB ČR a ERMCO

možné zaznamenat významný posun: od 39 % ve dvou vyš-

ších kategoriích v roce 2004 k současným 55 %. Jedná se

o krok k vyšším pevnostním třídám, tedy kvalitnějším beto-

nům. A kvalita je pro mě jednou, nebo spíše jedinou reál-

nou cestou k naplnění často zmiňovaného trvale udržitelné-

ho rozvoje.

Obr. 1 Výroba betonu podle pevnostních tříd v roce 2004 a 2014

O závěru. Poučky říkají, že každá zpráva by měla končit

něčím optimistickým. V polovině prosince je to vskutku leh-

ký úkol, neboť se blíží Vánoce. A na ty se opravdu těším.

Přeji Vám všem veselé Vánoce a pokud možno zábavné

vykročení do Nového, ale hlavně nového roku.

Michal Števula

Ú V O D N Í K ❚ E D I T O R I A L

1

KONGRES ACI OCENIL VYNIKAJÍCÍ BETONOVÉ

KONSTRUKCE ❚ ACI CONVENTION AWARDED

EXCELLENT CONCRETE STRUCTURES


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

Milan Kalný

V článku jsou představeny stavby, které získaly ceny za vynikající betonové

konstrukce udělované poprvé v letošním roce na kongresu Amerického

betonářského institutu. V kategorii infrastruktura získala 1. cenu zavě-

šená lávka pro pěší a cyklisty se segmentovou mostovkou z UHPC

v Čelákovicích. ❚ The article introduces ACI Excellence in Concrete

Construction Awards that were presented at the ACI Convention this year

for the first time. In the infrastructure category the first place was acquired

by the cable-stayed footbridge with segmental UHPC deck in Čelákovice.

Kongres Amerického betonářského institutu (American Con-

crete Institute – ACI), který se koná dvakrát ročně, je zamě-

řený zejména na jednání pracovních skupin a na prezentace

nových poznatků v oboru. Doprovodná výstava dává příleži-

tost dodavatelům výrobků a technologií ukázat vše, co sou-

visí s výrobou betonu a prováděním betonových konstrukcí.

Ve dnech 8. až 12. listopadu 2015 přijelo na podzim-

ní kongres ACI do Denveru ve státě Colorado více než

2 000 účastníků a hostů. Poprvé právě v letošním roce by-

ly na kongresu udělovány ceny za vynikající betonové kon-

strukce v pěti kategoriích: nízkopodlažní budovy, výškové

budovy, infrastruktura, dekorativní beton, opravy a rekon-

strukce. V každé kategorii mohla mezinárodní porota udělit

1. a 2. místo, případně i čestná uznání. Vybrané stavby moh-

ly do soutěže betonových konstrukcí přihlásit pobočky ACI

v USA i v zahraničí a také mezinárodní partnerské betonář-

ské společnosti. Udělenými cenami ACI propaguje vizionář-

ské a kreativní projekty v oboru betonových staveb, které

přinášejí inovace, nové technologie a jsou významným pří-

nosem v globálním měřítku. Ceny „ACI Excellence Awards“

předala na slavnostním večeru deseti vítězům prezidentka

ACI Sharon L. Woodová, která při tom prohlásila: „Jako líd-

ři našeho průmyslového odvětví máme důležitou odpověd-

nost – musíme motivovat naše mladé odborníky tím, že jim

ukážeme neomezené možnosti a příležitosti k inovacím v be-

tonovém stavitelství.“

V kategorii nízkopodlažních budov získalo 1. cenu Muzeum

evropských a středomořských civilizací (MuCEM) v Marseille

ve Francii, které bylo současně poctěno i hlavní cenou ACI

pro rok 2015 (obr. 1). Tato ikonická stavba na nábřeží sta-

rého přístavu je prvním francouzským národním muzeem

mimo Paříž. Významně oživila centrum v Marseille, během

15 měsíců ji navštívilo 3,4 milionu lidí, daleko více než se

očekávalo. Moderní budova ve tvaru jednoduché kostky za-

halená krajkovými slunolamy se dokonale začlenila do okolí

vedle staré kamenné pevnosti, se kterou je spojena extrém-

ně štíhlou lávkou. Lehkost všem konstrukcím dává nový ma-

teriál UHPC (tmavý Ductal®). Budova MuCEM byla popsána

v časopise Beton TKS č. 5/2013. Druhou cenu v této kate-

gorii získalo Muzeum historie a sportovní hala státu Louisi-

ana v Natchitoches za inovativní uplatnění pohledového be-

tonu v interiérech.

Vlastník OPPIC

Architektonický návrh Rudy Ricciotti Architecte

Projekt SICA / ASSYSTEM

Generální dodavatel Dumez (Vinci Group)

Zhotovitel betonové konstrukce Bonna Sabla

Dodavatel betonu Lafarge

Obr. 1 Muzeum evropských a středomořských civilizací ❚

Fig. 1 Museum of European and Mediterranean Civilizations

1a

1b 1c 1d



V kategorii výškových budov byla 1. cenou odměněna Al

Hamra Business Tower v Kuvajtu (obr. 2). Tento nejvyšší

mrakodrap v Kuvajtu má kombinované využití, nabízí kan-

celáře pro podnikání, luxusní prodejní plochy a parkoviště.

Sochařsky tvarovanou věž projektovala renomovaná kance-

lář Skidmore, Owings & Merrill. Samozhutnitelný beton tří-

dy C40 až C80 se směsným cementem, mikrosilikou a po-

pílkem se čerpal až do celkové výšky 412 m. Kromě tvaru

budovy je zajímavá zejména impozantní vstupní hala. V té-

to kategorii byla udělena dvě čestná uznání: nové Free-

dom Tower s betonovým jádrem, což je první a nejvyšší věž

(symbolicky 1 776 stop) v obnoveném World Trade Center

v New Yorku, a dále areálu společnosti Adobe ve městě Lehi

v Utahu.

Vlastník Al Hamra Real Estate Co.

Architektonický návrh Skidmore, Owings & Merrill LLP

Projekt Skidmore, Owings & Merrill LLP

Generální dodavatel a zhotovitel

betonových konstrukcí

M/s. Ahmadiah Contracting and Trading

Company KCSC, Kuwait

V kategorii infrastruktury výrazně uspěly české firmy. Za-

věšená lávka pro pěší a cyklisty v Čelákovicích se segmen-

tovou mostovkou z UHPC získala 1. cenu (obr. 3). Oceně-

ní převzali dne 9. listopadu 2015 v Denveru starosta měs-

ta Čelákovic Ing. Josef Pátek, jednatel společnosti Pontex

Ing. Milan Kalný a místostarosta města Čelákovic Ing. Pe-

tr Studnička, Ph.D. Zhotovitelem lávky byl Metrostav, a. s.,

Divize 5. Materiál UHPC třídy C130/150 dodala firma TBG

Metrostav, s. r. o. Projekt a stavba lávky byly popsány v Be-

ton TKS č. 4/2014. Druhá cena byla udělena mostu přes ře-

ku Willamette ve městě Eugene v Oregonu na federální dál-

nici č. 5. Na tomto projektu (Beton TKS č. 4/2014) se vý-

znamně podílel jako hlavní inženýr prof. Ing. Jiří Stráský,

DSc.

Vlastník Město Čelákovice

Architektonický návrh KMS Architects, s. r. o.

Projekt Pontex, s. r. o.


betonových konstrukcíMetrostav, a. s., Divize 5

Obr. 2 Al Hamra Business Tower v Kuvajtu

❚ Fig. 2 Al Hamra Business Tower in Kuwait

Obr. 3 Zavěšená lávka v Čelákovicích ❚

Fig. 3 Cable-stayed Footbridge in Čelákovice

Obr. 4 Stadion Jean Bouin v Paříži

❚ Fig. 4 Jean Bouin Stadium in Paris

Obr. 5 Seismické zesílení mostu Mission v Abbotsfordu ❚

Fig. 5 Mission Bridge Seismic Retrofit in Abbotsford

2c

3a

3b

3c

2b2a



V kategorii dekorativní použití betonu se na 1. místo do-

stal ragbyový stadion Jean Bouin v Paříži, který byl v ro-

ce 2013 kompletně přestavěn pro kapacitu 20 000 diváků

(obr. 4). Prostorově zakřivený plášť a střecha stadionu vyu-

žívají lehké transparentní panely z UHPC. Celé opláštění tvo-

ří 3 600 trojúhelníkových prvků se síťovou strukturou, vedle

efektního vzhledu splňuje celá stavba i soudobé požadav-

ky na vysokou trvanlivost a udržitelnost. Druhé místo získal

pavilon organického tvaru v parku na předměstí Doral u Mi-

ami na Floridě.

Vlastník Ville de Paris

Architektonický návrh Rudy Ricciotti Architecte

Projekt Lamoreux & Ricciotti Ingenierie

Generální dodavatel Léon Grosse

Zhotovitel betonových konstrukcí Bonna Sabla

Dodavatel betonu Lafarge

V kategorii opravy a rekonstrukce byla udělena pou-

ze 1. cena za zesílení mostu Mission přes řeku Fraser

v Abbotsfordu v kanadském státě British Columbia (obr. 5).

Tento most se nachází v seismicky aktivní oblasti a je za-

ložen na píscích náchylných ke ztekucení. Kritické průře-

zy mostních pilířů v patě a v rámových styčnících byly zesí-

leny obetonováním přikotvené vrstvy UHPC. Unikátní vlast-

nosti UHPC umožnily jednoduché a účinné zesílení osla-

bených detailů původního projektu dle požadavků součas-

ných předpisů.

VlastníkMinistry of Transportation

and Infrastructure

Projekt Associated Engineering


betonových konstrukcíHRC Construction

Dodavatel betonu Lafarge North America Inc.

U čtyř z pěti nejvýše oceněných projektů byl použit jako

základní materiál ultra vysokohodnotný beton. Je to nejen

inovace, ale i příslib větší trvanlivosti betonových konstrukcí.

Díky rozptýlené drátkové výztuži použité místo klasické be-

tonářské výztuže se tím dává možnost navrhovat originál-

ní tvary a detaily, ale i konstrukce, které přes dražší materi-

ál a složitou technologii výroby prvků mohou být ekonomic-

ké a konkurenceschopné z pohledu celkových nákladů ži-

votního cyklu. Jen je třeba srovnávat místo ceny především

kvalitu. Kongres ACI také ukázal, že i po dlouhém období

krizových let českého stavebnictví máme potenciál neztra-

tit se v celosvětovém měřítku. Po pěti letech vývoje mohou

již dvě firmy v ČR dodávat beton UHPC, který má velké per-

spektivy hlavně pro prefabrikované konstrukční prvky. Čistě

technicky tento proces umíme navrhnout a realizovat. Vět-

šímu uplatnění inovací v ČR však brání příliš mnoho admi-

nistrativních omezení. K prosazení inovací je tak třeba na-

jít odvážného a strategicky uvažujícího investora nebo jít do

zahraničí.

Ing. Milan Kalný

Pontex, s. r. o.


4a

5a

4b

5b

4c

TUNELOVÝ KOMPLEX BLANKA V PROVOZU

❚ BLANKA TUNNEL COMPLEX OPEN


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

Pavel Šourek

V příspěvku je ohlédnutí za dokončením a zpro-

vozněním tunelového komplexu Blanka. ❚ The

article summarizes finalization and opening of

the Blanka Tunnel Complex.

19. září 2015, téměř po deseti letech

stavebního úsilí a po více než osmnác-

ti letech projekčních a investorských

příprav, které provázelo nemalé množ-

ství komplikací, byla pro veřejnost zpro-

vozněna nová část – severozápadní –

pražského Městského okruhu s tunelo-

vým komplexem Blanka. Stavba svým

rozsahem přesahuje hranice České re-

publiky a světovou odbornou veřejnos-

tí je vnímána jako pozitivní příklad jak

řešit problém dopravy v hustě osídle-

ných aglomeracích. Světovou silnič-

ní asociací (PIARC) byla vybrána me-

zi 27 ukázkových městských podzem-

ních staveb.

Od zprovoznění, ani ne během jed-

noho měsíce, dopravní intenzita na no-

vé trase přesáhla 70 tis. vozidel za den

a došlo tím ke značnému odlehčení po-

vrchové komunikační sítě (Argentinská,

Veletržní, Milady Horákové, Patočkova,

pravobřežní i levobřežní komunikace,

Severerojižní magistrála a mnoha dal-

ších). Dokončen byl další střípek mozai-

ky nadřazeného dopravního systému

hlavního města Prahy a bylo dosaže-

no stavu, kdy je z plánovaného rozsahu

cca 32 km Městského okruhu provozo-

váno více než 70 %.

O tunelovém komplexu Blanka by-

lo velmi podrobně referováno na strán-

kách čísel časopisu Beton TKS 6/2012

1

32

54

7



a 1/2013, případně dalších odborných

časopisů. Byl zde obsažen celý tech-

nický popis této výjimečné stavby, kde

délka tunelové trasy okruhu činí cca

5,5 km, celková délka tunelových tu-

busů více než 12 km a celková dél-

ka řešeného Městského okruhu cca

7 km. Nemá proto smysl znovu popi-

sovat popsané, tj. využití řady běžných,

ale i speciálních technologií, stavebních

postupů a projekčních návrhů, ale pou-

ze zhodnotit aktuální vývoj dokladova-

ný fotoreportáží.

Pro ilustraci rozsahu stavby snad sto-

jí zmínit alespoň ty hlavní využité tech-

nologie při výstavbě tunelů: trvalé nos-

né konstrukce ostění ze železobetonu,

stříkaného betonu, vodonepropustné-

ho betonu, slabě vyztuženého betonu,

prostého betonu, podzemní konstrukč-

ní stěny, předem i dodatečně předpjaté

konstrukce, speciální hydroizolace (fó-

liové, bentonitové, bitumenové), systé-

mové těsnění spár betonové konstruk-

ce, speciální geotechnické konstrukce

a v neposlední řadě nejmodernější prv-

ky technologického a bezpečnostního

vybavení.

Na stavbě bylo přesunuto více než

3 miliony m3 zemního materiálu a ulo-

ženo více než 1 milion m3 betonu. Prá-

ci tak získalo na řadu let několik ti-

síc pracovníků různých profesí a firem,

a to i v době ekonomické stavební kri-

ze. Celkem stavba obsahovala více než

600 stavebních objektů, cca 200 pro-

vozních souborů, více než 2 500 reali-

začních dokumentací, cca 80 staveb-

ních povolení, více než 4 000 technic-

kých rad při přípravě realizační doku-

mentace. Pokud bychom jedno celé

pare realizační dokumentace stavby vy-

stavěli na sebe, vzniklý sloupec o roz-

měru A4 by přesahoval 50 m.

Ve fotoreportáži jsou umístěny foto-

grafie z období jak těsně před uvede-

ním do provozu, tak už i vlastního pro-

vozu. Věřím, že se stavba stane zce-

la běžnou součástí denního života Pra-

žanů. Tak jako tomu bylo třeba u Vy-

šehradského tunelu, jehož výstavbu

provázelo rovněž nemalé množství dis-

kuzí o tom, zdali vůbec je v místě (tolik

spjatém s českou historií) možno stav-

bu provést. Dnes si bez tunelu pod Vy-

šehradem život v Praze nelze snad ani

představit. Nepochybuji o tom, že tomu

tak bude i u Blanky.

Všem, kteří tunel Blanka využívají, pře-

ji krátký a bezpečný průjezd. Všem, kte-

ří v blízkosti tunelu Blanka bydlí či pra-

cují, přeji klidnější život v prostředí bez

ulic plných popojíždějících automobilo-

vých kolon.

Ing. Pavel Šourek

SATRA, spol. s r. o.


Fotografie: Jakub Karlíček, SATRA

Obr. 1 Celková situace stavby tunelového

komplexu Blanka ❚ Fig. 1 Situation of the

Blanka Complex construction

Obr. 2 V první polovině září proběhly

komplexní zkoušky tunelového komplexu

Blanka ❚ Fig. 2 Complex testing of the

Blanka Tunnel Complex ran in mid-September

Obr. 3 17. září 2015 proběhlo

v Bubenečském tunelu taktické cvičení

jednotek IZS ❚ Fig. 3 On September 17,

2015, there was held a test of the emergency

services

Obr. 4 Tabule svislého dopravního značení

na Letné byly přestaveny 19. září 2015, přesně

v 14:37 h ❚ Fig. 4 Vertical traffic signs

on Letná were introduced on September 19,

2015, at 14:37

Obr. 5 Hned vzápětí do tunelu vjely první

automobily, zde rampa křižovatky Prašný

most směr Troja ❚ Fig. 5 Immediately after

that, first cars drove into the tunnel, here the

intersection Prašný most, direction Troja ramp

Obr. 6 Stavba se od prvního dne

stala běžnou součástí denního života

Pražanů ❚ Fig. 6 Construction has from

the very first day become a common part of

the daily routine of Prague inhabitants

Obr. 7 Po letech příprav, výstavby

a všeobecného očekávání tunely konečně

slouží svému účelu ❚ Fig. 7 After years

of preparations, construction and eager

expectations the tunnels finally serve their

purpose

Obr. 8 Po prvních sedmi týdnech provozu

projíždí Brusnickým tunelem 67 tisíc vozidel

denně ❚ Fig. 8 After first seven weeks of

operation, about 67,000 cars go through the

Brusnice tunnel daily

Obr. 9 Bubenečský tunel použije denně

téměř 62 tisíc vozidel ❚ Fig. 9 Bubenečský

tunnel is utilized daily by almost 62,000 cars

76

98

NOVÝ ÚSEK METRA V.A: PŘEHLED STANIC A TRAŤOVÝCH

ÚSEKŮ, SOUHRN ZMĚN BĚHEM VÝSTAVBY ❚ NEW SECTION

OF METRO V.A: OVERVIEW OF THE STOPS AND TRACK

SECTIONS, SUMMARY OF CHANGES DURING CONSTRUCTION



Anna Svobodová, Jiří Junek

Páté prodloužení trasy A metra v Praze předsta-

vuje úsek ze stávající stanice Dejvická do stanice

Nemocnice Motol, který měří 6 134 m a má cel-

kem čtyři nové bezbariérové stanice – Bořislav-

ka, Nádraží Veleslavín, Petřiny a Nemocnice Mo-

tol. Projekt významně zkvalitnil dopravní obslu-

hu území severozápadního segmentu hlavního

města Prahy a snížil negativní dopady na zdejší

životní prostředí. Klíčovými přínosy jsou redukce

autobusové dopravy na Vítězném náměstí a v je-

ho okolí a zlepšení dopravní dostupnosti motol-

ské nemocnice. První práce na stavbě metro V.A

byly zahájeny v dubnu 2010 a stavba byla uvede-

na do provozu 6. dubna 2015. Všechny podzem-

ní stanice, až na Nemocnici Motol, která je hlou-

bená, zasazená do svahu nad vstupem do FN

Motol, byly vyraženy novou rakouskou tunelo-

vací metodou (NRTM). Traťový tunel z Vypichu

do stanice Nemocnice Motol je dvoukolejný a ra-

žený též metodou NRTM. Ostatní tunely v délce

4 177 m jsou jednokolejné ražené dvěma plno-

profilovými zeminovými štíty – technologií TBM-

-EPBS (Tunel Boring Machine – Earth Pressu-

re Balance Shield), která je pro dané podmínky

oproti NRTM šetrnější, bezpečnější a také rych-

lejší. I v problematickém podloží dosáhla měsíč-

ní ražba až 625,5 m. ❚ The fifth extension of

the A metro route in Prague constitutes of the

current Dejvická stop, leading to stop Nemocnice

Motol, measures 6,134 m and has 4 new wheel-

chair accessible stops – Bořislavka, Nádraží

Veleslavín, Petřiny and Nemocnice Motol. The

project significantly contributes to quality of

transportation in the northwest segment of

the city of Prague and decreases negative

impacts on local environment. The benefits are

reducing the bus transportation on and around

the Vítězné Square and better accessibility by

public transportation of the Motol Hospital. The

first works on the V.A metro construction were

commenced in April 2010 and put in operation

on April 6, 2015. All underground stops were

constructed by the new Austrian tunnel method

(NATM), except the Nemocnice Motol stop,

which was cut and covered, located in a hillside

above the entrance to the hospital. The tunnel

from Vypich to the Nemocnice Motol stop is

two-track, and is also made by the NATM. The

other tunnels in the length of 4,177 m, are one-

tracked tunnels, driven by two EPB shields –

by the TBM-EPBS technology (Tunnel Boring

Machine – Earth Pressure Balance Shiled),

which is in the given conditions and compared

to the NATM friendlier, safer, and also faster. The

monthly boring reached up to 625,5 m even in

problematic subsoil.

Nemocnice Motol

Obr. 1 a) Celková situace stavby nového

úseku metra V.A, b) podélný profil ❚

Fig. 1 a) Overall situation of the new section

of the V.A metro, b) longitudinal profile

Obr. 2 Bořislavka: štít Adéla při protahování

stanicí, 2012 ❚ Fig. 2 Bořislavka: the Adéla

shield pulled through the station, 2012

Obr. 3 Bořislavka: armování stanice pro

definitivní ostění a příprava na betonáž,

2013 ❚ Fig. 3 Bořislavka: bar setting of

the tunnel final linings and the preparation for

concreting, 2012

Obr. 4 Bořislavka: definitivní ostění štoly

v napojení na větrací šachtu, 2014

❚ Fig. 4 Bořislavka: final lining of the tunnel

at the joint with the ventilation shaft

InvestorDopravní podnik hl. města Prahy, a. s.

Objednatel Inženýring dopravních staveb, a. s.

Zhotovitel

Sdružení Metro V.A (Dejvická-Motol)Metrostav, a. s. (vedoucí účastník sdružení)Hochtief CZ, a. s.

Projektant Metroprojekt Praha, a. s.

Supervize prováděcích projektů ražeb

ILF Consulting Engineers, s. r. o.

Dodavatel geotechnického monitoringu

Sdružení Arcadis-InsetArcadis Geotechnika, a. s. (vedoucí účastník sdružení)Inset, s. r. o.

Dodavatel technologických částí

Skanska CZ, a. s.

Doba výstavby 2010 až 2015

1b

Dejvická

Bořislavka

Bořislavka

Petřiny

Nemocnice Motol

Nádraží Veleslavín

Nádraží Veleslavín

Petřiny

Nemocnice Motol

PetřinyNádraží

VeleslavínBořislavka

Dejvickáexisting station

1a

9



V následujících kapitolách je shrnuta

pětiletá doba výstavby jednotlivých sta-

nic, traťových tunelů, liniových objektů

a dalších stavebních objektů na novém

úseku metra V.A.

STANICE BOŘISLAVKA

Jedná se o jednolodní raženou stani-

ci s hloubkou nástupiště pod terénem

27,1 m a délkou 193 m. Staniční tu-

nel navázal na úpadní 223 m dlouhou

přístupovou štolu František raženou

z portálu v ulici Kladenská a byl čle-

něn na tři dílčí výruby (dva boční a je-

den středový), které byly dále členěny

na kalotu, opěří a dno. Ražba probíhala

metodou NRTM s délkou záběru 1 m.

Výstavba stanice Bořislavka

Z důvodu zhoršených geotechnických

parametrů horninového masívu v oblas-

ti stanice a možnosti výskytu poklesů,

které by se mohly projevit na povrcho-

vých objektech, byla přijata opatření –

změny některých parametrů zajišťování

výrubu stanice a změna členění výrubu

stanice z horizontálního na horizontál-

ní pouze v rozrážce a vertikální po celé

délce stanice; zesílení ostění ze stříkané-

ho betonu ze 400 mm na 500 mm včet-

ně zhuštěného vystrojování tunelu kot-

vami, příhradovými rámy, sítěmi a pří-

ložkami atd. Pro minimalizaci poklesů

povrchu terénu a jejich vlivu na staveb-

ní objekty v ulici Kamerunská byla před

zahájením ražby vlastní stanice rea-

lizována pilotová stěna (clona) z 10 ks

pilot o průměru 900 mm a hloubce

40 m včetně zlepšení parametrů horni-

ny injektážemi v oblasti patek této stě-

ny. V rámci geomonitoringu došlo k do-

plnění a zvýšení četnosti měření a sle-

dování deformací v tunelu i na povrchu.

Z důvodu snížení vlivu výstavby na

okolní zástavbu byla zakryta vstup-

ní a manipulační část staveniště CV3

v ulici Kladenská rozsáhlou protihluko-

vou halou a byla vyměněna okna v dot-

čených objektech v rámci protihluko-

vých úprav.

Před samotnou ražbou stanice byla

pod panelovým domem čp. 599 v ulici

Kamerunská, který se nachází v zóně

možného deformačního ovlivnění, reali-

zována horizontální mikropilotová clona

z profilu rozfárání stanice pomocí mik-

ropilot R 108/16 mm v počtu 16 ks dél-

ky 12 m.

Z důvodu eliminace zpoždění ražeb

stanice Bořislavka způsobeného ne-

příznivou geologií bylo přijato dodateč-

né technické opatření, které umožni-

lo souběžné práce na doražbě střední-

ho staničního výrubu a ražbu traťových

tunelů pomocí štítu ze stanice Bořislav-

ka do stanice Dejvická. Byly použity

ochranné ocelové stěny, tzv. „paravány“

délky 8 m z obou stran středního výru-

bu. Během ražby stanice bylo vyvezeno

45 000 m3 rubaniny.

Pro zásobování ražby štíty a pro zahá-

jení betonáže spodní klenby stanice by-

lo nutné vybudovat ve stanici provizorní

násypy a zpevněné plochy, po kterých

se odkláněla doprava. Současně se zá-

sobováním těžkými prefabrikovanými

segmenty levým traťovým tunelem by-

la pravým tunelem realizována betonáž

spodní klenby stanice z důvodu dodr-

žení konečného termínu výstavby.

První dilatační díl stanice má profil

zvýšený o 700 mm pro zabudování tří

až čtyřpatrového objektu výšky 12 m

a délky téměř 70 m, který slouží jako

technologické zázemí stanice.

Bednění vrchní klenby stanice o vá-

ze 150 t bylo z posuvné formy ve sty-

lu stavebnice Merkur. Z důvodu stís-

něných podmínek v prostoru stanice ji

bylo nutné poskládat v opačném po-

řadí, od vrchních dílů (zavěšených po-

mocí čtyř 17metrových táhel v prostoru

výtahové šachty) postupně až k dílům

spodní části formy.

Pro izolaci stanice byla zvolena kom-

binace stříkané izolace na čelních stě-

nách stanice a izolace fóliové, kte-

rá se ve dně realizovala po sektorech

ve dvou vrstvách tak, aby ji bylo mož-

né kontrolovat. V období od října 2013

do půlky března 2014 byla realizována

2

3 4

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 ❚ 6 / 2 0 1 5


izolace a definitivní ostění ve vzducho-

technické části přístupové štoly Franti-

šek, která sloužila v době výstavby jako

zásobovací cesta do stanice. Na što-

lu navazuje svislá větrací šachta, kterou

proudí přes ventilátory osazené ve štole

vzduch pro větrání celé stanice. Ve što-

le byla zřízena jeřábová drážka pro ma-

nipulaci a osazení ventilátorů. Následně

byla zbylá část přístupové štoly v délce

100 m zaplněna popílkobetonem.

Pro betonáž definitivního ostění větra-

cí šachty byla zvolena technologie kon-

tinuální betonáže. Byl použit speciál-

ní beton o pevnosti C 30/37 dosahující

penetračního odporu 6 MPa potřebné-

ho pro odbednění po 6 h. Betonáž by-

la nastavena na záběry délky 200 mm

každou hodinu. Celková výška betono-

vaného úseku byla 22,06 m. I přes ne-

přízeň počasí byla celá šachta zabeto-

nována za 109 h. Pro tuto metodu bylo

nezbytné izolovat a armovat celou šach-

tu v plné výši před betonáží. Při porov-

nání metod klasické a kontinuální beto-

náže se lze jednoznačně u šachet hlub-

ších než 15 m přiklonit ke kontinuální be-

tonáži. Největší výhodou této varianty je

vyloučení spár a zamezení vniknutí vody

do konstrukce. Dochází tak ke vzniku

„vodonepropustného“ tělesa. Provádě-

ní prací je o 25 % rychlejší než u klasic-

ké metody. Dále je kontinuální betonáž

bezpečnější metoda, protože na rozdíl

od klasické metody nevznikají rizikové

činnosti při posunu a zakotvení formy.

Architektura stanice Bořislavka

Ražená jednolodní stanice Bořislavka

s výstupy oběma směry je umístěna pod

Evropskou ulicí. Dva podchody pod Ev-

ropskou ulicí byly budovány ve dvou eta-

pách tak, aby nebyla přerušena automo-

bilová ani tramvajová doprava. Výstu-

py v úrovni Evropské jsou navržené bez

přístřešků, pouze s ocelovým portálem,

signalizujícím vstup do stanice. Kiosky

výtahů jsou prosklené. V podchodech

je situo vána obchodní vybavenost. Bu-

doucí podchod pod Liberijskou ulicí pod

jihozápadním sektorem křižovatky, od-

kud je uvažován přístup do budoucího

obchodně administrativního centra Boři-

slavka, bude přímo propojen s podcho-

dem k vestibulu metra zvýrazněným pro-

skleným světlíkem.

Výrazně podélný charakter stanice je

podpořen podélným členěním obkla-

du nástupiště, dále sdruženými nosní-

ky u hran nástupiště, svítidly na stoja-

nech ve středu nástupiště a oživujícím

červeným pletencem v dlažbě nástupiš-

tě. Charakteristickou barvou je pro tuto

stanici červená a červenohnědá v kom-

binaci s opálově zelenou barvou tra-

sy A. Vrch klenby je stejně jako v ostat-

ních stanicích v odstínu „dual tone“ – dle

úhlu pohledu se barva mění od bělavé

do champagne.

Vedoucí projektu Jiří Horák, Hochtief CZ, a. s.

Odpovědný

projektant

Ing. Libor Martínek,

Metroprojekt Praha, a. s.

Architekt staniceIng. arch. Miroslav Mroczek,


STANICE NÁDRAŽÍ VELESLAVÍN

Stanice Nádraží Veleslavín je první troj-

lodní stanicí pražského metra raženou

metodou NRTM. Nástupiště se nachá-

zí v hloubce 19,4 m pod terénem. Kon-

strukční uspořádání umožnilo členě-

ný postup výstavby i v méně příznivých

geo logických podmínkách a při malé

výšce nadloží.

Výstavba stanice Nádraží

Veleslavín

Před zahájením prací na stavební jámě,

ze které byla následně ražena stanice

Nádraží Veleslavín, muselo dojít k přelo-

žení stávající kanalizace DN400 o délce

125 m a DN1000 o délce 135 m. Raž-

ba přeložek posloužila k inženýrsko-

geo logickému průzkumu pro stanici.

Dále musel být přeložen hradní vodo-

vod postavený v letech 1550 až 1573,

který zásobuje kašny a zahrady Praž-

ského hradu užitkovou vodou a je na-

pájen z Libockého rybníka.

Projekt ražené trojlodní stanice Ná-

draží Veleslavín doznal několika zá-

sadních změn. Původně zamýšlená fó-

liová hydroizolace byla z důvodu slo-

žitosti a funkčnosti detailů napojení

bočních výrubů na střední výrub na-

hrazena systémem stříkané hydroizo-

lace. Dále došlo k přesunutí techno-

logického zázemí do prostoru sjízdné

rampy v hloubené části stanice. Pro-

jekt původně počítal s umístěním tech-

nologického zázemí do samostatného

středního tunelu navazujícího na vý-

chodní část nástupiště. Zásadním dů-

vodem vedoucím k realizaci nové-

ho řešení bylo splnění termínu staveb-

ní připravenosti pro měnírnu a distri-

buční trafo (MDT) dle aktualizované-

ho řídicího harmonogramu k 1. srpnu

2013.

Po rozhodnutí o přemístění techno-

logického centra z ražené části stani-

ce do prostoru rampy byly od poloviny

Obr. 5 Bořislavka: interiér stanice, 2015 ❚

Fig. 5 Bořislavka: interior of the station, 2015

Obr. 6 Nádraží Veleslavín: ražba středního

staničního tunelu, 2012 ❚ Fig. 6 Nádraží

Veleslavín: excavation of the central station

tunnel, 2012

Obr. 7 Nádraží Veleslavín: aplikace chemické

injektáže během ražby levého tunelu, 2012

❚ Fig. 7 Nádraží Veleslavín: applying the

chemical grouting during excavation of the left

tunnel, 2012

Obr. 8 Jednokolejový traťový tunel ❚

Fig. 8 Single-track running tunnel

Obr. 9 Nádraží Veleslavín: interiér stanice,

2015 ❚ Fig. 9 Nádraží Veleslavín: interior

of the station, 2015

5

6

1 1



září 2012 prováděny předstihové prá-

ce nutné k zajištění jámy technologic-

kého centra. Jednalo se zejména o při-

kotvení severní stěny hlavní jámy, kte-

ré probíhalo komplikovanou technolo-

gií vrtání přes volnou hloubku 8 m širo-

ké sjízdné rampy.

Velkou výzvou při organizaci a pro-

vádění prací bylo postupné zahlubo-

vání technologického centra do sjízd-

né rampy v době jejího užívání pro pro-

voz ražeb stanice a vzduchotechnic-

kých propojek ve stavebním oddílu 06.

Průjezdnost rampou byla ukončena

po Dni otevřených dveří dne 20. led-

na 2013.

V průběhu ražby levého a pravého

staničního tunelu docházelo k problé-

mům se stabilitou čelby výrubu. Z dů-

vodu nutnosti zajištění bezpečnos-

ti a zvýšení stability výrubu byly použi-

ty chemické injektáže na bázi pěnicích

polyuretanů.

Počátkem listopadu 2012 bylo do-

končeno definitivní ostění obou boč-

ních staničních tunelů s komplikova-

nými konstrukčními prvky (podpůrné

sloupy a trámy), které jsou pro výstav-

bu podzemních děl unikátní. Poté byly

zahájeny ražby středního výrubu, které

byly částečně realizovány bez přístu-

pu po sjízdné rampě, pouze s vertikál-

ní obsluhou pracoviště.

Objem výrubu ražené části stanice

představoval 22 tis. m3, objem výkopu

hloubené části 70 tis. m3.

Na východní část nástupiště, která

není jinak spojena s povrchem, nava-

zuje únikový objekt složený z 13,8 m

hluboké šachty a 56,1 m dlouhé što-

ly, která se nachází pod ulicí Evropská

a kde byly za účelem zlepšení stability

horninového masivu provedeny trys-

kové injektáže. Šachta únikového ob-

jektu byla zajištěna pomocí převrtáva-

ných pilot o průměru 900 mm namís-

to původně plánované realizace po-

mocí NRTM. V únikovém objektu stej-

ně jako v trojlodní stanici, jak již bylo

zmíněno, byla poprvé v našich pod-

mínkách použita stříkaná hydroizolace

ve velkém rozsahu (více než 7 000 m2).

Aplikace hydroizolačního materiálu na

bázi polymercementu probíhala ve

třech vrstvách a vzniklo tak souvrst-

ví o tloušťce 3 mm. V místě dilatačních

a pracovních spár musela být vrstva

zesílena.

Architektura stanice Nádraží

Veleslavín

Stavební objekty vystupující nad terén

jsou minimalizované. Ztvárněním zcela

odpovídají své funkci a zapadají do da-

ného území. Jejich pojícím prvkem je

barevně jednotná ocelová konstrukce

a prosklený obvodový plášť s přiroze-

nou reflexí.

Výstupy ze stanice na terén po pev-

ném schodišti jsou navrženy jako ote-

vřené, pouze s parapetními zídkami

s keramickým obkladem v cihlově čer-

vené barvě z materiálu odolného vůči

graffiti a ulpívání nečistot na povrchu.

Svou konstrukcí a tvarem ražené-

ho profilu je stanice Nádraží Velesla-

vín jedinečná. Trojlodní profil nástu-

piště dodává stanici robustní dojem,

který podporují betonové sloupy pod

masivními podélnými průvlaky. Ten-

to dojem zvyšuje i žulová dlažba for-

mátu 600 x 600 mm. Klenby nad

nástupištěm jsou obloženy podhle-

dem z hliníkových smaltovaných la-

mel v barevných kombinacích. Slou-

py jsou obloženy nerezovým plechem.

Obklad stěn ve veřejných částech je

navržen z italské tenkostěnné kera-

miky tloušťky 3,5 mm a formátu 500

x 1 000 mm s výztužnou skelnou síť-

kou. Obklad má vertikální reliéf a při-

rozenou hrbolatost připomínající ká-

men, čímž vhodně doplňuje navrženou

dlažbu.

Vedoucí projektuIng. Petr Chamra, PhD.,

Metrostav, a. s., divize 8

Odpovědný

projektant

Ing. Eliška Bačuvčíková,


Architekt staniceIng. arch. Lukáš Jedlička,


8

7

9



STANICE PETŘINY

Jedná se o jednolodní raženou stani-

ci délky 217 m s hloubkou nástupiště

35 m, což představuje nejhlouběji umís-

těnou stanici na 5. úseku trasy A praž-

ského metra. Stanice je situována pod

ulici Brunclíkova, a proto musely být

veškeré práce prováděny při pečlivém

dodržování hygienických norem (ome-

zení hlučných prací v nočních hodi-

nách). Objekt stanice společně s rozfá-

ráním navázal na tunel pro obratové ko-

leje o délce 176,5 m a vzduchotechnic-

kou štolu o délce 93 m, která byla ra-

žena pomocí přístupové štoly Markéta.

První polovina stanice je ve stoupá-

ní 0,3 % a druhá polovina v úpadním

sklonu 0,3 %.

Výstavba stanice Petřiny

Před zahájením realizace stanice do-

šlo k významné změně koncepce opro-

ti zadávací dokumentaci. Původně mě-

la být stanice vybudována až po pro-

jetí zeminových štítů. Využitím prů-

zkumného díla – štoly Markéta o délce

220 m – byla ražba stanice realizova-

ná již v předstihu před příjezdem štítů.

Ražba stanice byla realizována tech-

nologií NRTM s délkou záběrů 1,5 m

a 1 m bez použití trhacích prací a byla

rozdělena na dva boční výruby a jeden

střední. Boční výruby byly dále rozděle-

ny na kalotu, opěří a dno a střední výrub

na kalotu, jádro a dno.

Nepřetržitý provoz ražeb stanice pro-

bíhal současně na třech pracovištích,

přičemž doprava materiálu a odvoz

57 tis. m3 rubaniny byl realizován pou-

ze štolou Markéta.

Eskalátorový tunel se z hlediska výš-

kového vedení razil ve sklonu 30°, což

je největší sklon při výstavbě metra V.A.

Ve spodní části větrací šachty byl místo

fóliové hydroizolace použit systém stří-

kaných hydroizolací o celkové tloušť-

ce 3 mm.

Výstavbou stanice došlo k narušení

přirozeného volného proudění podzem-

ní vody, a tím k vytvoření přehrady. Pro

obnovení původního hydrogeologické-

ho režimu byly ve dně stanice realizo-

vány převody vody z perforovaných tru-

bek tak, aby voda mohla volně proudit

z jedné strany stanice na druhou.

Bezbariérový přístup do stanice je za-

bezpečen dvěma rychlovýtahy ve vý-

tahové šachtě o celkové hloubce 24 m

pod terénem. Navržený způsob reali-

zace výtahové šachty byl změněn. Pů-

vodně měla být šachta vyhloubena

před vyražením vlastní stanice. Avšak

pozdním předáním staveniště vlivem

připomínek účastníků řízení pro územ-

ní rozhodnutí tomu bylo naopak. Stani-

ce se tak zcela vyrazila ještě před za-

hájením prací na hloubení šachty a te-

prve poté se výtahová šachta vyhlou-

bila do úrovně cca 3,5 m nad stanicí.

Po dokončení definitivního ostění sta-

nice, s vynecháním prostupu do výta-

hové šachty, byla provedena speciál-

ní konstrukce zčásti zabetonovaná

do definitivního ostění klenby, která za-

jistila bezpečnost práce při dohloubení

šachty a následném rozřezání primár-

ního ostění stanice. Poté došlo k napo-

jení izolace a definitivního ostění stani-

ce se šachtou.

Definitivní ostění stanice bylo dokon-

čeno dle časového plánu v požadova-

né kvalitě s dodržením zásad bezpeč-

nosti práce. Práce na definitivním ostě-

ní začaly oproti řídicímu harmonogramu

o dva měsíce později, ale díky zkráce-

ní doby montáže bednicí formy a zrych-

lení cyklu betonáže bylo definitivní ostě-

ní dokončeno s týdenním předstihem.

Architektura stanice Petřiny

Všechny povrchové objekty stanice Pet-

řiny jsou navrženy v jednotném designu,

jehož charakteristickým prvkem je sklo-

vláknobetonový obklad s výrazným re-

liéfem. Navržené zelené prvky vestibu-

lu v podobě popínavých rostlin při fa-

sádách a suchomilné rostliny společně

se vzrostlými stromy na střeše následu-

jí urbanismus minulých let a v Brunclíko-

vě ulici tak dotvářejí stávající stromořadí.

Dominantními prvky nástupiště je pro-

12

10 11

1 3



storová konstrukce „bublina“ z pohledo-

vého betonu s názvem stanice a objekt

přepravního manipulanta, který není ja-

ko obvykle řešen v podobě dodatečně

přidávaných montovaných buněk, ale

díky tvarovému a materiálovému řešení

je pevně stavebně a prostorově svázán

se stanicí. Železobetonový skelet prove-

dený z pohledového betonu je vyplněn

kombinací stěn ze sklobetonových tvár-

nic, vyzděného štukovaného parapetní-

ho zdiva a prosklených výplní.

Obklady klenutého prostoru jednolod-

ní stanice, eskalátorového tunelu a pod-

hledy pod stropy jsou provedeny ze

smaltovaných hliníkových lamel v klen-

bě s podélnou negativní spárou, kdy

k sobě jednotlivé lamely nepřiléhají. Ob-

klad klenby je na bočních plochách

v červeno-hnědém odstínu.

Vedoucí projektuIng. Jan Štoncner,


Odpovědný

projektant

Ing. Jiří Sedmidubský,


Architekt staniceIng. arch. Jiří Pešata,


STANICE NEMOCNICE MOTOL

A PŘILEHLÉ TRAŤOVÉ TUNELY

NRTM

Stanice Nemocnice Motol je jedinou

hloubenou stanicí se dvěma bočními

nástupišti na novém úseku V.A. Má dél-

ku 217 m a hloubka nástupiště je 5,6 m

pod terénem. Pod úrovní nástupišť je

navržen vestibul, který vzájemně propo-

juje nástupiště pevným schodištěm, es-

kalátorem a výtahem. Vestibul je napo-

jen na podchod pod ulicí Kukulova ústící

do hlavní budovy motolské nemocnice.

Za stanicí se nachází obratové ko-

leje o délce 406 m, na které navazu-

je objekt strojovny vzduchotechniky, je-

jíž nosná konstrukce počítá s případ-

ným prodloužením metra A dále na zá-

pad Prahy. Stanice Nemocnice Motol je

s Vypichem, kde se nacházela montáž-

ní šachta štítů, spojena 735 m dlouhým

dvoukolejným tunelem raženým meto-

dou NRTM.

Výstavba stanice Nemocnice Motol

a přilehlých stavebních objektů

Původně byl celý tunel pro obratové ko-

leje navržen jako ražený, avšak na zákla-

dě zjištěných skutečností (nedostateč-

ně soudržného nadloží) došlo oproti za-

dávací dokumentaci ke změně koncep-

ce výstavby. Úsek obratových kolejí byl

rozdělen na raženou část v délce 217 m

a hloubenou část v délce 189 m. S ohle-

dem na změnu zjištěných geotech-

nických parametrů horninového masivu

proběhla ražba tunelu pro obratové ko-

leje v délce 149 m pod ochranou mikro-

pilotových deštníků délky 12 m.

Výstavbou hloubené části obratových

kolejí došlo k narušení přirozeného vol-

ného proudění podzemní vody, a tím

k vytvoření přehrady, obdobně jako ve

stanici Petřiny. Pro obnovení původního

hydrogeologického režimu byly ve dně

stavební jámy provedeny příčné dré-

ny o rozměrech 550 x 500 mm, opat-

řené dvěma drenážními trubkami DN

200 mm.

Během ražby VZT štoly bylo zastiže-

no staré důlní dílo. Jednalo se zřejmě

o objekt vojenské nemocnice budova-

né za 2. světové války. Překvapením by-

lo, že chodba starého důlního díla byla

14Obr. 10 Petřiny: dokončování bourání

provizorního opěří, 2012 ❚ Fig 10 Petřiny:

finishing of the demolition of the temporary

bench, 2012

Obr. 11 Petřiny: stanice v primárním ostění,

2013 ❚ Fig. 11 Petřiny: primary lining,

2013

Obr. 12 Petřiny: „bublina“ z pohledového

betonu s plastickým názvem stanice, 2013

❚ Fig. 12 Petřiny: architectural concrete and

the “buble” with the title of the station, 2013

Obr. 13 Petřiny: interiér stanice, 2015 ❚

Obr. 13 Petřiny: interiér stanice, 2015

Obr. 14 Nemocnice Motol: hloubená stanice

v blízkosti areálu nemocnice, 2012

❚ Fig. 14 Nemocnice Motol: cut and cover

station near the Motol hospital premises, 2012

Obr. 15 Nemocnice Motol: osazování

předpjatých železobetonových vazníků ❚

Fig. 15 Nemocnice Motol: placing of the

prestressed reinforced concrete ties

13 15



ražena v horizontu břidlic, ačkoliv Úřad

pro výzkum půdy v Čechách a na Mo-

ravě v čele s Dr. Odolenem Kodymem

doporučil v říjnu 1944 ražbu v horizon-

tu pískovců. Na základě provedených

průzkumných prací bylo zjištěno, že

rea lizovaný rozsah starého důlního dí-

la je minimální. Dodnes zůstává záha-

dou, proč v roce 1944 toto staré důlní

dílo vyrazili pouze v objeveném rozsahu

a v břidlicích.

Zajímavostí je nosný systém proskle-

ného střešního pláště stanice tvořený

z 39 železobetonových prefabrikova-

ných obloukových nosníků. Z důvodu

nadměrného rozměru pro přepravu se

většina nosníků rozdělila na dva samo-

statné díly, které byly na stavbě vzájem-

ně sepnuty a předepnuty sedmidrátový-

mi lany. Tvar nosníků vychází z geome-

trie stanice a zároveň zohledňuje stou-

pající svah na severní straně a přilehlou

ulici na jižní straně, tzn. že každý nos-

ník má jinou délku a geometrii. Prů-

řez nosníků přechází z tvaru T v místě

vetknutí na jedné straně do tvaru licho-

běžníku s kloubovým uložením na stra-

ně druhé. Výrobce se musel vypořádat

s milimetrovými tolerancemi rozměrů

a vysokými požadavky na pohledovost

povrchů.

Architektura stanice Nemocnice

Motol

Poloha stanice využívá terénního sníže-

ní ve svahu naproti FN Motol, nástupi-

ště tak může být přímo spojeno s vněj-

ším okolím a navazující traťové úseky

pokračují v podzemí. Poloha nástupišť

na úrovni terénu a potřeba spojit stani-

ci s nemocnicí bez kolize s frekventova-

nou Kukulovou ulicí vyústila v netradič-

ní umístění vestibulu pod úrovní nástu-

piště, kde nad hlavami cestujících pro-

jíždí soupravy metra po mostě. Na ves-

tibul přímo navazuje podchod směřující

k nemocnici.

Stanice je vizuálně rozdělena na tři

části – na obou koncích jsou výstu-

py, tvořené nízkými objekty obložený-

mi modřínovými profily, ploché střechy

jsou osázeny suchomilnou zelení. Stře-

cha nad prostřední částí – nástupištěm

– je prosklená a částečně potištěná stí-

nicí grafikou, před sklem jsou osazeny

venkovní žaluziové lamely. Ve vrcholu

proskleného oblouku jsou otvíravá ok-

na sloužící k větrání během léta, která

zároveň plní funkci odvodu tepla a kou-

ře při požáru.

Na vnitřní povrchy stanice jsou použi-

ty tenkostěnné keramické obklady ne-

tradičního rozměru 3 x 1 m v decentní

béžové barvě.

Vedoucí projektu Jan Dráb, Hochtief CZ, a. s.

Odpovědný

projektant

Ing. Petr Chaura,


Architekt staniceIng. arch. Pavel Sýs,


JEDNOKOLEJNÉ TRAŤOVÉ

TUNELY TBM

Jednokolejné traťové tunely o délce

4 177 m byly raženy dvěma stroji s ozna-

čením S-609 „Tonda“ a S-610 „Adéla“,

přesněji dvěma zeminovými štíty TBM

– EPBS.

Montáž každého štítu v montážní já-

mě na Vypichu trvala dva měsíce. Pro

manipulaci s jednotlivými částmi stro-

je, které měly v některých případech

váhu přes 60 t, byl použit mobilní je-

řáb s nominální nosností 750 t. Pro do-

pravu všech součástí obou štítů i s po-

mocnými technologiemi bylo zapotřebí

přes 150 kamionů.

Délka stroje je 102 m a celková váha

bez provozních kapalin je 672 t. Stroj se

skládá z řezné hlavy o průměru 6,08 m,

motorové jednotky, ochranného štítu

a sedmi vozíků se zařízením potřebným

pro plynulý chod stroje.

K přemístění horniny od štítu na po-

vrch bylo použito přes 12 km pásové-

ho dopravníku.

Segmentové prefabrikované ostění je

složeno z 5+1 segmentu. Na celou tra-

su bylo použito 32 400 ks segmentů

o celkové váze 87 237 t. Segmenty by-

ly vyrobené z vodostavebného betonu

a po obvodu osazeny profilovanou těs-

nicí páskou.

Prstenec je svou geometrií válec, jehož

podstavy nejsou rovnoběžné. Na jedné

straně je díky tomu užší než na straně

protější. Natočením prstence podle jeho

podélné osy bylo tedy možné směrovat

tunel podle projektované osy.

Prostor mezi výrubem a vnější plo-

chou ostění byl zaplněn dvousložko-

vou injektážní směsí, která se vyráběla

v míchacím centru na povrchu. Pomo-

cí čerpadel se potom potrubím dopra-

16

17

Obr. 16 Nemocnice Motol: montáž

proskleného střešního pláště stanice, 2013

❚ Fig. 16 Nemocnice Motol: installation of

the glazed roof envelope, 2013

Obr. 17 Nemocnice Motol: interiér stanice,

2015 ❚ Fig. 17 Nemocnice Motol: interior

of the station, 2015

Obr. 18a,b Montážní jáma TBM na Vypichu

❚ Fig. 18a,b TBM assembly pit in Vypich

Obr. 19 Stavební jáma E2: a) průjezd štítu

Adéla, b) celkový pohled ❚

Fig. 19 Construction pit E2: a) transport of

the Adéla shield, b) overall view

1 5



vovala až ke štítu. Na obou strojích by-

lo provedeno zdokonalení směšovače

obou tekutých složek a tento nápad byl

patentován.

Ražby štítů z montážní šachty byly za-

hájeny 12. dubna 2011 (Tonda) a 14.

července 2011 (Adéla). Stroje celkově

absolvovaly 12 prorážek, z toho šest do

nových ražených stanic, čtyři do ote-

vřených stavebních jam a dvě do stá-

vající stanice Dejvická, kde v pondě-

lí 26. listopadu 2012 slavnostně zakon-

čily ražby. Nejlepšího denního výkonu

37 bm dosáhla „Adéla“, nejlepšího mě-

síčního výkonu zase pak „Tonda“, když

v listopadu 2011 vyrazil 625,5 m.

Projekt jednokolejných tunelů raže-

ných štíty byl rozdělen na dvě části. Prv-

ní část je etapou mezi staveništi BRE1

(ulice Na Vypichu) a E2 (ulice Evropská).

Výstavba úseku dlouhého cca 1,8 km

včetně průtahů strojů stanicemi trvala

téměř na den přesně 1 rok.

Druhá část ražeb spočívala ve výstav-

bě traťových tunelů mezi zařízením sta-

veniště E2 a stanicí Dejvická. Mezi těmi-

to ražbami musela být přestěhována lo-

gistika ze staveniště BRE1 na staveniště

E2, přičemž 80 % konstrukcí a techno-

logií z BRE1 bylo znovu použito na E2.

Pro přesun a opětovnou montáž byla

vytvořena speciální skupina pracovní-

ků. Tonda byl v průběhu přemístění lo-

gistiky protahován stanicí Bořislavka.

Pro přesunutí více než 500 t materiá-

lu mezi BRE1 a E2 bylo použito na 600

jeřábnických hodin a pět různých typů

jeřábů.

Ražby stanic i traťových tunelů probí-

haly současně. Tunelovací stroje razi-

ly pouze mezistaniční úseky a stanice-

mi a stavebními jámami byly protahová-

ny. Každý průtah byl nestandardní a při-

způsoboval se konkrétním podmínkám.

Průtahy byly postupně zdokonalovány

a stávaly se rychlejšími a efektivnějšími.

Posun stroje byl během ražby realizován

pomocí tlačných lisů, které se opíraly

vždy o poslední zabudovaný prstenec.

Ve stanici však prstence stavěny neby-

ly, a stroj se proto musel odrážet od pro-

vizorních rámů, které se opřely do kole-

jí instalovaných v kolíbkách. Po odrazu

stroje do vzdálenosti 2 m se rám posu-

nul a celý proces se opakoval. Závěs byl

pasivně tažen po kolejích, které se zpr-

vu kladly do provizorního dna tvořeného

klasickými tunelovými segmenty. Poz-

ději se místo segmentů začaly používat

ocelové konstrukce, které se ukázaly ja-

ko mnohem výhodnější řešení, neboť se

mohly použít opakovaně a jejich poklád-

ka byla mnohem snazší.

18a

19a 19b

18b



Propojky mezi traťovými tunely

Mezi jednokolejnými traťovými tunely

jsou na celém novém úseku metra V.A

po cca 200 m rozmístěny vzduchotech-

nické propojky. Tyto objekty mají za úkol

snižovat pístový účinek od jedoucích

vlaků a v případě havárie nebo požá-

ru slouží k evakuaci osob a nástupu zá-

chranných jednotek.

Místa pro vyražení propojek byla

upřesněna podle polohy a skladby seg-

mentového ostění. Před započetím vý-

stavby propojky byla do obou traťových

tunelů nainstalována ocelová rozpěrná

konstrukce, která zamezila posunu díl-

ců montovaného ostění traťových tu-

nelů během realizace propojky. Nejpr-

ve byl v segmentovém ostění vyřezán

otvor 4 500 x 3 000 mm. Ražba pro-

pojky byla prováděna dle zásad NRTM

a probíhala ve třech fázích: nejprve by-

la provedena ražba kaloty, následovalo

přeražení navyšujícího se profilu na za-

čátku kaloty a nakonec byla provedena

ražba dna propojky.

Všechny propojky v traťovém úseku

Bořislavka–Dejvická byly raženy v ne-

stabilním horninovém prostředí, které

bylo pro vlastní ražbu vzhledem k po-

loze pod ulicí Evropská velmi rizikové.

Z tohoto důvodu se v předstihu pomocí

tryskové a chemické injektáže zpevnilo

okolní prostředí. V traťovém úseku Bo-

řislavka–Dejvická bylo původně naplá-

nováno osm propojek, jedna však by-

la z výše uvedených důvodů přesunuta

do sdruženého objektu E1, který slou-

žil mimo jiné i pro vytažení zdemonto-

vaných štítů.

Liniové objekty

Po dokončení ražeb a definitivního ostě-

ní traťových tunelů následovala fáze vý-

stavby, při které byly v traťových tune-

lech provedeny veškeré konstrukce nut-

né k osazení kolejového svršku a tech-

nologického zabezpečení metra.

V rámci této fáze byly v traťových

tunelech realizovány kolejové betony,

kolejový svršek, kabelové konstrukce,

osvětlení traťových tunelů a tunelový

vodovod. Výstavba těchto objektů tra-

sy byla velmi koordinačně a časově ná-

ročná, protože musela být realizována

v souběhu s již probíhající výstavbou

vnitřních konstrukcí stanic.

Ve dně kruhových traťových tunelů

vybudovaných pomocí štítu bylo nut-

né nejdříve vybetonovat rovný podklad,

na který byly následně betonovány ko-

lejové betony. V závislosti na typu an-

tivibračního zařízení kolejového svršku

je podklad umístěn 600 nebo 800 mm

pod temenem kolejnice. Pro dopravu

betonu v traťovém úseku Bořislavka–

Dejvická byly z ulice Evropská prove-

deny čtyři zásobovací vrty do vzducho-

technických propojek.

V místech, kde by provoz metra mo-

hl hlukem ovlivňovat okolní zástavbu,

byly traťové tunely opatřeny antivibrač-

ním zařízením, které může mít dle míry

ovlivnění až tři stupně: upevnění kolejni-

ce, podkladnicové desky pod kolejnice-

mi a antivibrační rohože umístěné oko-

lo podélných pasů kolejových betonů.

Montáž koleje byla prováděna ze

100 m kolejnicových pasů, které se sva-

řovaly z 25 m dlouhých kolejnic na provi-

zorním roštu přímo na stavbě v zaváže-

cím otvoru na staveništi KU1 v Motole.

TECHNOLOGIE

Úsek metra V.A má nově zřízeny dva ne-

závislé přívody elektrické energie z roz-

voden 110/22 kV do stanic Dejvic-

ká a Nemocnice Motol. Napájení trak-

ce 750 V stejnosměrného napětí zajiš-

ťuje pět nových trakčních měníren, kte-

ré jsou umístěny do čtyř nových stanic

a do vzduchotechnického objektu E1

(Kanadská).

Oproti stávajícím stanicím bylo zvýše-

no zabezpečení objektu, zejména pro-

ti nežádoucímu vniku osob do tunelu

a navazujících částí.

Stanice jsou navrhovány dle nových

norem a směrnic Dopravního podniku

hl. m. Prahy, což má za následek mo-

dernější technologická vybavení, zvýše-

nou bezpečnost cestujících, a to zejmé-

na při požáru.

Montáž technologií byla zahájena

1. srpna 2013 ve stanici Nemocnice

Motol předáním stavební připravenos-

ti (STP) pro měnírnu a distribuční trafo

(MDT). Následně 1. září 2013 byly pře-

dány prostory ve stanici Petřiny a 1. říj-

na 2013 ve stanici Nádraží Veleslavín.

Nakonec vlivem zpoždění ražby stani-

ce Bořislavka o 200 dní se předala nej-

důležitější STP pro MDT se 120denním

zpožděním, tj. 1. prosince 2013.

V současnosti je realizován pilotní pro-

jekt pokrytí signálem mobilních operá-

torů nejen ve stanicích, ale i v tunelech

trasy V.A.

NÁKLADY NA VÝSTAVBU

Dle vedoucího odboru investic Doprav-

ního podniku ing. Lukáše Krumla se

v roce 2008 předpokládaly náklady na

výstavbu Metra V.A 18,7 mld. Kč. Po

započítání původně předpokládané in-

flace se měla celková cena vyšplhat

na 21,2 mld. Kč. Inflace naplněna neby-

la, ale projekt dostál mnoha změn. V ro-

ce 2012 byla na základě predikce do-

padů nastalých změn do ceny stanove-

na maximální cena díla na 22,5 mld. Kč,

což byla původní cena navýšená o od-

hady dodavatelů a rezervu.

ZÁVĚREM

Od ledna 2015 probíhalo odstraňování

vad a nedodělků evidované v přejíma-

cím řízení s investorem a vlivem přízni-

vého počasí se v předstihu dokončily te-

rénní úpravy a napojení výstupů na stá-

vající chodníky a komunikace. V únoru

a 1. polovině března se konalo kolau-

dační řízení s Magistrátem hl. m. Prahy.

První vlaková souprava vyjela na no-

vý úsek trasy A v noci 10. února 2015.

Ve dnech od 16. až 31. března 2015

probíhal na novém úseku metra A ově-

řovací provoz. Následně se prováděl

generální úklid celé trasy před jejím ote-

vřením.

Na Velikonoční pondělí dne 6. dubna

2015 byl slavnostně otevřen nový úsek

metra V.A. K symbolickému přestřižení

pásky došlo v 11.00 h ve stanici Nádra-

ží Veleslavín, provoz pro cestující veřej-

nost byl zahájen téhož dne od 15.00 h.

Ing. Anna Svobodová


e-mail: anna.svobodova

@metrostav.cz

Ing. Jiří Junek, CSc.



Fotografie: Jiří Junek, Metrostav, a. s.

Literatura:

[1] CYROŇ, D., HYBSKÝ, P., IVOR, Š.,

PRAJER, J., SCHIFFAUER, F.,

HASÍK, O. Technologie ražby zemino-

vými štíty jednokolejných tunelů metra

V.A. Tunel, 2011, č. 3.

[2] BICAN, P., CHAMRA, P., DOHNÁ-

LEK, V., PANUŠKA, J., VYDROVÁ, L.

Stanice Veleslavín – první trojlodní stani-

ce pražského metra navržená metodou

NRTM. Tunel, 2012, č. 1.

[3] JUNEK, J. Ukončení ražeb na stavbě

metro V.A, In: 12. mezinárodní konfe-

rence Podzemní stavby Praha 2013.

[4] VÍTEK, P., RÖSSLER, K., JUNEK, J.,

HYBSKÝ, P. Segmentové ostění metra

V.A. In: Konstrukční beton v České

republice 2010–2013, k 4. ceresu

v Mumbai 2014.

[5] LUDVÍČEK, P. Není nad účelné vyna-

kládání finančních prostředků, DP kon-

takt, 2015, č. 2.

1 76 / 2 0 1 5 ❚ 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


1. a 2. října t. r. byly na 11. mezinárodním kongresu středoevrop-

ských zemí CCC v rakouském Hainburgu, kterého se zúčastni-

lo více než 200 odborníků, prezentovány nejen špičkové techno-

logie, ale také nejnovější projekty a realizace betonových staveb

v šesti zemích: Rakousku, České republice, Chorvatsku, Němec-

ku, Maďarsku a Polsku. Na kongresu zaznělo padesát příspěv-

ků o současném stavu vývoje vysokopevnostního betonu, ult-

ra vysokopevnostního betonu, vláknobetonu a prefabrikované-

ho betonu.

Po dlouhé době výzkumu na poli UHPC byl tento beton pou-

žit kromě prefabrikovaných prvků též při zesílení silničního mos-

tu, které realizovala Rakouská správa silnic. Kryt vozovky byl na-

hrazen tenkou vrstvou ultra vysokopevnostního vláknobetonu

(UHPFRC), což zvýšilo trvanlivost silničního mostu. UHPC byl také

použit v kombinaci s ocelí S355 poprvé v Rakousku na konstruk-

ci spřaženého ocelobetonového mostu. Ocelová část průřezu by-

la vyrobena v ocelárně ve dvou částech včetně koncových příč-

ných rámů a spojovacích prvků. Obě části byly převezeny na mís-

to a uloženy vedle stávajícího ocelového mostu, kde byly svaře-

ny. Na svařenou ocelovou konstrukci byla vybetonována vrstva

UHPFRC a na ni pak bylo uloženo štěrkové lože. Nový most byl

pak během krátké výluky přesunut na místo starého mostu, kte-

rý byl demontován.

UHPC může být také použit pro tenkostěnné fasádní pane-

ly, pro velkoformátové paraboly sloužící k získávání solární ener-

gie ad. Premiéra se odehrála také na poli prefabrikovaných dře-

vo-betonových kompozitních panelů. Analýza pilotních projektů

ukázala, proč mají tyto prefabrikované panely potenciál k široké-

mu uplatnění a použití ve stavební praxi, stejně jako prefabrikova-

né dutinové panely pro betonové stropní desky nebo lepené la-

minované trámy pro dřevěné konstrukce.

Během kongresu proběhla soutěž o nej lepší poster, které se zú-

častnilo třicet kandidátů. Porota vybrala poster „Tenkostěnný tex-

tilní betonový nábytek“ Benjamina Kromosera z vídeňské tech-

nické univerzity jako ukázku perfektního propojení technologie

betonu a architektonického provedení.

Na uvítací recepci, která předcházela technickému programu,

proběhla sportovní akce, kde účastníci trénovali golf pod vede-

ním profesionálního lektora. Protože v Hainburgu byl chladný ve-

čer, „ohnivý tanec“, který byl součástí společenského večera, byl

k vidění na vnitřním dvoře kongresového hotelu.

V závěrečné sekci kongresu CCC Hainburg 2015 György Balazs

poděkoval rakouským organizátorům a pozval přítomné odborní-

ky na kongres CCC2017 do maďarské Tokaje.

Zdroj: tisková zpráva Österreichische Bautechnik Vereinigung

CCC2015: BETON – NEJNOVĚJŠÍ TRENDY

Obr. 1 Vicepresident Peter Krammer vítá

účastníky šesti zemí

Obr. 2 Porota hodnotila třicet posterů

Obr. 3 Benjamin Kromoser, vítěz soutěže

o nejlepší poster, přejímá cenu z rukou

výkonného ředitele Michaela Pausera

Obr. 4 Přátelské setkání účastníků

Obr. 5 Kompozitní deska z UHPFRC

Obr. 6 Tenkostěnný textilní betonový

nábytek

Obr. 7 Prof. Györy Balazs zve na příští setkání

na CCC2017 v Tokaji

6

1 3

4

5

7

2

PRÁCE SPECIÁLNÍHO ZAKLÁDÁNÍ NA MĚSTSKÉM TUNELU

V KARLSRUHE: ZKUŠENOSTI ZE SPOLUPRÁCE V NĚMECKÉM

PROSTŘEDÍ ❚ SPECIAL FOUNDATION ON THE CITY TUNNEL

IN KARLSRUHE: EXPERIENCE FROM COOPERATION IN THE

GERMAN ENVIRONMENT



Radek Obst, Jan Blažek

V Karlsruhe, ležícím na jihozápadě Německa

v blízkosti francouzských hranic, vzniká v sou-

časnosti rozsáhlý dopravní projekt tzv. měst-

ského tunelu. Jeho smyslem je svedení veš-

keré kolejové dopravy, a to jak tramvajové, tak

i vlakové, do tunelů, které budou procházet

pod dvěma hlavními třídami v celkové délce

cca 3 km. V následujících textech je přiblížena

koncepce technického řešení městských tune-

lů v Karlsruhe a podrobněji jsou pak popsá-

ny jednotlivé technologie speciálního zakládání,

především podzemních stěn, tryskové injektáže,

klasických pramencových kotev a tzv. GEWI tyčí.

❚ A major transportation project of a city tunnel is

currently being realized in Karlsruhe in southwest

Germany, near the French border. The main point

is to bring all rail transportation – both railway

and tramway – into tunnels, going under the

two main boulevards. The length of the tunnels

is about 3 km. The article shows the concept of

a technical solutiont of the city tunnels in Karlsruhe

and details of the individual special foundation

technology, in particular that of diaphragm walls,

jetgrouting, strand anchors and GEWI bars.

Karlsruhe s přibližně 300 tisíci obyvate-

li leží na břehu Rýna na jihozápadě Ně-

mecka a je třetím největším městem

ve spolkové zemi Bádensko-Württem-

bersko, blízko francouzských hranic.

Sídlí zde významné soudní instituce jako

Spolkový ústavní soud a Nejvyšší spol-kový soud pro kriminalitu.

Systém MHD a hlavně kolejové do-

pravy je v Karlsruhe řešen poněkud od-

lišně, než je běžné v Čechách. Rych-

lovlaky ICE, TGV a vlaky DB vyrážející

na vnitrostátní a mezinárodní trasy jsou

klasicky odbavovány z hlavního nádraží.

To ovšem neplatí u příměstských vlako-

vých linek; vlaky, které vyjíždějí do okru-

hu cca 50 km kolem Karlsruhe, jsou při

vjezdu do města svedeny na koleje běž-

né tramvajové dopravy a dále projíždě-

jí společně s tramvajemi městem a re-

spektují tramvajové zastávky. Po prů-

jezdu centra se vlaky opět napojí na ko-

leje vlakové dopravy.

Se zvyšujícím se počtem vlaků zača-

la být situace v centru Karlsruhe ne-

únosná a město přistoupilo k výstav-

bě městského tunelu pro kolejovou

dopravu (Stadtbahntunnel) (obr. 2).

Stavba započala v roce 2010 a je plá-

novaná do konce roku 2018.

ZÁKLADNÍ KONCEPT PROJEKTU

Celá stavba městského tunelu se dě-

lí na dva základní úseky ve tvaru písme-

ne T a je budována v samotném cent-

ru města pod největšími městskými tří-

dami: ve směru východ – západ pod tří-

dou Kaiserstrasse mezi Durlacher Tor

a Mühlburger Tor v délce cca 2,4 km

1

1 9



a ve směru sever – jih pod Karl-Friedrich

Strasse mezi centrální zastávkou Markt-

platz a Augenstrasse na jihu v délce cca

1 km. Ve směru východ – západ je tunel

kompletně ražen metodou TBM, na kol-

mé větvi bude ražen NRTM v přetla-

ku vzduchu, a to mezi centrální zastáv-

kou Marktplatz a Ettlinger Tor v délce

250 m, zbývající část směrem na jih až

k Augenstrasse je hloubená. Jednotlivé

úseky se dále dělí na výjezdové rampy,

tramvajové zastávky a úseky mezi nimi.

Ve východo-západní ose jsou vždy

na konci tunelu zhotoveny rampy, jež

přivedou železniční dopravu na povrch.

Jedna se nachází na východě v Durla-

cher Alle a je dlouhá 430 m, z čehož je

230 m zhotoveno hloubeným způso-

bem. Na západním konci tunelu se na-

chází cílová šachta tunelu, do níž doje-

de TBM, a v ní bude demontován. Na-

vazující rampa Mühlburger Tor je pak

dlouhá rovněž 430 m, z čehož je zho-

toveno 150 m hloubeným způsobem.

Na jižní větvi se nachází rampa Ettlin-

ger Strasse.

ZÁKLADNÍ KONSTRUKČNÍ

ŘEŠENÍ D ÍLČÍCH PRVKŮ STAVBY

A POUŽITÉ TECHNOLOGIE

SPECIÁLNÍHO ZAKLÁDÁNÍ

Geologické poměry v centru města Ka-

rlsruhe jsou poměrně monotónní. Typic-

ký geologický profil by se dal určit ja-

ko navážky s humusovou složkou moc-

nosti 3 m, dále pak vrstvy středně uleh-

lého až ulehlého štěrkopísku s velikos-

tí zrna do 100 mm. V hloubce 10 až

17 m se mohou objevit lokální „čočky“

plastického jílu. Celé město se nachá-

zí na původních štěrkových terasách ře-

ky Rýn, kde mocnosti štěrkových vrs-

tev dosahují stovek metrů. Hladina pod-

zemní vody (HPV) se nachází 3 až 4 m

pod terénem.

Práce speciálního zakládání na této

stavbě se týkaly především všech os-

mi zastávek na budovaných trasách

a hloubeného úseku od Ettlinger Tor

směrem na jih včetně všech tří nájezdo-

vých a výjezdových ramp.

Díky zdejším geologickým poměrům

a nepřítomnosti nepropustného pod-

loží musí být jednotlivé stavební celky

dokonale utěsněny proti vodě. Základ-

ní koncept řešení jednotlivých úse-

ků stavby spočívá ve zhotovení ob-

vodového pláště z podzemních stěn

(PS) nebo štětovnic kotveného v ně-

kolika úrovních pramencovými zem-

ními kotvami. Dno stavební jámy

je utěsněno tryskovou injektáží (TI),

která současně rozpíná paty obvo-

dových konstrukcí. Mělce uložené

vrstvy těsnicí tryskové injektáže jsou

dále vyztuženy tahovými GEWI tyče-

mi proti vztlaku spodní vody.

Postup výstavby je u jednotlivých os

rozdílný. U osy východ – západ, te-

dy mezi Durlacher Tor a Mühlburger

Tor, byly nejprve vybudovány pomo-

cí podzemních stěn jednotlivé zastávky

a nájezdové rampy. Po dokončení pra-

cí speciálního zakládání byly u jednot-

livých zastávek zhotoveny stropní že-

lezobetonové konstrukce (cut and co-

ver). Razicí štít TBM vyrazil ze zastávky

Durlacher Tor, která zároveň sloužila ja-

ko startovací šachta pro montáž TBM.

Štít v rámci ražby projížděl skrz již vybu-

dované zastávky po trase až do cílové

šachty na Mühlburger Tor.

U jižní osy byl postup výstavby násle-

dující: velkou část úseku tvoří hloube-

ný tunel, a to od zastávky Ettlinger Tor

až po rampu Augartenstraße. Po zho-

tovení prací speciálního zakládání, te-

dy PS, TI a GEWI tyčí, se provedl výkop

a budoucí konstrukce tunelu byla do-

vnitř vestavěna. V úseku mezi zastávka-

mi Marktplatz a Ettlinger Tor bylo štěr-

kopískové základové prostředí zmono-

litněno pomocí chemické injektáže; zde

bude v roce 2016 probíhat ražba tunelu

NRTM v přetlaku vzduchu.

ZHOTOVITELÉ PROJEKTU

Soutěž na výstavbu městského želez-

ničního tunelu byla vypsána v roce 2009

a koncem roku 2009 bylo městským in-

vestorem (KASIG) vybráno jako vítězné

sdružení firem Alpine Bau Deutschland

AG, GSB GmbH, Alpine Bemo Tunne-

lling GmbH a FCC Construction. Hod-

nota kontraktu činila tehdy cca 300 mil.

eur. Po insolvenci Alpine Bau Deutsch-

land AG a GSB GmbH v polovině ro-

ku 2013 převzala realizaci do své režie

společnost Bemo Tunnelling GmbH, jež

Obr. 1 Zastávka/startovací šachta TBM –

Durlacher Tor ❚ Fig. 1 Stop/manhole TBM

– Durlacher Tor

Obr. 2 Centrum Karlsruhe s vyznačením

nově budovaného městského tunelu

(Stadtbahntunnel) ❚ Fig. 2 Centre of

Karlsruhe with the new tunnel marked in

2



patří od léta roku 2013 do skupiny Me-

trostav, a. s.

Práce speciálního zakládání na této

stavbě prováděla přímo firma Bemo

Tunnelling GmbH, dále firma Stump

GmbH a firma Zakládání staveb, a. s.,

největší dodavatel v tomto oboru na tu-

zemském trhu.

Realizace hrubé stavby městského

železničního tunelu by měla být dokon-

čena koncem roku 2017. Celkové ná-

klady projektu se dnes pohybují kolem

600 mil. eur.

PODZEMNÍ A TĚSNICÍ STĚNY

Podzemní stěny byly realizovány v mís-

tech zastávek, ramp a hloubených tu-

nelů. Jejich tloušťky byly v rozsahu 0,8

až 1,2 m a hloubky 12 až 27 m. Délka

lamel PS byla přesně dána projektem.

Těžba probíhala klasicky na dvě bento-

nitové suspenze. Jedna byla určena pro

výkop a druhá pro betonáž. Pro kontro-

lu svislosti těžby PS byl z každé lamely

zpracován protokol na základě měření

monitoringu Jean Lutz.

Pro úseky budoucích hloubených tu-

nelů byly navrženy kotvené podzem-

Obr. 3a, b Ettlinger Strasse: realizace podzemních stěn ❚

Fig. 3a, b Ettlinger Strasse: constructing the diaphragm walls

Obr. 4 Příčný řez hloubeným úsekem na Ettlinger Strasse – rozpíraná

část, podzemní stěny jsou těsněné v patě vrstvou z tryskové

injektáže ❚ Fig. 4 Cross section of the cut and cover part in the

Ettlinger Strasse – strutting part, diaphragm walls are being sealed at

the bottom by the layer of the jetgrouting

Obr. 5 Těsnění dna stavební jámy hloubeného tunelu pomocí TI

– hloubený tunel Ettlinger Strasse ❚ Fig. 5 Packing of the excavation

pit of the cut and cover tunnel by jetgrouting – cut and cover tunnel

Ettlinger Strasse

Obr. 6 Podélný řez cílovou šachtou TBM na Mühlburger Tor zhotovenou

v PS, před šachtou byl vytvořen monoblok z TI pro bezpečný vjezd štítu

TBM, vlastní dno šachty je rozepřeno a utěsněno TI s osazenými GEWI

tyčemi ❚ Fig. 6 Longitudinal section of the TBM target station on

Mühlburger Tor made in DW, in front of the pit there was created a

jetgrouting monoblock for safe entrance of TBM machine, the bottom of

the pit itself is braced and packed by jetgrouting with GEWI bars

3a 3b

4

2 1



ní stěny. Armokoše byly osazeny ocelo-

vými průchodkami v jedné úrovni, resp.

ve dvou. Ihned po dokončení betoná-

že podzemních stěn byly do hlavy lamel

osazeny HEB profily, které byly později,

během zemních prací, osazeny výdře-

vou. Zemní práce byly potom provádě-

ny v otevřeném výkopu.

Pro objekty stanic byl navržen ji-

ný postup těžby. Nejprve byla odtěže-

na pouze zemina do úrovně budoucího

stropu, proveden železobetonový strop

a teprve potom vytěžena zbývající ze-

mina z prostoru stanice. V hlavě armo-

košů byla proto osazena startovací vý-

ztuž pro budoucí stropní konstrukci.

Na jednotlivých prutech startovací vý-

ztuže byly závity. Tento detail bylo sa-

mozřejmě nutné před zahájením beto-

náže důsledně ochránit před jakýmkoliv

poškozením a byl zároveň kladen důraz

na přesné výškové i polohové umístě-

ní armokoše. Před zahájením zemních

prací byly za rubovou stranu PS osa-

zeny štětovnice, případně HEB profily,

které zajišťovaly okolní terén.

TECHNOLOGIE TRYSKOVÉ

INJEKTÁŽE

Technologie tryskové injektáže mě-

la za úkol především utěsnit dno me-

zi podzemními nebo štětovými stěnami,

a to v místě zastávek, cílové a startova-

cí šachty, vjezdových ramp a samozřej-

mě u hloubených tunelů. Rozšířené vy-

užití měla tato technologie např. v těsné

blízkosti cílové šachty TBM na zastávce

Mühlburger Tor. Zde bylo nutné zhotovit

monoblok z TI o rozměrech 13,5 × 13,5

× 13,5 m s horní hranou 1 až 3 m pod

stávajícím terénem. Jednalo se o 26 ks

sloupů TI ∅ 3,7 m a 7 ks sloupů TI

∅ 2,6 m. Monoblok z TI slouží k zajištění

stability terénu na povrchu v poslední fá-

zi ražby TBM před vstupem stroje do cí-

lové šachty z PS. V tomto místě se razi-

cí štít, resp. jeho horní hrana, nacházel

v kritické vzdálenosti 4 m od stávajícího

terénu. Po zhotovení celého monoblo-

ku následovaly kontrolní jádrové převrty.

TĚSNĚNÍ DNA STAVEBNÍCH JAM

POMOCÍ T I

V rámci celé stavby je kladen velký dů-

raz na těsnost konstrukcí. U obvodo-

vých stěn je povolen maximální přítok

1 l/s na 1 000 m², dnem pak 1,5 l/s

na 1 000 m². U obvodových stěn nebý-

vá s těsností takový problém. Pokud se

přeci jenom problém objeví, je sanace

netěsnosti relativně jednoduchá a oka-

mžitě proveditelná. Horší je to u dna

zhotoveného z TI. V případě zjištění ne-

těsnosti a většího přítoku vody do sta-

vební jámy, než bylo povolené, je velmi

obtížné určit poruchu ve dně a celý úsek

se musí mnohdy utěsnit znovu.

Stanovení průměru sloupů TI před-

cházel rozsáhlý pokus, kde byly zkou-

Obr. 7 Příčný řez křížení automobilového

tunelu s nově budovaným tramvajovým

tunelem mezi zastávkami na Ettlinger Tor.

Přechod mezi konstrukcí starého tunelu a nově

vybudovanými PS zajišťují statické sloupy TI

v kombinaci s vyztužením z GEWI tyčí, dno

těsněno vrstvou z TI s GEWI tyčemi proti

vztlaku podzemní vody ❚ Fig. 7 Cross

section of the crossing of a tunnel for cars and

the newly built tunnel for trams between the

stops at Ettlinger Tor. Transition between the

construction of the new tunnel and newly built

UW is ensured by columns of the jetgrouting in

combination with stiffening by the GEWI bars,

the bottom is packed by the jetgrouting layer

with GEWI bars against the underground water

pressure

5 76

7



Obr. 8 Pohled na Ettlinger Strasse ❚ Fig. 8 View of the Ettlinger

Strasse

Obr. 9 Provádění tahových GEWI tyčí na hloubeném úseku Ettlinger

Strasse ❚ Fig. 9 Installation of the tensile GEWI bars on the cut and

cover part of the Ettlinger Strasse

Obr. 10 Příčný řez vjezdovou rampou na Durlacher Alle ❚

Fig. 10 Cross section of the Durlacher Alle access ramp

Obr. 11 Kotvené podzemní stěny na cílové šachtě

Mühlburger Tor ❚ Fig. 11 Anchored diaphragm wall

on the target shaft Mühlburger Tor

Obr. 12 Cílová šachta Mühlburger Tor po úspěšném výjezdu razicího

štítu TBM ❚ Fig. 12 Target station Mühlburger Tor after the moment

of successful departure of shield boring machine

98 9

10

2 3



šeny sloupy TI na ∅ 3,7 m. Tyto zku-

šební sloupy se vyhotovily v hloubkách,

kde se v budoucnu měla nacházet těs-

nicí vrstva z TI. Průměry zkušebních

sloupů se ověřovaly akustickou me-

todou a metodou otěru barvy z oce-

lových tyčí. Dále se odebírala jádra

ze sloupů TI ve třech vzdálenostech

od středu sloupu. Jádro se kontrolo-

valo vizuálně, zda je kompaktní, a dá-

le se zkoušelo na pevnost v tlaku. Pev-

nosti jádra dosahovaly 6,5 až 40 MPa.

Aby bylo dosaženo co nejlepší těsnosti

dna, byla TI zhotovena dále popsaným

způsobem.

ZVOLENÍ ZÁKLADNÍHO RASTRU

ZÁVRTNÝCH BODŮ

Základním klíčem k úspěchu je správně

zvolený rastr už v rámci projektu. Pro-

blematiku si můžeme vysvětlit na kon-

krétním případu. Těsnění dna zastáv-

ky Ettlinger Tor pomocí TI je v hloubce

23 m od terénu, sloupy TI mají ∅ 3,7 m.

Podle normy se počítá s vertikálním od-

klonem vrtu 1 %, což je v našem pří-

padě 230 mm, dále se zohledňuje ne-

přesnost závrtného bodu 50 mm. Ještě

před zhotovením TI se tedy počítá s ne-

přesností 280 mm na patě vrtu. Vezme

se trojúhelník jako spoj tří závrtných bo-

dů. V každém bodu se vynese maximál-

ní projektovaná odchylka 280 mm, a to

v tom nejnepříznivějším případu, který

by mohl nastat, tedy ve směru od stře-

du trojúhelníku. Vynesené kružnice se

musí minimálně dotýkat. Výsledkem je

základní rastr 2,3 × 2,76 m.

KONTROLA KVALITY PŘI

ZHOTOVENÍ T I

Při samotném zhotovení TI se kvali-

ta a přesnost prací kontroluje pomocí

monitoringu Jean Lutz LT3 v kombina-

ci s digitálním inklinometrem Tigor. Ten

je schopen určit směr a polohu vrtu vůči

světovým stranám a je osazen ve vrtné

koloně tyčí hned za monitorem, ve kte-

rém jsou umístěny trysky. Před začát-

kem každého vrtu se nastaví referenč-

ní směr na sever. Dále se pak při vrtání

každých 5 m měří poloha Tigoru v zemi.

Poslední měření se provádí 0,5 m před

plánovanou hloubkou vrtu. Po ukončení

TI a vytažení vrtných tyčí zpátky na po-

vrch se stáhnou data na kartu a výsled-

kem je protokol, kde je zaznamenán

směr vrtu, včetně odchylek vůči světo-

vým stranám. Jelikož byl na začátku Ti-

gor orientován na sever, není problém si

vyhodnotit, kde se nachází vytryskaný

sloup oproti projektu. Dále pak monito-

ring Jean Lutz vyhodnotí celý průběh TI.

VYHODNOCENÍ KVALITY T I

Po uzavření stavebního celku se na zá-

kladě zaznamenaných dat z monito-

ringu udělá celková analýza přesnos-

ti vrtání a kvality prací. Jednotlivé slou-

py TI se vynesou v kreslicím programu

na základě údajů z Tigoru. Sloupy se

vynášejí o průměru 3,5 m, i když pro-

jekt počítá se sloupy 3,7 m! Z důvodu

možnosti nepřesnosti závrtného bodu

odečteme 50 mm na každou stranu.

Dále se předpokládá, že sloup nedo-

sáhl plného průměru a odečte se opět

50 mm na každou stranu. Po vynese-

ní dat se objeví místa, kde je pravdě-

podobně TI netěsná. V těchto místech

se provádějí kontrolní převrty a tryskají

se další sloupy TI. Vzhledem k tomu, že

je těžké přesně cílit vrtem do možné-

ho místa poruchy, provádí se kontrolní

převrt o 500 mm hlouběji. Celé místo

se podtryská a celý sloup je přetažen

o 500 mm výš, takže dojde i k nadtrys-

kání a sanaci možné poruchy. V pro-

blematických místech se udělá kont-

rolní jádrový vrt, aby byla ověřena kva-

lita i vizuálně. Jádro se následně zkou-

ší na pevnost v tlaku, kde min. požada-

vek je pevnost 7 MPa. U velkých úseků

jsou stavební celky rozděleny příčnými

těsnicími přepážkami na menší celky.

V úseku PS jsou přepážky zhotoveny

ze Soliduru (jílocementu) a v úseku ště-

tových stěn ze štětovnic.

TECHNOLOGIE GEWI TYČÍ

GEWI tyče slouží jako tahové prv-

ky proti vztlaku podzemní vody. Jed-

ná se o svislé prvky, osazované zde

zpravidla v rastru 2,2 × 2,5 m, které

jsou ukotveny v dříve zhotoveném blo-

ku TI. Systém vrtání a injektáže je to-

tožný jako u pramencových kotev. Ce-

lý vrt je pažen na celou délku. Nejdel-

ší prvky měly hloubku vrtu 38 m a osa-

zovala se do nich GEWI tyč ∅ 50 mm

a délky 24 m. Od terénu po horní hra-

nu TI je hluché vrtání, GEWI tyč se

vždy osazuje od horní hrany TI a in-

jektuje se na celou svoji délku včetně

spoje s TI. V rámci jednotlivých úseků

je vždy 6 % tyčí zkušebních – 3 % se

zkouší na plášťové tření a 3 % se zkou-

ší na spoji tyče s TI. Na zkušební GEWI

se používají tyče ∅ 63 mm.

11

12



TECHNOLOGIE ZEMNÍCH

PRAMENCOVÝCH KOTEV

Pramencové kotvy se používaly ke kot-

vení podzemních a štětových stěn,

v oblasti ramp a u hloubených tune-

lů. Použité kotvy byly semipermanent-

ní, což v Německu znamená kotvy s ži-

votností pět let. Semipermanentní kot-

va se skládá z kořenové části, která je

bez ochrany, a dále pak z volné délky,

kde jsou jednotlivé pramence namazá-

ny vazelínou v ochranném PVC pouz-

dru. Samotné zhlaví kotvy je na délku

1,5 m osazeno ochrannou PVC chrá-

ničkou ∅ 80 až 100 mm v závislosti

na počtu pramenců. V horní a spodní

části je tato chránička vyplněna pěnou.

Prostřední část je vyplněna speciálním

plastickým cementem. Úsek s cemen-

tem slouží mimo jiné k upnutí endpa-

ckeru u kotev osazených pod HPV. Dá-

le jsou klasicky volné pramence s pře-

sahem 1,3 m pro napnutí kotvy.

Kotvy se na stavbě vrtaly na vodní vý-

plach čerpadly NB 32, která dávají vý-

kon až 500 l/min. Voda na výplach se

nejčastěji používala z vyvrtaných studní

přímo na stavbě a dále byla recyklová-

na tak, že voda vytékající z vrtu byla jí-

mána do zemních jímek a následně po-

užita na vodní výplach. Kotvy byly vr-

tány duplexovým způsobem na celou

délku vrtu. Po dosažení požadované

hloubky se do vrtu přes tyče načerpa-

la zálivková směs. Poté došlo k vyta-

žení tyčí a následně byla osazena kot-

va do pažnic vyplněných zálivkou. Při

odpažování docházelo k injektáži celé

kolony pažnic po 1,5 m etážích na ce-

lou délku kořenové části. Tlak injektáže

byl 15 bar. Injektáž se prováděla za po-

moci speciálně vyrobeného obturáto-

ru, který se upínal do pažnicového pře-

chodu na vrtné hlavě. Po odpažení byla

tedy kotva rovnou i zainjektována. Díky

injektáži přes kolonu pažnic odpadalo

použití PVC injekčních trubek a mohly

být použity pažnice ∅ 133 mm. Napí-

nání kotev probíhalo klasicky po sedmi

dnech po osazení kotvy.

Při vrtání kotev pod HPV byl nasazen

na spodní část lafety bohrpacker, kte-

rý zamezil propojení vody za konstruk-

cí se stavební jámou a pronikání štěr-

kopísku do stavební jámy. Díky přetla-

ku vody na počvě vrtu a pronikání štěr-

kopísku do pažnic se vrtalo na ztrace-

nou korunku. Další postup vrtání byl

totožný, pouze před vytažením posled-

ní pažnice z průchodky při odpažova-

ní došlo k injektáži cementové smě-

si hned za rub PS nebo štětové stěny.

Poté se rychle odpažilo a místo zvod-

nělého štěrku začala vytékat cemento-

vá směs do stavební jámy.

KONTROLA TĚSNOSTI

JEDNOTLIVÝCH ÚSEKŮ

Po dokončení stavebního celku, tedy

PS, těsnicí vrstvy z TI, tahových GEWI

tyčí a těsnicích přepážek, byla pro-

váděna celková zkouška těsnosti díl-

čích úseků. V prostoru stavební jámy

se z terénu zhotoví vrtané studny a vr-

ty určené k odečtu hladiny vody. Vrty

pro odečet hladiny se zhotoví i vně sta-

vební jámy.

Do studní se osadí čerpadla a do vr-

tů pro odečet hladiny se osadí teplotní

senzory do dvou úrovní. První je osa-

zen 0,5 m a druhý 1,5 m nad horní hra-

nu TI. Nejprve se vyčerpá voda na po-

žadovanou úroveň a poté se udržu-

je stálá hladina po dobu 12 h na jedné

úrovni. Z naměřených hodnot se určí,

zda jsou konstrukce těsné.

Díky hydratačnímu teplu, které vzni-

ká tvrdnutím TI v zemi, dosahuje teplo-

ta vody uvnitř stavební konstrukce cca

30 °C. Okolní podzemní voda má tep-

lotu cca 15 °C. Pokud by tedy zkouška

vykázala netěsnosti TI, dá se na zákla-

dě naměřených rozdílů teplot orientač-

ně určit, kudy voda do prostoru úseku

přitéká a zda jde o přítok dnem nebo

obvodovou konstrukcí.

ZÁVĚR

Městský tunel v Karlsruhe je velice ná-

ročný a složitý projekt nejen z hlediska

speciálního zakládání, ale i všech nava-

zujících prací. Práce probíhají ve stís-

něných poměrech v centru města

za plného provozu povrchové dopra-

vy i tramvajových linek. Přeložky silnic

a kolejí pro MHD jsou takřka na den-

ním pořádku. S tím souvisí i časté stě-

hování zařízení stavenišť jednotlivých

technologií.

Z hlediska firmy Zakládání staveb,

a. s., přinesla stavba hodně nových

po znatků v oblasti speciálního zaklá-

dání, nejvíce pak u technologie trysko-

vé injektáže při vyhodnocování kvali-

ty provedených prací pomocí monito-

ringu Jean Lutz s digitálním inklinome-

trem Tigor a zpětné kontroly těsnosti

stavebních celků

Ing. Radek Obst

Zakládání staveb, a. s.

Ing. Jan Blažek

Zakládání staveb, a. s.

Fotografie: Libor Štěrba pro Zakládání staveb,

a. s., a internet

Podrobný článek o výstavbě metra v Karlsruhe

vyšel v časopise Zakládání 3/2015. Redakce

děkuje Ing. Liboru Štěrbovi za redakční úpravu

pro Beton TKS.

Seznam zdrojů:

[1] www.diekombiloesung.de

[2] www.kasig.info.

Obr. 13 Vizualizace: a) řešení centrální

stanice Marktplatz, b) řešení stanice Ettlinger

Strasse ❚ Fig. 13 Visual representation:

a) arrangement of the central station

Marktplatz, b) arrangement of the station

Ettlinger Strasse

13a 13b



BETONÁŘSKÁ LITOMYŠLTřetí listopadový týden se konaly již 22. Be-

tonářské dny. Největší novinkou letošní-

ho ročníku bylo místo konání – konferen-

ce byla poprvé pořádána ve zrekonstruo-

vaných prostorách bývalého zámeckého pi-

vovaru v Evropském školicím centru v Lito-

myšli.

Po uvítacím pozdravu předsedy České

betonářské společnosti Jiřího Kolíska by-

li jmenováni dva noví čestní členové: jed-

natel společnosti Betotech Vladimír Veselý

a jednatel společnosti Pontex Milan Kalný.

Zástupci ČBS zároveň za celou betonář-

skou obec osobně popřáli pevné zdraví ne-

únavnému průkopníkovi předpjatého beto-

nu Janu Vítkovi k jeho devadesátým naro-

zeninám.

Cyklus příspěvků začal netradičně zprá-

vou Václava Brože o výrobě a instalaci stély

urnové kobky v lesním hřbitově, jejíž sou-

částí byla i prezentace krátkého filmového

záznamu celého projektu. Dopolední pro-

gram pokračoval šesti vyzvanými přednáš-

kami – Vladimír Vančík: Návrh železobeto-

nových konstrukcí spodní stavby, zajiště-

ní vodotěsnosti a omezení trhlin, Václav Zi-

ma: Výstavba cukerného sila o kapacitě

50 000 t v Českém Meziříčí, prof. Jan L. Ví-

tek: Vliv snížení soudržnosti předpínací vý-

ztuže, prof. Joaquín Díaz: BIM applications

in civil engineering, Jaroslav Kohoutek: Inte-

grální mosty v průběhu času, prof. Jiří Strás-

ký: Předpětí a konstrukce.

Následovalo pásmo přednášek rozděle-

ných do několika sekcí: mosty, navrhová-

ní a monitorig, výzkum, inženýrské a ostatní

konstrukce a nové technologie. Návštěvníci

měli možnost prohlédnout si v hlavním před-

náškovém sále instalaci tří desítek posterů,

na nichž byly představeny zajímavé české

i zahraniční projekty. Součástí konference

byla také výstava Beton 2015, kde se pre-

zentovaly firmy působící na trhu betonové-

ho stavebnictví.

Společenský večer zahájil pozitivními slo-

vy prof. Vladimír Benko, předseda odborné

poroty soutěže o výjimečné studentské prá-

ce v oboru betonu za rok 2015. Výběr vítězů

byl náročný, neboť se sešlo mnoho kvalit-

ních prací. O českou a slovenskou budouc-

nost oboru se proto není třeba obávat. Pře-

hled všech oceněných uvádíme v tabulce.

Pro účastníky konference bylo v průběhu

večera mimořádně otevřeno také sklepení

litomyšlského zámku, kde je instalována vý-

stava betonových soch českého umělce Ol-

brama Zoubka, v tuto dobu společně s vý-

stavou vánočních dekorací.

Nejen díky působivým a originálně zrekon-

struovaným prostorám litomyšlského zámku

bylo letošní setkání mimořádně přátelské.

Děkujeme ČBS za organizaci a již nyní se tě-

šíme na 23. Betonářské dny v příštím roce.

Kategorie Vyhodnocení Autor Název práce Zdůvodnění poroty

Bak

alář

ské

prá

ce

Technologie betonu

vynikající bakalářská práce

Bc. Ondřej Slabý, FSv, ČVUT v Praze

Tenkostěnné prvky z vysokopevnostního betonu – návrh a použití

za precizní zpracování návrhu tenkostěnné konstrukce z UHPC

zvláštní cenaBc. Michal Skřivánek, FAST, VUT v Brně

Vývoj samozhutnitelných betonů s rychlými náběhy pevností a modulů pružnosti

za velmi dobře zpracovanou práci v oblasti samozhutnitelných betonů včetně návrhu receptur a zkoušení čerstvého betonu

Inženýrské konstrukce

zvláštní cena Bc. Lukáš Uher, FAST, VUT v Brně

Lávka pro pěší přes řeku Dyji za podrobné zpracování projektu

zvláštní cena Bc. Jan Vobecký, FSv, ČVUT v Praze

Návrh přestavby železničního mostu na provozované trati

za zpracování návrhu železničního mostu včetně návrhu výstavby.

Budovy

vynikající bakalářská práce

Bc. Klára Pekárnová FSv, ČVUT v Praze

Analýza stěnových nosníků objektu výstavní galerie

za podrobnou analýzu stěnového nosníku

zvláštní cena Bc. Gleb Lukovnikov, FSv, ČVUT v Praze

Administrativní budova Tescan, Brno za precizní zpracování konstrukce administrativní budovy.

Dip

lom

ové

prá

ce

Technologie betonu

vynikající diplomová práce

Ing. Michal Kropáček, FAST, VŠB Ostrava

Stanovení objemových změn cementů z různých lokalit v závislosti na čase

za podrobné zpracování netradičního tématu z oblasti vlastností cementu

zvláštní cena Ing. Jan Gajdoš, FAST, VUT v Brně

Samozhutnitelné betony pro monolitické konstrukce

za mimořádně rozsáhlou experimentální práci z oblasti samozhutnitelných betonů

Inženýrské konstrukce

vynikající diplomová práce

Ing. Martin Libiger, FAST, VUT v Brně

Lávka pro pěší přes řeku Labeza originální řešení půdorysně zakřivené dvouramenné lávky přes řeku Labe v Hradci Králové

zvláštní cena Ing. Magdaléna Dudíková, FSv, ČVUT v Praze

Lávka přes silnici u Dobříšeza komplexní zpracování osobitého návrhu integrované lávky včetně postupu výstavby

Budovy zvláštní cena Ing. Adam Podstawka, FSv, ČVUT v Praze

Statické vyhodnocení tří- a čtyř-bodových ohybových zkoušek

za náročné zpracování pravděpodobnostního modelu vyhodnocování zkoušek

Dis

erta

ční

prá

ce

Navrhování a konstrukce staveb z betonu

vynikající disertační práce

Ing. Radek Štefan, Ph.D., FSv, ČVUT v Praze

Transportní procesy v betonu při vysokých teplotách

za podrobné řešení transportu teploty a vlhkosti v betonu při vysokých teplotách včetně zpracování vlastního matematického modelu (zaznělo i jako příspěvek na konferenci)

čestné uznání Ing. Lukáš Kadlec, Ph.D., FSv, ČVUT v Praze

Modelové nejistoty MKP nelineárních analýz betonových konstrukcí

za rozsáhlý a ucelený přistup ke kvantifikaci modelových nejistot v nelineárních výpočtech

Nově jmenovaný čestný člen ČBS Vladimír Veselý

Ocenění studenti se svými kantory Hlavní přednáškový sál

Výstava Olbrama Zoubka ve sklepení litomyšlského zámku

Nově jmenovaný čestný člen ČBS Milan Kalný Blahopřání Janu Vítkovi



Jitka Prokopičová

V článku je informace o výstavbě tunelu v nizo-

zemském Maastrichtu, který bude prvním

dvoupatrovým tunelem svého druhu v Evropě.

Ve spodní úrovni tunelu povede frekventovaná

dálnice A2, ve vrchní úrovni budou propojeny

lokální komunikace. Otevření tunelu je plánová-

no na prosinec 2016. ❚ This article describes

the current state of construction of a tunnel in

Maastricht, The Netherlands, which will be the

first two-level tunnel in Europe. On the lower

level, there will be a busy speedway A2, on the

upper level, all the local roads will be connected.

Opening of the tunnel is planned in December

2016.

První dvoupatrový čtyřtubusový tunel

v Nizozemsku, který se staví v Maas-

trichtu, schová pod zem nejen 2 km

frekventované dálnice A2, ale i lokální

komunikace. Tunel je nejdůležitější čás-

tí komplexního projektu s názvem Gro-

ene Lopen – Zelená cesta, který ved-

le zmíněné podzemní dopravní stavby

zahrnuje i vybudování dalších souvise-

jících komunikací (mosty, viadukty, láv-

ky pro pěší a cyklisty), zelené parko-

vé zóny nad tunelem a také developer-

ské projekty nové zástavby v této loka-

litě nacházející se v bezprostřední blíz-

kosti centra města, kde kvůli výstavbě

tunelu muselo být i mnoho domů zbo-

řeno. Díky tunelu se 80 % dopravy pře-

vede pod zem a opět se plynule spo-

jí východní a západní část Maastrich-

tu, protože křížení lokálních komunikací

s dálnicí bude probíhat pod zemí.

O výstavbě tunelu se uvažovalo dlou-

ho, ale teprve v roce 2006 byl projekt

nastartován a začala procedura výbě-

ru dodavatele formou výběrového ří-

zení, ze kterého vyšlo vítězně konsor-

cium Avenue2, jež nabídlo komplexní

řešení pro infrastrukturu a rozvoj měs-

ta. Se stavbou tunelu se započalo v ro-

ce 2011.

Tunel v Maastrichtu je prvním dvou-

patrovým tunelem v Evropě, který bude

mít parametry dálničního tunelu s dvě-

ma jízdními pruhy v každém tubusu.

Celková délka spodních tubusů, ve kte-

rých povede dálnice, je 2,3 km. Vrch-

ní část tunelu bude sloužit pro míst-

ní dopravu a je dlouhá 1,9 km. Tune-

lové tubusy mají užitnou výšku 4,7 m

při celkové výšce 5,8 m a jsou 9,2 až

11,7 m široké. Jízdní pruhy jsou širo-

ké 3,3 m. Uprostřed mezi oběma tubu-

sy je v obou patrech únikový tunel šíř-

ky 1,35 m, ve kterém jsou umístěny ta-

ké instalace.

Výstavba tunelu na omezeném pro-

storu v centru města při zachování stá-

vající dopravy na povrchu byla velkou

výzvou pro projektanty i stavbaře. Byly

při ní použity standardní stavební meto-

dy a vzhledem k podloží a možným dů-

sledkům vlivu spodní vody byl průběh

stavby kontinuálně monitorován (Ob-

servational Method).

Podloží v Maastrichtu je velmi hete-

rogenní a úplně odlišné od jiných čás-

tí Nizozemska, kde je půda měkká.

V Maastrichtu je podloží v horních vrst-

vách jílovitopísčité a přes štěrkopísky

přechází ve spodních vrstvách až k vá-

pencům, jejichž vlastnosti se ale na růz-

ných místech liší. Důsledky působení

spodních vod by mohly být drastické.

Rizikové faktory nebyly ale v tomto pří-

padě kompenzovány tradičními postu-

py (např. naddimenzováním), ale mož-

ným rizikům se předcházelo kontinuál-

ním monitorováním celé stavební jámy

na různých místech.

Největší část tunelu byla postavena

metodou hloubení v otevřené jámě (cut-

-and-cover), horní hrana tunelu je 1,5 m

pod úrovní okolního terénu. (Zvažován

byl i ražený tunel, ale to by znamenalo

umístit jej ve větší hloubce, s čímž sou-

visí i vyšší nároky na prostor u vyústě-

ní tubusů na povrch, delší rampy apod.

a současně i celkově vyšší náklady.)

Stavební jáma délky 2,3 km, šířky 30 m

a hloubky 17 m byla zajištěna pomocí

štětových stěn zapuštěných v hloubce

25 m a bentonitu. Horizontálně zpevně-

ní zajišťovaly ocelové pažnice. Na ně-

kterých místech byla stavební jáma pří-

liš široká a stěny musely být zajištěny

zemními kotvami.

Výstavba tubusů probíhala způsobem

zvaným „Bouwtrein“ (obr. 3), po seg-

mentech dlouhých 24 m, které byly be-

tonovány nikoliv v řadě za sebou, ale

Obr. 1 Dvoupatrový tunel v Maastrichtu: příčný řez ❚ Fig. 1 Two-level tunnel in Maastricht: cross section

Obr. 2 Model tubusů: a) jižní vyústění,

b) vyústění na severní straně ❚

Fig. 2 Models of the tunnel tubes: a) south

end, b) north end

Obr. 3 Ukázka postupu výstavby metodou

„Bouwtrein” ❚ Fig. 3 Progress of the

construction by the Bouwtrein method

1

3

2b

DVOUPATROVÝ TUNEL V MAASTRICHTU ❚

TWO-LEVEL TUNNEL IN MAASTRICHT

2a

2 7



na přeskáčku, aby se lépe využil čas.

Segmenty byly odděleny vertikálně vo-

dotěsnými stěnami z bentonitu, aby se

při hloubení předešlo sesutí půdy (i vli-

vem odvodnění stavební jámy). Postu-

povalo se následovně: štětové stěny,

odtěžení zeminy, základová deska, stě-

ny, strop spodního tubusu, následně

stěny vrchního tubusu a strop, zásyp

a demontáž štětových stěn. Výstavba

tunelu probíhala nejprve od jihu k seve-

ru, ale později se stavělo z obou stran,

což celý proces urychlilo.

Pouze v místech, kde kvůli nedo-

statku prostoru nebylo možné dlou-

hodobě odklonit frekventovanou do-

pravu na povrchu jinam, byla část tu-

nelu (170 m) provedena z podzemních

železobetonových stěn. Zemina byla

odtěžena pouze do úrovně budoucí-

ho stropu tunelu, poté byly vyhloube-

ny úzké rýhy, ve kterých byly z povr-

chu betonovány stěny tunelu (tloušťky

1,2 m a hloubky 20 m) a na nich strop-

ní deska tloušťky 0,9 m. Následně by-

la stavební jáma zasypána a byl obno-

ven provoz na jejím povrchu. Prostor

pod definitivním stropem potom mohl

být odtěžen a dobetonovala se zákla-

dová deska tunelu aniž by byl ovlivňo-

ván provoz na povrchu. Uprostřed byl

strop podepřen pomocnými ocelovými

sloupy, které byly po dokončení tune-

lu odstraněny.

Na stavbu tunelu bylo použito celkem

300 tisíc m3 betonu (25 tisíc mixů). Do-

dával se většinou přímo na místo uklád-

ky, pouze v některých částech se pum-

poval na vzdálenost až 150 m.

Součástí tunelu jsou i dvě servisní

technické budovy – řídicí centra – kte-

ré jsou umístěny na obou stranách vy-

ústění tunelu a jsou postaveny praktic-

ky na tubusech tunelu. Na jižní straně

je servisní budova umístěna na vrch-

ním tubusu a je tak nejvyšším bodem

celého tunelového komplexu, na sever-

ní straně, kde tubusy nevyúsťují v jed-

nom místě, ale horní tubusy jsou z dů-

vodu křížení dopravy nad zemí a napo-

jení komunikace vedoucí z centra krat-

ší, je na tubusu spodním.

V současné době je podzemní hrubá

stavba dokončena, pokračují dokončo-

vací nadzemní práce, provádění instala-

cí a testování.

Slavnostní otevření tunelu je pláno-

váno 16. prosince 2016 za účasti krá-

le Willema Alexandra, po kterém bu-

de stavba pojmenována. Spodní část

tunelu (dálnici) plánují ale stavbaři ote-

vřít o tři měsíce dříve, aby se odlehči-

la doprava a mohly se dokončit práce

na povrchu, kde vznikne parková zóna

a na místě současné dálnice bude např.

vysazeno na 2 tisíce lip.

Celková investice projektu zahrnující

stavbu tunelu, infrastrukturu nad ním

i konečnou parkovou úpravu je kolem

jedné milardy eur. Projekt Groene Lo-

pen je tzv. Public Private Project a po-

dílí se na něm jak státní, tak soukromý

sektor. Větší díl financuje stát, region

a město, určitou částí přispívají i fondy

EU. Soukromý sektor se podílí přede-

vším na rozvoji výstavby bytových i ko-

merčních jednotek na povrchu a nese

v tomto případě vlastní riziko. To riziko

je nemalé, již teď je jasné, že některé

plánované projekty výstavby nebudou

realizovány a někteří dodavatelé jsou

ve velkých finančních potížích.

To nejdůležitější je, že budování pod-

zemní dopravní tepny a na ní navazu-

jící dopravní infrastruktury a ozeleně-

ní města probíhá v souladu s časovým

plánem i stanoveným rozpočtem.ś

Jitka Prokopičová

autorka žije v Nizozemsku

e-mail: jitka.prokopicova

@hotmail.com

Fotografie: 4 – Reen van Beek,

5 – Bert Janssen, 6 – Peter Wijnands

(všichni archiv Projectbureau A2 Maastricht)

Obr. 4 Pohled na otevřenou stavební jámu,

s odkloněnou trasou frekventované pozemní

komunikace v těsné blízkosti ❚ Fig. 4 View

to the open construction pit, the deviated busy

road in the near proximity

Obr. 5 Část úseku realizovaná z podzemních

železobetonových stěn ❚ Fig. 5 Section

casted on the reinforced concrete diaphragm

walls

Obr. 6 Pohled na vyústění tunelu na severní

straně, kde jsou horní tubusy kratší

❚ Fig. 6 View of the north end of the tunnel,

where the upper tubes are shorter

Investor

Projectbureau A2 Maastricht

(stát, město Maastricht, provincie

Limburg a město Meerssen)

Hlavní dodavatel Avenue2 (Ballast Nedam, Strukton)

Dodavatel betonuDodavatel betonu Mebin (HeidelbergCement Group)Mebin (HeidelbergCement Group)

54

6

ZESILOVÁNÍ ZÁKLADŮ PŘEDPJATÝMI KONZOLAMI A KLENBAMI

– VĚŽ RADNICE VE VYŠKOVĚ ❚ STRENGHTENING THE

FOUNDATIONS USING PRESTRESSED CANTILEVERS AND

VAULTS – VYŠKOV TOWN HALL TOWER


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

Ladislav Klusáček, Zdeněk Bažant,

Marek Volf, Antonín Paseka

Zesílení základů historických architektonických

objektů pomocí předpjatých konzol a kleneb je

účinnou metodou redukce napětí v základové

spáře. Toho lze dosáhnout plošným rozšířením

původních základů, u nichž se příčnými předpí-

nacími kabely dosáhne nejen zmonolitnění roz-

šíření s původním základem, ale i okamžité akti-

vace a redukce tlaku na základovou spáru pod

původními základy. Kabely se vkládají do nového

betonu jako monostrandy, do původních zákla-

dů se vloží do náhradních kabelových kanálků

(SCDM) vyvrtaných ve zdivu nebo betonu zesi-

lovaných základů. Předpětím se získá téměř

okamžité přerozdělení napětí v základové spáře

pod původními základy, které se často zvyšuje

při rekonstrukcích či nadstavbách původních

objektů. Mimostředným uspořádáním předpí-

nacích kabelů, zejména u základových konzol,

spolu s pružným přetvořením původních základů

lze docílit jejich účinného zatlačení do podloží,

vzniku reakce podloží na toto zatlačování, a tedy

snížení napětí pod původními základy. V tomto

článku jsou uvedeny výsledky 15letého sledo-

vání takto zesílených základů nakloněné vyškov-

ské radniční věže, které ukazují vliv předepnutí

a jeho dlouhodobou stálost. ❚ Strengthening

of historical building foundations by using pre-

stressed cantilevers and vaults represents an

effective method of stress reduction in the

foundation base of buildings. It can be achieved

by widening of the existing foundations. Pre-

stressing cables are used not only for bonding

the widening with the old base constructions

but also to activate and reduce the stress on the

foundation base of the existing constructions

just at the time of the pre-stressing. Cables are

placed as monostrands into the new concrete.

In case of the existing foundations, cables are

inserted into cable ducts (SCDM, Substituted

Cable Duct Method), which had been drilled

into old masonry or concrete constructions. This

leads to almost immediate distribution of stress

through the foundation base which is often

increased during reconstructions of buildings.

The eccentric arrangement of cables along with

the deformation of original foundations provide

effective deformations and so pressing into the

subsoil, especially in case of the prestressed

cantilevers, which creates reaction of the subsoil

and hence reduction of stress under the existing

foundations. The article demonstrates results

of 15-year long measuring of foundations of

a town hall in Vyškov which were strengthened

with use of this method and the positive effect

of prestressing of historical building foundations

using pre-stressed cantilevers and vaults as well

as its long term permanence.

U rekonstrukcí objektů se často opo-

míjí nezbytnost souladu úpravy nad-

zemních konstrukcí s případným zesí-

lením konstrukcí základových. Tam, kde

se zvyšuje zatížení na základovou spá-

ru, jak je tomu u přístaveb apod., je vět-

šinou prověřování původních základů

věnována pozornost. U většiny poško-

zených původních stavebních objektů,

u nichž nedošlo ke zvýšení tlaku na zá-

kladovou spáru, se často příčina jejich

poruch nachází v podzákladí. Primár-

ně to může být původně problematické

podloží stavby, sekundárně základová

půda, dříve vyhovující a v současnos-

ti poškozená lidskou činností nebo pří-

rodními vlivy. Nelze ovšem vyloučit i úči-

nek nevhodného tvaru starých zákla-

dů či změnu původního tvaru základové

konstrukce předchozími rekonstrukční-

mi zásahy [5].

Vyškovská radniční věž byla před

adaptačním zásahem do jejich zákla-

dů nestabilní a byla vykloněna. Zesíle-

ní základů této vysoké a nestabilní kon-

strukce dobře ilustruje použití zesilová-

ní základů významným plošným rozší-

řením předpjatými betonovými konzola-

mi a obrácenými klenbami [2].

PLOŠNÉ ROZŠÍŘENÍ ZÁKLADŮ

V KOMBINACI S PŘEDPĚTÍM

Zesílení základů plošným rozšířením,

a tedy zvětšením základové spáry, je

1

2b2a



způsob užívaný hlavně u rekonstrukcí.

Pokud se má skutečně dosáhnout pře-

rozdělení napětí v základové spáře, pak

nejproblematičtější je spojení nového

a původního základového pásu, proto-

že přenesení normálových a smykových

sil na jejich styku často používanými tr-

ny, dodatečně kotvenou výztuží apod.

bývá nedokonalé či přímo sporné. Do-

datečné předepnutí styku obou kon-

strukcí odstraňuje tahová napětí, smy-

kové namáhání lze pak přenést smy-

kovými hmoždíky a spolehlivost takto

navrženého zesílení základů významně

vzroste [4]. Proto lze použití dodateč-

ného předpínání při rozšiřování základů

považovat za další vývojový stupeň to-

hoto způsobu zesilování základů.

Zvětšení základů výrazným plošným

rozšířením v kombinaci s předepnutím

publikoval již prof. Hruban (obr. 1), kte-

rý předpokládal vrubový kloub v mís-

tě spojení rozšiřujících konzol s původ-

ním základem. Účel je zřejmý – umož-

nit pootočení vyložených částí a půso-

bením předpínací síly dosáhnout zatla-

čení rozšiřující části základu do podloží.

Takové zatlačení musí být doprovázeno

vznikem reakce v místě spojení směřují-

cí vzhůru, a tím zmenšením tlaku na pů-

vodní základovou spáru. Při bližším

rozboru přetvoření původního základu,

rozšiřující konstrukce a podloží se ale

ukáže, že v některých případech není

použití kloubu pro dosažení okamžité

aktivace rozšíření nezbytné [1], [3], [11].

Numerická studie provedená pro kon-

strukční soustavu složenou z nového

betonového základu a původního zá-

kladového zdiva (obr. 2a, b) ukázala, že

účinného zatlačení do podloží lze do-

sáhnout pružným stlačením původní-

ho základu, zejména jde-li o základ vy-

tvořený zdivem, jehož modul pružnos-

ti je obecně oproti např. betonu vý-

razně nižší. Na obr. 2a je znázorněno

zatlačení mimostředně předpjaté vylo-

žené konstrukce do podloží za předpo-

kladu, že konstrukce je ve styku s pů-

vodním základem modelována s do-

konalým vetknutím. Na obr. 2b je na-

proti tomu znázorněno zatlačení do té-

hož podloží, ovšem dokonalé vetknutí

je nahrazeno hmotou původního zákla-

du, ke které je vyložená konstrukce při-

pojena. Je vidět, že deformace vylože-

né konstrukce vlivem dodatečného pře-

depnutí je výrazně větší, a to zejména

jde-li o základové zdivo.

Výsledky numerické studie provede-

né autory příspěvku [11] jsou zobraze-

ny na obr. 3. Graf ukazuje velikost re-

akce R [kN] vyvolané dodatečným pře-

depnutím směřující svisle vzhůru v zá-

vislosti na modulu přetvárnosti podlo-

ží pro různé hmoty původního základu

vyjádřené modulem pružnosti materiá-

lu. Pro srovnání jsou uvedeny i moduly

pružnosti odpovídající oceli a kvalitnímu

betonu, což jsou nereálné materiály ze-

silovaného základu, ale dobře dokres-

lují hledanou závislost. Podloží bylo mo-

delováno zjednodušeně jako Winklero-

vo. Je vidět, že pro velmi tuhý mate riál

původního základu vzniká významná

odlehčující reakce prakticky až na pů-

dách štěrkovitých. S klesajícím modu-

lem pružnosti původního základu vzni-

ká významná reakce již při základových

půdách typu jílů, spraší, což byl právě

autory řešený případ zesílení základů

věže. Při těchto kombinacích základové

půdy a zdiva zesilovaných základů totiž

pružné stlačení základového zdiva vli-

vem dodatečného předepnutí umožňu-

je pootočení a prakticky okamžitou ak-

tivaci vyložených rozšiřujících základo-

vých pásů.

PORUCHY VĚŽE VE VYŠKOVĚ

Radniční věž ve Vyškově (obr. 4) byla

před adaptačním zásahem do základů

nestabilní a byla vykloněna. Velikost vy-

klonění byla zjištěna geodeticky a činila

v době návrhu zesílení základů a static-

kého zajištění věže až 350 mm v úrovni

vyhlídkového ochozu. Naklonění směřo-

valo do dvou směrů, na východ (do ná-

Obr. 1 Zesílení základů vyloženými

předpjatými pásy podle prof. Hrubana

❚ Fig. 1 Strengthening of the foundations

using prestressed strips by prof. Hruban

Obr. 2 a) Zatlačení předpjatého pásu

při dokonalém vetknutí v místě styku se

základem, b) zatlačení předpjatého pásu při

nahrazení vetknutí hmotou původního základu

(zdivo, E = 2 000 MPa) ❚ Fig. 2 a) Forcing

the fixed prestressed strip into the subsoil at

the contact with the foundation, b) forcing of

the prestressed strip during the replacement

of the fixed support due to flexible deformation

of the original foundation (masonry,

E = 2 000 MPa)

Obr. 3 Velikost reakce R v závislosti

na modulu přetvárnosti podloží a pro různé

moduly pružnosti původního základového

zdiva ❚ Fig. 3 Reaction R depending

on the subsoil modulus of deformation and

for different modulus of the elasticity of the

original foundation masonry

Obr. 4 Vychýlení věže radnice ve Vyškově

❚ Fig. 4 Declination of the town hall tower

in Vyškov

0

10

20

30

40

50

60

70

0 20 40 60 80 100

Modul přetvárnosti Edef [MPa]

Reakce p

řed

ep

nuté

ho

ro

zšíření R

[kN

]

1 - E = 500 2 - E = 3 - E =

1 0002 000

4 - E = 5000 5 - E = 30 000 6 - E = 210 000

R

Jílovité zeminy Písčité zeminy Štěrkové zeminy

3 4



městí) a na sever. Nestabilita byla zřej-

má i subjektivním pozorováním, proto-

že výkyvy od větru byly pozorovatelné

v trhlinách v jejím napojení na zbývají-

cí části radnice. Docházelo zde k po-

stupnému rozšiřování trhlin, a dokonce

k vypadávání rozdrcené malty ve formě

jemného písku do interiéru. V místě spo-

jení věže a radničních budov docháze-

lo k periodické tvorbě trhlin (vždy znovu

po jejich zapravení). Později se ukáza-

lo, že trhliny (mezery) mezi zdivem věže

a radnice dosahují šířek běžně 50 mm,

lokálně i 90 mm, což potvrdilo závaž-

nost situace a vysokou míru naléhavos-

ti řešit nestabilitu věže. Průzkum pod-

základí ve spojení s výpočtem zatížení

podzákladí a studiem poruch radniční

věže s vysokou pravděpodobností pro-

kázal, že pravý (v pohledu z náměstí) zá-

kladový pás v důsledku promočení vrs-

tev podzákladí v hloubce prosedá a věž

se naklání. Trhliny ve styku věže s bu-

dovami a v budovách radnice svědči-

ly o tom, že docházelo k oddělení věže

zdola nahoru od radničních budov (de-

formace fasádního zdiva budovy radni-

ce po levé straně věže těsně pod úrov-

ní římsy vyjadřovala směr pohybu věže

– vyklánění věže do náměstí s mírnou

rotací proti směru hodinových ručiček).

Průzkum jednoznačně stanovil, že příči-

na odklánění věže od budov radnice je

v podzákladí.

PODLOŽÍ A PŘÍČINY

NESTABIL ITY

Stavění a rekonstruování objektů bez

komplexního geologického průzkumu

a bez konzultací s inženýrem geologem

je ve svých účincích nezodpovědné

a nebezpečné. Omezení rozsahu prů-

zkumu z finančních či jiných důvodů ne-

ní rozumné, neboť neznalost vlastnos-

tí podloží může významně zvýšit nákla-

dy na provedení či rekonstrukci stavby.

Je všeobecně známé, že při rekonstruk-

cích staveb jsou nejdražší adaptace zá-

kladů. V daném případě byl proveden

průzkum a jeho následné zhodnocení.

Základovou půdu v oblasti věže radni-

ce tvoří kvartérní sedimenty, zastoupe-

né zde svrchnopleistocénními sprašemi

tuhé konzistence o mocnosti cca 8 m,

které spočívají na vrstvě zvodnělého

a ulehlého hlinitopísčitého štěrku. Před-

kvartérním podkladem jsou pak ter-

ciérní neogenní spodně tortonské váp-

nité jíly (tégly), pevné konzistence. Je-

jich povrch je v hloubce cca 10 m pod

povrchem území [9], [10]. Podzemní vo-

da je vázaná na průlinově propustné hli-

nitopísčité štěrky v hloubce cca 8,2 m.

Důležitý je i fakt, že objekt se nenachá-

zí ve svážném území [5]. Na základě

zhodnocení průzkumu bylo možno kon-

statovat, že zatímco obvyklá (původ-

ní) vlhkost se pohybuje obvykle kolem

20 až 22 % (tento stav byl pozorován

během průzkumu v otevřených son-

dách od hloubky cca 1,5 m do základo-

vé spáry v hloubce cca 2,8 m ve vrst-

vách hlín F5, F6), pak pod základovou

spárou od hloubky cca 3 m až k vrst-

vě G4 (do hloubky cca 7,4 m) byly hlí-

ny F5, F6 ve stavu zvýšené vlhkosti až

33,8 % [8]. Tato vlhkost se blížila me-

zi tekutosti (ωL = 38 až 43 %), což ved-

lo ke zhoršení (snížení) přetvárných mo-

dulů zemin a tím k dodatečnému nerov-

noměrnému sedání.

Radnice se nachází na hlavním ná-

městí Vyškova a z provozních důvo-

dů byla vyloučena možnost zesílení zá-

kladů vrtanými pilotami. Také použi-

tí mikropilot bylo problematické vzhle-

dem k půdorysnému uspořádání vě-

že v úrovni terénu a v základech. Jako

vhodné řešení bylo doporučeno ploš-

né rozšíření základu, kterým bylo mož-

né dosáhnout výrazného snížení tlaku

na základovou spáru.

KONSTRUKČNÍ ŘEŠENÍ ZESÍLENÍ

ZÁKLADŮ A JEHO PROVÁDĚNÍ

U starých, obvykle pásových základů

je často nutné rozšířit plochu základo-

vé spáry. Dochází k tomu při zhoršení

únosnosti podzákladí, nebo v případě,

že konstrukce byla dodatečně přitíže-

na (např. nadstavbou). Nelze též vylou-

čit nezbytnost ztužení základů ve vodo-

rovné rovině. Jestliže existuje možnost

rozšíření základů, pak je rozumné vyu-

žít únosnosti základové půdy. Proto se

např. navrhují zesílení uspořádaná ja-

ko oboustranně vyložené betonové pá-

sy (u osamělých základů), nebo jako ob-

rácené (reverzní) klenby, které mohou

být nepředepjaté nebo předepjaté, a to

hlavně v případě zesilování dvou blízko

sebe ležících základů.

Stavební průzkum původních zákla-

dů ukázal, že základy věže jsou tvoře-

ny dvěma základovými pasy z kamen-

ného zdiva, které byly založeny v ne-

stejných hloubkách. Zdivo bylo prove-

deno z droby na relativně pevnou (pa-

trně hydraulickou) maltu. Konstrukční

řešení zesílení základů spočívalo v roz-

šíření plochy základové spáry vyložený-

mi betonovými pásy na obou vnějších

stranách původních základových pasů

spolu s využitím plochy mezi původní-

mi základy, kde byla navržena obrácená

betonová klenba (obr. 5). Následné pře-

depnutí předpínacími kabely složenými

z monostrandů zajistilo nejen zmonolit-

nění rozšiřujících a původních konstruk-

cí, ale také aktivaci vyložených konzol.

Obrácená klenba vložená mezi původ-

ní základy zajišťuje především efekt tu-

5 6



hé rozpěry mezi nimi, což je klíčové pro

spolehlivé předepnutí soustavy. Dal-

ším efektem je jistě také mírné zatlačení

směrem do podloží a její aktivace. Z dů-

vodu vysoké ohybové tuhosti klenby je

ale tento efekt ve srovnání s působe-

ním konzol malý a v návrhu s ním neby-

lo uvažováno. Tím došlo k radikálnímu

zvětšení základové spáry a po plném

přerozdělení napětí bylo možné očeká-

vat pokles původního namáhání v zá-

kladové spáře zhruba na polovinu.

Rekonstrukce byla realizována od lis-

topadu 2000 do února 2001. Po za-

mezení vniku vody do podloží věže by-

la její původní základová plocha pro-

střednictvím předepnutí zvětšena ob-

rácenou (reverzní) železobetonovou

klenbou a oboustrannými železobeto-

novými konzolami. Nejprve byly vý-

kopem obnaženy staré základy, dále

v původním základovém zdivu vyřezá-

no podélné zazubení (smykové hmož-

díky), do vrtaných otvorů vloženy a za-

lity pruty betonářské výztuže jako smy-

kové vyztužení původního zdiva a vyvr-

tány náhradní kabelové kanálky (SCDM

– Substitute cable duct method) pro

předpínací kabely. Následně byly ulože-

ny betonářská výztuž, předpínací kabe-

ly (ze tří předpínacích lan typu monost-

rand), strunové tenzometry a provede-

na betonáž. Po zatvrdnutí betonu bylo

předepnutím kabelů zajištěno spolupů-

sobení starých a nových základů. Ulo-

žení vodorovných lan v základech bylo

záměrně zvoleno excentricky tak, aby

byla proti podloží zajištěna aktivace jak

konzol, tak i částečná aktivace obráce-

né (reverzní) klenby.

Předpokládalo se, že k aktivaci do-

jde teprve v průběhu několika měsí-

ců. Měření přetvoření základů pomocí

zabetonovaných strunových tenzomet-

rů však prokázala, že aktivace základů

nastala prakticky ihned po předepnutí

– bezprostředně po předepnutí základů

vzniklo tlakové napětí v rozšířené zákla-

dové spáře na úrovni cca 40 % výsled-

ného napětí uvažovaného po plném

přerozdělení zatížení na původní a no-

vé základy. Dále bylo zjištěno, že téměř

okamžitě se v betonu objevila tlaková

přetvoření na úrovni cca 20 až 40 %

konečného přetvoření, kterého pak by-

lo dosaženo po jednom roce. Plné pře-

rozdělení se ovšem projevilo až později.

Jedná se totiž o dlouhodobý jev, jehož

časový průběh lze odhadnout jen orien-

tačně. Na těchto upravených základech

byla stabilizace (tj. dokonalý vývoj vlivu

zesílení základů) sledována a vyhodno-

cována po dobu 15 let.

Zmonolitnění věže a přilehlých bu-

dov radnice tak, aby trhlinami oddělené

konstrukce působily jako jeden celek,

bylo následně realizováno dalšími ka-

bely, vedenými po výšce a ukotvenými

do zvláštní kotevní konstrukce ve dvo-

ře radnice.

MĚŘENÍ PŘETVOŘENÍ

ROZŠIŘUJÍCÍCH ZÁKLADŮ

A JEHO VÝSLEDKY

Vnesení předpětí do základů a jeho dal-

ší vývoj byl v průběhu rekonstrukce

monitorován pomocí dvanácti struno-

vých tenzometrů délky 5,5´´ vložených

do betonu. Tenzometry s pořadovými

čísly 1 až 12, jejichž rozmístění je pa-

trné z obr. 6, byly montovány s orien-

tací ve směru předpínání, tj. rovnoběž-

ně s předpínacími kabely a na úrovních

povrchů dolní a horní výztuže. Odečí-

tání hodnot bylo v průběhu předpíná-

ní prováděno připojenou měřicí ústřed-

nou Datataker DT615. Po ukončení pra-

cí se přešlo na individuální čtení hod-

not přenosným měřičem ve čtvrtletních

etapách, později v pololetních etapách.

Při předpínání bylo zajištěno geodetické

a vizuální sledování.

S měřením bylo započato již při beto-

náži nových rozšířených základových

konstrukcí. Po 20 dnech tvrdnutí beto-

nu bylo započato s předpínáním – čte-

ní hodnot (tenzometrů) bylo provádě-

no bezprostředně před a po předepnu-

tí konstrukce. Následně, v průběhu 15

let po uložení výztuže, byly odpočty za-

LEVÝ ZÁKLAD

-170,0

-160,0

-150,0

-140,0

-130,0

-120,0

-110,0

-100,0

-90,0

-80,0

-70,0

-60,0

-50,0

-40,0

-30,0

-20,0

-10,0

0,0

10,0

20,0

30,020.11.00 13.2.02 9.5.03 1.8.04 25.10.05 18.1.07 12.4.08 6.7.09 29.9.10 23.12.11 17.3.13 10.6.14

DATUM

TEPLOTA T1

TEPLOTA T3

PR M R T1 T4 HORNÍ

PR M R T2 T3 DOLNÍ

PET

VOEN

Í [

m/m

]

TEP

LOTA

[C

]

-130,0

-120,0

-110,0

-100,0

-90,0

-80,0

-70,0

-60,0

-50,0

-40,0

-30,0

-20,0

-10,0

0,0

10,0

20,0

30,0

PET

VOEN

Í [

m/m

]

TEP

LOTA

[C

]

TEPLOTA T9TEPLOTA T10PR M R T9 T12 HORNÍPR M R T10 T1 DOLNÍ

20.11.00 13.2.02 9.5.03 1.8.04 25.10.05 18.1.07 12.4.08 6.7.09 29.9.10 23.12.11 17.3.13 10.6.14

PRAVÝ ZÁKLAD

DATUM

Obr. 5 Zesílení základů radniční věže

vyloženými konzolami a vloženou

klenbou ❚ Fig. 5 Strengthening of the

town hall tower foundations using prestressed

cantilevers and reverse vault

Obr. 6 Rozmístění strunových tenzometrů

v základech věže ❚ Fig. 6 Positioning

of strain gages in the tower foundations

Obr. 7 Přetvoření pravé základové konzoly

po předepnutí ❚ Fig. 7 Strain of the right

foundation cantilever after prestressing

Obr. 8 Přetvoření levé základové konzoly

po předepnutí ❚ Fig. 8 Strain of the left

foundation cantilever after prestressing

7

8



jišťovány v prvních šesti letech 4x roč-

ně, v dalších letech jednou až dvakrát

ročně.

Na obr. 7 a 8 jsou uvedeny hodnoty

časového vývoje poměrného přetvoření

betonu vždy pro pravou a levou konzo-

lu jako ukázka reprezentativních výsled-

ků. Na svislé ose nahoře (kladná polo-

osa) je uvedena teplota [°C] betonu zá-

kladu v místě tenzometrů, na svislé ose

dole (záporná poloosa) je uvedeno po-

měrné přetvoření betonu [μm/m´] při

horním a spodním povrchu průměrný-

mi hodnotami ze dvou měřených profi-

lů (obr. 6). Měřené profily jsou dány vždy

dvojicí tenzometrů nad sebou a jejich

poloha byla zvolena tak, aby vystiho-

valy působení celého základu a nebyly

příliš u okraje, kde by bylo možné oče-

kávat nepravidelnosti. Vodorovná osa je

časovou osou a s vyznačenou dobou

sledování celkem 15 let.

Naměřená přetvoření byla ovlivněna

zejména smršťováním betonu a také

změnami teploty. Výsledky uvedené

v grafech byly opraveny o vliv smršťo-

vání betonu. Smršťování betonu bylo

počítáno v souladu s vlhkostí dle EC, tj.

o velikosti 65 % a s koeficientem teplot-

ní roztažnosti betonu 1x10-5.

Naměřená přetvoření ukazují, že bez-

prostředně po předpětí zabránily ma-

sivní základy věže a současně koheze

mezi novými betonovými konstrukce-

mi a podložím vnesení plného předpě-

tí. Tento jev byl očekáván, jeho velikost

byla však dosud neznámá.

Z růstu tlakových přetvoření v dalším

časovém období plyne, že došlo k po-

stupnému horizontálnímu „posunutí“

původních základů věže včetně jejich

rozšiřujících konzol ve směru působe-

ní předpínací síly – tím se pak předpě-

tí konstrukční soustavy zvýšilo. Zjedno-

dušujícím termínem „posunutí“ se mimo

to popisují i další komplikované účin-

ky ve styku původních základů a spra-

šového podloží, kde působí i smyko-

vá přetvoření. Toto postupné vnese-

ní předpětí a skutečnost, že je možné

konstrukci spočívající na podloží pře-

depnout, i když s časovým zpožděním,

je prvý důležitý závěr provedených mě-

ření. Přetvoření narůstala šest měsíců

(pravá základová konzola) a devět mě-

síců (levá základová konzola), než se

projevilo ustálení hodnot, které dále ko-

lísaly pouze vlivem změny teploty beto-

nu základu. Teplota základu kolísala při-

bližně v rozmezí +10 až +20 °C. Hlavně

v období do roku 2007, kdy byla měře-

ní prováděna čtvrtletně, je zřejmá afini-

ta grafů přetvoření a grafů průběhy tep-

loty s mírnou oscilací kolem stálé střed-

ní hodnoty. Zhruba po sedmi letech

se začíná projevovat tendence mírné-

ho poklesu přetvoření, která je u pravé

základové konzoly zřetelná jen u horní-

ho povrchu, u levé základové konzo-

ly u povrchů obou. Je způsobena dlou-

hodobou ztrátou předpětí vlivem smrš-

ťování betonu, jejíž vliv byl zhruba do ro-

ku 2007 zastřen zpožděnou reakcí pod-

loží na předepnutí.

Při předpětí obou základových konzol

jsou tlaková přetvoření u horního okra-

je průřezu větší než u jeho dolního okra-

je, ačkoli předpínací kabely byly umístě-

ny k dolnímu okraji průřezů. To odpo-

vídá očekávanému působení předpja-

tých základových konzol. Je zde mož-

né pozorovat efekt zabránění přetváření

základových konzol podložím pod nimi,

doprovázený vznikem odlehčující reak-

ce ve směru vzhůru, jak již bylo konsta-

továno v předchozím textu. V absolut-

ní velikosti se naměřená přetvoření liší,

to je ovšem dáno rozdílným vyložením

konzolových základů. Méně vyložený

pravý základ (l = 1,5 m) dosáhl u horní-

ho povrchu – 105 μm/m´ po sedmi le-

tech od předepnutí, více vyložený levý

základ (l = 2,5 m) dosáhl u téhož povr-

chu – 160 μm/m´ v témže období. Po-

dobně se liší dosažená přetvoření vylo-

žených základů u dolního povrchu: mé-

ně vyložený pravý (l = 1,5 m) základ do-

sáhnul u dolního povrchu – 47 μm/m´

po sedmi letech od předepnutí, více

vyložený levý základ dosáhnul u téhož

povrchu – 130 μm/m´ v témže obdo-

bí. U pravého konzolového základu do-

sahuje přetvoření u horního (více tlače-

ného) povrchu betonu 2,2násobku pře-

tvoření u dolního (méně tlačeného) po-

vrchu betonu, u levého konzolového zá-

kladu je tento poměr jen 1,2.

Pravé rozšíření konzoly bylo tedy více

účinné, než je tomu u konzoly levé. Pro-

jevila se zde zřejmě rozdílná tuhost pod-

loží a s tím související nestejná únos-

nost podloží pod pravým a levým zá-

kladem věže. Zřejmě z těchto důvodů

tehdejší stavitelé založili mohutné zákla-

dy v různých výškových úrovních a le-

vý základ uložili do větší hloubky. Mělce

založený základ se nachází v prostře-

dí s relativně vyšší tuhostí. Tužší podloží

poskytuje také větší odolnost vůči stla-

čování zeminy pod základovou konzo-

lou při předpínání, a tím i vzrůst staticky

neurčitých reakcí, s výrazným rozlože-

ním přetvoření, ovlivněným výškou při-

betonovaných konzol. V návrhu rozšíře-

ní základů byla tato skutečnost zohled-

něna zvětšením vyložení levé konzoly,

spočívající na méně tuhém podloží (vy-

ložení l = 2,5 m), zatímco pravá konzola

byla vyložena méně (l = 1,5 m).

Dlouhodobý vývoj přetvoření již po jed-

nom roce ukázal, že se deformace pe-

riodicky mění již jen v závislosti na tep-

lotních vlivech. Celkový trend v průbě-

hu patnácti let ukázal téměř konstant-

ní úroveň stlačení betonu s mírnou ten-

dencí poklesu po sedmi letech vlivem

ztráty předpětí smršťováním betonu.

Z výsledků dlouhodobého sledová-

ní působení konstrukce je ale jasné, že

přetvoření betonu vyvolané předepnu-

tím je stálé. Současně lze vizuálně po-

zorovat přerozdělení zatížení ze starých

základů na nové a do podloží, neboť

ve stycích věže a radnice se neproje-

vují trhliny, z nichž by bylo možné usou-

dit na pokles nebo nestabilitu konstruk-

ce. Obecně platí, že plné přerozděle-

ní je dlouhodobě závislý jev, který lze

v průběhu času odhadnout jen orien-

tačně a je ovlivněn též dodatečným se-

dáním původních základů. V tomto pří-

padě k sedání nedošlo, což bylo ověře-

no v napojení přilehlých konstrukcí rad-

nice na její, v základech zesílenou věž.

K úplnému přerozdělení napětí do-

šlo aktivací obou dodatečně předpja-

tých rozšiřujících betonových konzol.

Současně bylo u vnitřní obrácené klen-

by v její polovině prokázáno přetvoře-

ní při horním povrchu betonu (tenzo-

metry č. 5 a 8) o velikosti – 150 μm/m´

a při dolním povrchu (tenzometry č. 6

a 7) o velikosti – 30 μm/m´ s velmi po-

dobným časovým vývojem jako u obou

konzolových základů. U středního zá-

kladu (obrácené klenby) tedy převládá

přetvoření vnesené předepnutím kabe-

ly uloženými u jejího horního povrchu.

K aktivaci klenby ovšem došlo také, ne-

boť přetvoření u jejího dolního povrchu

jsou také tlaková, zatímco bez jakéko-

li aktivace zatlačením do podloží by ta-

to přetvoření musela být z důvodu vý-

střednosti předpínací síly tahová.

Je možné také konstatovat, že měře-

ní prokázala účinné předepnutí i střed-

ní základové klenby. To na první pohled

není zřejmé, neboť předpínací síla se

do klenby dostala pouze prostřednic-

tvím původních základových bloků, kte-

ré se v čase musely „posunout“.

ZÁVĚR

Zesílení základů vyloženými konstruk-

cemi v kombinaci s dodatečným pře-

depnutím při rekonstrukcích zděných

základů se v současné době použí-

vá zřídka. Na popsané konstrukci se

ovšem zřetelně ukazuje užitečnost té-



to metody. Je ovšem nutné spojit žele-

zobetonové rozšiřující pásy s původní-

mi základy tuze – tedy pomocí předpě-

tí, jinak by tato metoda neměla dosta-

tečnou účinnost. Přenášení tahových

sil ve styku betonového rozšíření a pů-

vodního základu pouze prostřednictvím

běžné betonářské výztuže (dodatečně

kotvené výztuže) je prakticky nemož-

né. Důvodem je skutečnost, že výztuž

není možné spolehlivě ukotvit ve zdivu

původního základu. Dodatečné před-

pětí pomocí lan/kabelů úlohu zásadně

modifikuje. Ve styčné spáře mezi sta-

rými a novými základy mění tahová na-

pětí v namáhání tlaková. Přenos posou-

vajících sil se pak realizuje smykovými

hmoždíky [6], [7].

Dalším důležitým přínosem dodateč-

ného předepnutí je možnost okamži-

té reakce podloží. Té může být dosa-

ženo prostřednictvím vhodného, po-

většině excentrického vedení kabelů,

které orientuje přetvoření nově připo-

jené základové konstrukce způsobené

předepnutím směrem do podloží. Tím

se zabrání volnému přetvoření od pře-

depnutí a na styku starých a nových

základů vzniknou reakce, které tlakové

zatížení na původní zděné základy vý-

razně sníží.

Vyložené dodatečně předpjaté beto-

nové konzoly ve spojení s obrácený-

mi (reverzními) předpjatými klenbami

či bez nich byly úspěšně autory člán-

ku použity již u více staveb. Jednalo se

např. o stabilizaci středověkého měš-

ťanského domu na Masarykově ná-

městí ve Vyškově, historickou školu pře-

stavovanou na knihovnu a ZUŠ tamtéž

nebo o stabilizaci barokní zdi s památ-

kově cennou bránou zámeckého par-

ku ve Vyškově. Pomocí příčného pře-

depnutí bylo vždy dosaženo okamžité-

ho účinku, což znamenalo rychlé odtí-

žení původní problematické základové

spáry, dosažení výrazně vyšší bezpeč-

nost proti překlopení a spolehlivou sta-

bilizaci konstrukce.

Článek byl vytvořen v rámci řešení projektu

č. LO1408 „AdMaS UP – Pokročilé stavební

materiály, konstrukce a technologie“

podporovaného Ministerstvem školství, mládeže

a tělovýchovy ČR v rámci účelové podpory

programu „Národní program udržitelnosti I".

doc. Ing. Ladislav Klusáček, CSc.

Fakulta stavební VUT v Brně

Ústav betonových a zděných

konstrukcí


doc. Ing. Zdeněk Bažant, CSc.



konstrukcí


Ing. Marek Volf



konstrukcí


doc. Ing. Antonín Paseka, CSc.


Ústav geotechniky


Text článku byl posouzen odborným lektorem.

The text was reviewed.

Literatura:[1] BAŽANT, Z., KLUSÁČEK, L.

Stabilisierung eines geneigten Rathausturmes. In: Proceedings of the 3rd Kolloquium „Bauen in Boden und Fels“. Esslingen: BRD, 2002.

[2] BAŽANT, Z., KLUSÁČEK, L. Statika při rekonstrukcích objektů. 6. vydání (upravené). Brno: CERM, 1/2015. ISBN 978-80-7204-912-7.

[3] KLUSÁČEK, L., BAŽANT, Z. Repair of Structures using Prestressing Cables Routing in Functional Directions. In: 10th International Conference and Exhibition Structural Faults and Repair. London: University of Edinburgh, 2003.

[4] KLUSÁČEK, L. Zesilování konstruk-cí dodatečným předpínáním kabely v náhradních kanálcích. Brno: 2008. Habilitační práce, VUT v Brně, FAST VUT, ÚBZK.

[5] BAŽANT, Z., HUBATKA, F., PASEKA, A. Vliv některých faktorů na stabilitu svahu. TZB [online]. 12.10.2015. Dostupné z: www.tzb-info.cz

[6] BAŽANT, Z., KLUSÁČEK, L. Repair of Historical Masonry Buildings. [CD]. In: 5th International Congress on Restoration of Architectural Heritage. Firenze, Italy, 9/2000.

[7] BAŽANT, Z., KLUSÁČEK, L. Stabilisation of the Deflected town hall tower. In: Proceeding of the Structural Faults + Repair Conference. London, GB, 7/2001.

[8] BALUN, D. Zpráva o podrobném sta-vebně-geologickém průzkumu akce rekonstrukce východní části areálu Magistrátu ve Vyškově. Duben 1999.

[9] Geologická mapa ČR, 1 : 50 000, list 24–42 Kojetín. Praha: Česká geologic-ká služba, 1999.

[10] Geologická mapa ČSSR, mapa před-čtvrtohorních útvarů, 1 : 200 000, list M-33-XXX Gottwaldov. Praha: Ústřední ústav geologický, 1963.

[11] VOLF, M., KLUSÁČEK, L., BAŽANT, Z. Zesílení základů radniční věže předpja-tými konzolami. Sanace betonových konstrukcí. 2011, roč. 2011, č. 1, s. 204–209. ISSN 1211-3700.

Aktuální informace

www.dlubal.cz

Eurokódy / Mezinárodní normy Nové přídavné moduly Export do 3D PDF Vizualizace výztuže v 3D modelu

MKP program pro výpo et 3D konstrukcí

Program pro výpo et prutových konstrukcí

© www.ssp-muc.com

Sledujte nás na:

Dlubal Software s.r.o.Anglická 28, 120 00 Praha 2Tel.: +420 227 203 [email protected]

Inzerce 71,7x259 spad (Beton CZ)_01.indd 1 25/01/2015 20:54:53

Firem

ní p

reze

nta

ce


Jitka Prokopičová

Dvě slavná nizozemská muzea – Rijksmuseum

a Mauritshuis – prošla v nedávné době kom-

plexní rekonstrukcí, která se netýkala jen obnovy

nadzemních částí budovy a historických sálů,

ale také, a to především, rekonstrukcí pod-

zemí. Nové sklepy, podzemní foyer, prostory

pro instalace elektrotechniky a vzduchotech-

nických zařízení – to všechno řešili stavbaři

ve složitých podmínkách za pomoci špičkových

technologií. ❚ Two famous Dutch museums

– the Rijksmuseum and Mauritshuis – underwent

recently a complete reconstruction. The works did

not include only the above-the-ground parts of the

buildings and historical halls, but most importantly

the underground. New cellars, underground foyer,

space for electricity and air conditioning installations

– these were problems the builders had to solve in

very difficult conditions with the aid of cutting edge

technologies.

Jedno muzeum je obrovské, jeho re-

konstrukce trvala dlouhých deset let

a stála 375 milionů eur. Druhé je cel-

kem malé a jeho obnova a rozšíření se

stihly za dva roky s rozpočtem více než

desetkrát menším. V obou ale byly pro-

vedeny unikátní podzemní práce, kte-

ré jim daly pevný základ, umožnily lepší

logistiku a učinily z těchto historických

skvostů i moderní muzea 21. století.

RIJKSMUSEUM

Rijksmuseum v Amsterodamu bylo ote-

vřeno veřejnosti po rozsáhlé desetile-

té rekonstrukci v dubnu 2013 (obr. 1).

Od té doby jej navštívilo sedm milionů

návštěvníků, kteří obdivují nejen Noční

hlídku od Rembrandta a jiné vzácné ex-

ponáty, ale i to, jak je muzeum zrekon-

struováno. Většina z nich ale nejspíš ne-

tuší, jak velké změny se udály pod ze-

mí, aby mohl tento chrám nizozemské

historie a kultury zase dlouho sloužit ve-

řejnosti.

Návštěvníci vcházejí dovnitř rozšíře-

ným atriem s prosklenou střechou. Pro-

pojením dvou vnitřních dvorů podzem-

ní chodbou vznikl rozsáhlý prosvětle-

ný prostor, kde jsou všechny praktické

prvky jako pokladny, muzejní obchod

a kavárna pohromadě (obr. 2a, b). Z to-

hoto atria se vchází do výstavních čás-

tí, kde je v 80 sálech k vidění na 8 000

exponátů prezentujících historii 800 let,

od středověku po Mondriana.

Rekonstrukce největšího a nejvý-

znamnějšího holandského muzea by-

la velmi komplexní. Architekti společ-

ně se stavbaři a restaurátory zrekon-

struovali pů vodní historickou budovu,

postavenou v roce 1885 podle návrhu

Cru

zO

rtiz

Cruz Ortiz

1

2b

2a

RIJKSMUSEUM A MAURITSHUIS PO REKONSTRUKCI –

OBDIVUHODNÁ PODZEMNÍ DÍLA ❚ RIJKSMUSEUM AND

MAURITSHUIS AFTER RECONSTRUCTION – ADMIRABLE

UNDERGROUND STRUCTURES



architekta Pierra Cuyperse, a součas-

ně vytvořili nové prostory, které budo-

vě dodávají světlo a dělají z ní moderní

a atraktivní muzeum. Minimalistický styl

nových prvků vytváří kontrast k histo-

rické budově a nijak ji nezastiňuje. Pří-

kladem je Asijský pavilon (obr. 4) nebo

nová budova vzdělávacího centra Ate-

lier (obr. 5), která je doslova přilepená

na původní cihlovou stavbu v zahradě

muzea. Je pravda, že oproti návrhům

musela být trochu snížena.

Celková rekonstrukce byla rozděle-

na do sedmi etap, jež měly různé do-

davatele, kteří museli často pracovat

souběžně. Práce na historické budově

uprostřed frekventovaného města byla

logisticky velmi komplikovaná a kladla

vysoké nároky na projekční tým.

„To muzeum je monumentální a prošlo

úplnou rekonstrukcí,“ uvedl při otevření

muzea jeho ředitel Wim Pijbes. Rekon-

strukce se protáhla na deset let a je-

jí cena se vyšplhala na 375 milionů eur.

„Nehledě na těžké podmínky v Amste-

rodamu – kam kopnete, tam je voda –

muzeum je národní památka, patří státu

a s vládou se musí projednávat důležité

kroky rekonstrukce,“ elegantně přešel

i jeden z důvodů zpoždění – a sice ne-

konečné diskuse o zachování či zrušení

cesty pro cyklisty, která původně vedla

pasáží skrze střední část budovy. Ten-

to průjezd prakticky rozděluje budo-

vu na dvě části a odděluje výstavní sá-

ly galerie.

Architekti ze španělského studia Cruz

y Ortiz, kteří vyhráli soutěž na obno-

vu muzea, navrhli nový vchod právě

z průjezdu a chtěli stezku pro cyklis-

ty uzavřít. Probudili tím nekonečné dis-

kuse, protesty a jeden čas radnice do-

konce uvažovala o vypsání referenda

o tom, jestli se má či nemá tato ces-

ta zachovat. Nakonec radnice rozhod-

la sama – kola mají přednost. Architek-

ti se museli podvolit a vypracovat no-

vý návrh.

Zbudování podzemních podlaží

pod vnitřními dvory

Jedna z největších modernizací mu-

zea se týkala nového vchodu. Archi-

tekti navrhli radikální změnu a umísti-

li vchod doprostřed muzea, takže ná-

vštěvník sestupuje z pasáže po scho-

dech do foyer částečně zapuštěného

do země. Foyer se nachází na místě

dvou vnitřních dvorů, kde stály původ-

ně dočasné stavby.

Půda v Amsterodamu, tak jako ve

většině Nizozemska, je velmi mokrá

a bahnitá a základy domů proto stojí

Obr. 1 Rijksmuseum v Amsterodamu bylo

otevřeno veřejnosti po rozsáhlé desetileté

rekonstrukci v dubnu 2013 ❚

Fig. 1 Rijksmuseum in Amsterdam was

opened for public after extensive ten-years

reconstruction

Obr. 2 a) Podélný řez, b) situace

s půdorysem ❚ Fig. 2 a) Longitudinal

section, b) situation, layout

Obr. 3 a) Pomocná ocelová konstrukce

dočasně přejala zatížení sloupů v pasáži

muzea. Původní železobetonové bloky

tak mohly být odstraněny a nahrazeny

novými subtilnějšími sloupy, b) těžká strojní

technika uvnitř budovy, c) vestavba foyer

ve vnitřním dvoře ❚ Fig. 3 a) Auxiliary

steel construction temporarily took over load

from the museum passage columns. Original

reinforced concrete blocks could therefore

be removed and replaced by new, more

subtle columns, b) heavy machinery inside the

building, c) built-in foyer in the inner yard

3a

3c3b



na dřevěných pilotách. Bylo proto po-

třeba odstranit nejen dočasné stav-

by, ale i 500 pilot, na kterých stály. Při

hloubení základové jámy bylo nezbyt-

né zohlednit vysokou hladinu spodní

vody a také specifické amsterodam-

ské podloží, tak aby nedošlo k naruše-

ní původní budovy nebo dokonce k je-

jímu propadání.

Při budování 9 m hluboké základo-

vé jámy pod vnitřními dvory byly po-

užity štětovnicové profily zapuštěné

do hloubky 20 m ve vzdálenosti 1 m

od zdí budovy. Dalším krokem bylo vy-

hloubení jámy mokrou metodou a vy-

betonování základové desky ze spe-

ciálního podvodního betonu v tloušť-

ce 1 m. Poté byla vypumpována vo-

da a vznikl stavební prostor, na kterém

pokračovaly stavební práce. „Použili

jsme matematické modelování, aby-

chom kontrolovali jednotlivé fáze vý-

stavby a minimalizovali riziko poško-

zení původních budov,“ řekl Andre De

Roo ze společnosti Arcadis, která by-

la jedním z projektantů rekonstruk-

ce. Jedním ze základních principů vý-

stavby bylo, že žádný z existujících

základů stavby nesmí nést další za-

tížení jako důsledek nové konstruk-

ce. Původní budova stojí na stávají-

cích pilotách a veškeré nové konstruk-

ce jsou postaveny na pilotách no-

vých. Mezi starými a novými konstruk-

cemi byla vytvořena dilatační spára,

která umožňuje jejich rozdílné sedá-

ní. Vše bylo konti nuálně monitorová-

no a naštěstí nenastaly žádné větší

problémy.

Stejná metoda jako při výstavbě skle-

pů byla použita při konstrukci Asijské-

ho pavilonu vně historické budovy.

Propojení sklepů a vznik atria

Nejnáročnější fází výstavby, která vzbu-

zuje největší respekt, bylo bezpochy-

by propojení foyer pod oběma dvory

tunelem pod pasáží. Pasáž tvoří jádro

muzea – rozděluje východní a západ-

ní křídlo a tunel pod ní umožňuje spo-

jení mezi těmito křídly. „A tady nastal

6a 6c

6b

4

5



problém,“ říká Paul Beljaars ze společ-

nosti BAM Civiel, která stavbu prová-

děla. Sloupy v pasáži, které nesou tí-

hu budovy, stály na betonových blocích

o rozměrech 2,6 × 2,6 m, které tam by-

ly instalovány v šedesátých letech, kdy

se zpevňovala pasáž, aby unesla tíhu

v té době projíždějících vozidel. „Ty-

to masivní podpůrné bloky ve sklepě

pod pasáží musely být nahrazeny sub-

tilnějšími, protože projekt předpokládal

volný a otevřený průchod mezi oběma

dvory,“ vysvětluje Paul Beljaars.

Při rekonstrukci muselo být nahraze-

no 24 bloků. Prostřednictvím pomoc-

né konstrukce s ocelovými pilíři, která

dočasně přejala zatížení sloupů, moh-

ly být staré bloky odstraněny a nahra-

zeny novými sloupy (obr. 3a). V jed-

nu chvíli celá pasáž „plavala“ na po-

mocné konstrukci. Tyto práce se pro-

váděly v noci, kdy stavební místo ne-

bylo rušeno vibracemi jiných prací,

a pod neustálým monitoringem. By-

la to technicky nesmírně složitá opera-

ce vyžadující precizní práci všech zú-

častněných, kteří pracovali v napja-

tých podmínkách. Naštěstí se nesta-

lo nic nepředpokládaného a všechno

šlo podle výpočtů. Postavit nový sklep

pod pasáží trvalo pět měsíců.

Energetické centrum

a Asijský pavilon

Budova má úplně nový klimatizační

systém, který zaručuje, že celou bu-

dovou a ke všem cenným památkám

proudí vzduch o optimální stálé teplotě

a vlhkosti. To zajišťuje podzemní dvou-

patrové energetické (klimatizační) cent-

rum, ze kterého vedou rozvody do ce-

lé budovy. Podzemní energetické cen-

trum je postaveno vně hlavní budovy.

K zajištění stavební jámy se použily ště-

tovnicové stěny a pažicí vzpěry. Do ze-

mě se zapravilo 900 vrtaných pilot.

Na místě byl postaven pomocný most,

ze kterého se prováděly výkopové prá-

ce suchou i mokrou metodou. Pod vo-

dou bylo instalováno ocelové bednění

pro výtahové šachty. Nakonec se po-

stavila základová deska z podvodního

betonu, která vytvořila základ pro su-

chou stavební jámu. Po těchto přípra-

vách začala výstavba vnějších a vnitř-

ních zdí a stropních desek mezi patry.

Asijský pavilon – výstavní prostor 6 m

pod úrovní země – byl zbudován stej-

nou metodou.

Kolem celé budovy byl pod zemí zbu-

dován betonový kolektor a několik skle-

pů, ve kterých je nainstalováno vzdu-

chotechnické vybavení. Z kolektoru

by ly na 45 místech pro vrtány kanály,

do kterých bylo nainstalováno vzdu-

cho tech nické po tru bí, což bylo ta-

ké značně riskantní, neboť bylo nut-

né přesně určit trasu mezi pilota-

mi, kterých je pod muzeem 10 tisíc.

Kdyby se stala jen malá chyba, ce-

lý koncept klimatizace by nefungoval.

Práce uvnitř budovy a logistika

Bourací práce se musely provádět

i uvnitř budovy. Dva dočasné otvory

ve fasádě sloužily jako přístup pro sta-

vební techniku. Jelikož tyto otvory měly

omezenou velikost, velké stroje musely

být demontovány a uvnitř zase smon-

továny, jako např. 3 t vážící vrtací sou-

prava. Náročná byla i logistika, všechny

práce se musely perfektně časově zko-

ordinovat, protože nebylo možné skla-

dovat velké množství materiálu a stro-

jů na tak frekventovaném místě v cent-

ru města. Protože ne všechny staré ná-

kresy a plány byly přesné nebo některé

chyběly, stavbaři museli často improvi-

zovat. „Samozřejmě byl proveden roz-

sáhlý průzkum, aby se zjistilo, co se dě-

je pod zemí, ale stoprocentně jistí si ne-

jste nikdy,“ říká Paul Beljaars.

Rekonstrukce nejznámějšího holand-

ského muzea trvala dlouhých deset

let, o pět let více než se předpokláda-

lo. Trvalo to dlouho, ale výsledek je im-

pozantní. K tomu, aby slavné muzeum

mohlo opět v plné své kráse vítat milio-

ny návštěvníků, přispěly velkou měrou

právě rozsáhlé a technicky složité ope-

race v podzemí, které daly budově no-

vý pevný základ.

Zadavatel

De Rijksgebouwendienst

(vládní agentura pro obnovu památek,

nyní Rijksvastgoedbedrijf)

Architekt Cruz y Ortiz arquitectos

Projektant Arcadis, Arup

Dodavatel BAM Civiel Noordwest

Subdodavatel Smet-Tunnelling

Obr. 4 Asijský pavilon ❚ Fig. 4 Asian

pavilion

Obr. 5 Nová budova vzdělávacího centra

Atelier ❚ Fig. 5 New building of the Atelier

educational centre

Obr. 6 a) Z průjezdu se nyní sestupuje

do rozhlehlého foyer, které vzniklo propojením

a prohloubením vnitřních dvorů, b) foyer,

odkud se vchází do muzejního obchodu

a restaurace nad ním, c) vstup do foyer

z pasáže ❚ Fig. 6 a) From the passage

you can now walk to a large foyer, which was

created by connecting the inner yards, b) foyer

with entrance into the museum shop and the

restaurant above, c) entrance to the foyer from

the passage

Obr. 7 Síň slávy, kde se nacházejí nejcennější

díla starých mistrů včetně Rembrandtovy

Noční hlídky

❚ Fig. 7 Hall of Fame, where the most

valuable works of the Old Masters are placed,

including the Rembrandt's Night Watch

Obr. 8 Pohled na čelní fasádu s centrální

pasáží pro cyklisty ❚ Fig. 8 View to the

front facade with central passage for cyclists

8

7



MAURITSHUIS V HAAGU

Mauritshuis (architekti Jacob van Cam-

pen a Pieter Post) patří k nejznáměj-

ším a nejnavštěvovanějším holandským

muzeím a je proslulý především svou

sbírkou starých mistrů, včetně slav-

né Dívky s perlou od Johannese Ver-

meera. Poslední dobou ale tato po-

měrně malá stavba doslova „praskala

ve švech“. Dosavadní prostory již ne-

stačily pro každoroční nápor 200 ti-

síc návštěvníků, nehledě na to, že

mu zeum plánovalo rozšířit své aktivity

o další přechodné výstavy, vzdělávací

činnost a společenské akce.

V roce 2008 se naskytla příležitost,

když se uvolnila protější budova Plein

26 z roku 1930, postavená ve stylu art

deco. Vypsanou soutěž na architek-

tonické řešení vyhrál architekt Hans

van Heeswijk, který již předtím pra-

coval na přestavbě paláce Amstelhof

na Ermitáž v Amsterodamu. Van Hee-

swijk navrhl propojit sklepy obou bu-

dov a vybudovat velké podzemní čás-

tečně prosklené foyer, ze kterého se

bude vcházet do obou částí muzea.

Podle jeho slov ho inspiroval Louvre

nebo British Museum, kde jsou budo-

vy propojeny skleněnými halami.

Mauritshuis v Haagu se pro veřejnost

uzavřel v dubnu 2012 a během dvou let

byl nejen zrenovován, ale jeho návštěv-

ní plocha se téměř zdvojnásobila. Dí-

ky propojení s Plein 26 vzniklo rozsáhlé

podzemní foyer s novým vchodem, po-

kladnami, šatnami a vchody do obou

částí muzea. Zatímco historická klasi-

cistní budova Mauritshuis ze 17. století

bude dál sloužit jako stálá expozice sta-

rých mistrů, v protější budově Plein 26

je nyní dostatek prostoru pro přechod-

né výstavy, muzejní obchod, knihovnu,

kavárnu, kanceláře i auditorium.

Prosvětlené podzemní foyer

a nový vchod

Ač budovy dělí několik století, jsou obě

kulturními památkami. Na jejich povr-

chu se při rekonstrukci příliš nezměni-

lo – budovy sice dostaly novou fasádu,

ale původní vzhled zůstal zachován.

Zásadní změny se udály pod zemí.

Podzemním propojením staré a nové

budovy vznikl velký prostor, který, ač-

koliv se nachází 6 m pod úrovní okol-

ního terénu, není vůbec tmavý, pro-

tože proskleným průhledem ve stro-

pě proniká denní světlo. Návštěvníci

se zde cítí příjemně a také se i snad-

no orientují, protože obě budovy vidí.

Vstup do muzea je nyní opět z malé-

ho náměstí před budovou a návštěv-

níci mohou buď sestoupit po scho-

dech nebo se svézt proskleným

výtahem.

Projekt to nebyl vůbec jednoduchý.

Sklepy obou budov byly různě hlubo-

ké, ten pod nádvořím Mauritshuis do-

konce dvoupatrový (zbudovaný v osm-

desátých letech minulého století). Pod-

zemní práce ztěžovala nejen těsná blíz-

kost jezírka Hofvijver (muzeum leží ze

dvou stran prakticky ve vodě), hladina

spodní vody, ale i hustá síť kabelů, kte-

ré musely být přemístěny. Mauritshuis

se totiž nachází v sousedství parla-

mentu a sídla premiéra, kde je snad

největší hustota datových sítí v Nizo-

zemsku.

Osvědčené technologie,

individuální přístup

Při budování podzemního foyer byly

použity moderní a osvědčené techno-

logie – výtahová šachta byla hloubena

s pomocí tryskových injektáží, výkop

pod ulicí mezi oběma budovami s po-

mocí stěn CSM (Cutter Soil Mix), na zá-

kladovou desku byl použit beton s oce-

lovými vlákny pro betonáž pod vodou,

Obr. 9 Mauritshuis obklopený ze dvou

stran vodou jezírka Hofvijver

❚ Fig. 9 Mauritshuis surrounded from two

sides by Hofvijver Lake

Obr. 10 Vizualizace podzemního propojení

budovy Mauritshuis a budovy Plein 26 ❚

Fig. 10 Visualization of the underground

connection of the Mauritshuis and the Plein 26

building

Obr. 11 a) Pohled na budované podzemní

foyer, b) práce ve stísněných podmínkách

v centru města ❚ Fig. 11 a) View to the

underground foyer under construction, b) works

in cramped conditions in the city centre

Obr. 12 a) Podzemní foyer, b) prosklená

část stropu přivádějící do podzemních prostor

denní světlo ❚ Fig. 12 a) Underground

foyer, b) glass part of the ceiling, bringing

daylight into the underground space

Obr. 13 Johannes Vermeer – Dívka

s perlou ❚ Fig. 13 Johannes Vermeer –

The Girl with a Pearl

9

10



sklep pod nádvořím byl ukotven s pou-

žitím těžkých kotev GEWI.

Původní dvoupatrový sklep bez pod-

pěrných pilířů měl sice betonovou zá-

kladovou desku tloušťky 1,5 m, ale při

odstranění podlahy mezipatra a stro-

pu, které měly tloušťku 500 a 300 mm

a sloužily i jako nosný prvek, hrozi-

lo vzedmutí vlivem silného tlaku spod-

ní vody. Základová deska se pro-

to musela ukotvit a byla zesílena vrst-

vou konstrukčního betonu tloušťky

500 mm a vrstvou pěnobetonu tloušť-

ky 550 mm, do kterého byly uloženy

instalační sítě a rozvody. Současně by-

lo třeba zesílit i stěny sklepa.

Budova Plein 26 stála na základech

jednopodlažního sklepa, který musel

být prohlouben, aby se dosáhlo stej-

né výškové úrovně jako v sousední bu-

dově pod náměstím a mohla se vy-

budovat propojovací chodba. To zna-

menalo, že se celá budova musela

v podstatě oddělit od základové des-

ky a uložit na pomocnou konstrukci,

která společně se stávajícími stěna-

mi sklepa vytvořila suchou stavební já-

mu a mohla nést tíhu celé stavby. Při

prohlubování sklepa byla použita trys-

ková injektáž až do hloubky 14 m, při

které byla vytvořena voděvzdorná stě-

na. Ze stavební jámy se tak mohla vy-

čerpat voda, aniž to mělo vliv na hla-

dinu vody v okolí. Pod Plein 26 se te-

dy mohlo hloubit a betonovat za su-

cha. Po vybetonování nové základo-

vé desky sklepa byly postaveny vedle

stěn z tryskové injektáže nové železo-

betonové stěny, které později převzaly

tíhu celé budovy.

Hloubení a betonování základové

desky propojovací chodby pod uli-

cí mezi oběma domy probíhalo spe-

ciálním zařízením CSM, kdy je nejpr-

ve zemina při sestupu zařízení dolů

rozrušena a homogenizována na mís-

tě, aniž by bylo nutné významné vytě-

žení na povrch, při současném dávko-

vání části pojiva. Následně je při vze-

stupném pohybu zařízení zemina kon-

solidována a je rovnoměrně doplněna

11a

12a

11b

12b

13



zbývající část pojiva. Použit byl opět

beton pro betonáž pod vodou s ocelo-

vými vlákny. Základová deska se mu-

sela ukotvit pomocí kotev GEWI.

Město a zadavatel, kterým bylo

v tomto případě samotné muzeum,

kladlo velký důraz na bezpečnost stav-

by a okolí. Proto byl zaveden plně au-

tomatický monitorovací systém v oko-

lí 60 m od stavby, který sledoval po-

hyby budov. Dvě robotické stanice

byly umístěny přímo na Mauritshuis

a na protější věži (sídle premiéra) a dal-

ší i na ostatních objektech v okolí.

Kromě stavebních prací zahrnoval

projekt i renovaci interiérů, výměnu

oken (nová bezpečnostní skla filtrují-

cí sluneční záření), nové nátěry podle

dochovaných plánů a celkovou insta-

laci klimatizace.

Nejlepší projekt roku 2014

v oblasti zakládání

Celý komplikovaný projekt rekonstruk-

ce a rozšíření Mauritshuis stál 30 mi-

lio nů eur a byl dokončen v plánova-

ném termínu. Je ukázkou špičkové

práce architektů, projektantů a stav-

bařů, kteří pracovali v nelehkých a stís-

něných podmínkách uprostřed histo-

rického centra města. Projekt rozšíře-

ní muzea podzemním propojením bu-

dov byl tak unikátní, že obdržel první

cenu v soutěži o Nejlepší projekt v ob-

lasti zakládání (Funderingsprojekt) roku

2014, udělovanou Nizozemskou aso-

ciací výrobců betonu, v roce 2015 ob-

držel cenu NRP Gulden Feniks za re-

novaci a nyní byl nominován i na ce-

nu Betonprijs v kategorii užitných

budov.

ZadavatelMauritshuis, Královská

obrazárna

Architektonický návrhHans van Heeswijk

architecten

Projektant ABT

DodavatelVolker Staal en Funderingen

bv, Bébouw Midreth

Fotografie: 1 – Myra May (Rijksmuseum);

3 – archiv BAM; 4, 6 – Pedro Pegenaute

(Cruz y Ortiz); 5 – Jitka Prokopičová;

7, 8 – archiv Rijksmuseum;

9, 11a, 13 – Ivo Hoekstra (Mauritshuis);

10, 11b – archiv Hans van Heeswijk Architecten;

12a až c – Ronald Tilleman (Mauritshuis)

Jitka Prokopičová

autorka žije v Nizozemsku

e-mail: jitka.prokopicova

@hotmail.com

Součástí mezinárodní prezentace Irish De-

sign 2015 na London Design Festival (19.

až 27. září 2015) byla instalace The Ogham

Wall ve výstavní síni v budově Victoria and

Albert Museum.

Tento projekt je výsledkem spolupráce

ateliéru Grafton Architects a studia Graphic

Relief, které se zabývá zpracováním, úpra-

vou a designem nejrůznějších druhů povr-

chů – látky, kovu, skla, kamene a nově i be-

tonu. Požadavkem bylo vymyslet a realizo-

vat netradiční dílo, které by moderní a pře-

kvapivou formou reprezentovalo irskou kul-

turu a design. Tvůrci se rozhodli skloubit

běžně užívaný stavební materiál – beton

– s dalšími materiály a vytvořili architek-

tonický prvek, který se vyznačuje výraz-

nou prostorovou přítomností a zároveň má

symbolickou historickou referenci. Vznikla

The Ogham Wall – soubor 23 betonových

panelů o výšce 2,7 m, tloušťce 110 mm,

šířce od 450 do 1 040 mm a váze od 240

do 400 kg. Každý z panelů je jedinečný a re-

prezentuje konkrétní písmeno v ogamu (ir-

ské hláskové písmo v podobě zářezů ry-

tých do hran kamenných kvádrů nebo dře-

va, známé u Keltů od 5. století, každá z hlá-

sek referuje ke konkrétnímu stromu).

Jak vysvětlují tvůrci tohoto projektu: „Náš

zájem o ogam vyvěrá z jeho historického

a symbolického významu. Kameny ogamu

s vyřezávanými vrypy jsou rozesety po ce-

lém Irsku i Británii a stávají se součástí rá-

zu krajiny. The Ogham Wall představuje bez-

precedentní možnost jejich ztvárnění a se-

skupení na jednom místě. Referujeme tím

k architektuře jako k jazyku, který tiše hovo-

ří.“ Stejně jako je hláska a písmo základem

jazyka každého národa, je i beton základem

většiny staveb a architektury obecně.

Při výrobě panelů ve studiu Graphic Relief

se skloubil řemeslný postup a digitální tech-

nologie modelování. Do dřevěného bedně-

ní se pro každý z panelů vkládala polyme-

rová vložka s odpovídající texturou povr-

chu vyrobenou podle fotografie konkrétního

stromu, resp. jeho kůry. Panely byly vyrobe-

ny ze sklovláknobetonu s příměsí bílého či

černého pigmentu a plastifikátory. Pro re-

dukci váhy panelu byla do střední části kaž-

dého z nich umístěna pěnová vložka. U ně-

kterých „písmen“ byl do betonu přimíchán

práškový kov, jenž byl pak použit i na povr-

chu. Kkamenivo obsahuje mix 10mm mra-

moru a štěrku.

Umístění ve výstavní síni společně

s tapiseriemi s výjevy lovu z 15. stole-

tí bylo více než působivé. Příze, ze kte-

ré jsou utkány tapiserie, je hrubá a pře-

ci je výsledný „obraz“ jemný a dokonalý.

Kontrastů je plná i The Ogham Wall – syro-

vost betonu v kombinaci s jemnými částmi

kovu uvnitř i vně; efekt drsného a zároveň

jemného povrchu, jehož textura je navržená,

ale ve velké míře také nahodilá…

Vrchní kovová konstrukce, ke které jsou

jednotlivé panely přikotveny, odkazuje k zá-

kladní organizační linii irského hláskového

písma. Touto instalací získal ogam novou

interpretaci. Návštěvníci mohli skrz prosto-

rové ztvárnění abecedy ogamu procházet,

jednotlivých „písmen“ se mohli dotknout…

V roce 2016 je plánováno vystavení The

Ogham Wall v Dublinu, více informací lze na-

lézt na www.irishdesign2015.ie.

Obr. 1 The Ogham Wall v Muzeu V&A v Londýně

Obr. 2 Textura betonu a kovu na povrchu je

u každého panelu unikátní

Fotografie: archiv Irish Design 2015

Redakce děkuje za zaslané podklady Leslie Curtis

(Sandford) a studiu Graphic Relief.

1 2

THE OGHAM WALL



ČASOPIS CPi

– CONCRETE PLANT INTERNATIONAL

Každé dva měsíce vydává společnost ad-media GmbH (Kolín nad Rýnem, Německo)

časopis, který čtenáře informuje o novinkách a aktuálních informacích v oblasti tech-

nologie, výroby a užití betonu. Ve 13 jazykových mutacích (zatím bez české verze) je

distribuován do 190 zemí světa v celkovém nákladu 37 500 výtisků. Rozsah časopisu

je cca 230 stran a vedle odborných technických článků je věnován prostor i firemním

prezentacím.

K pravidelným rubrikám patří: aktuality, technologie, výrobky z betonu, betonové trou-

by a průlezy, vyztužování, prefabrikované betonové prvky, transportbeton a mobilní mí-

chací zařízení, konference a odborné poradenství.

Roční předplatné činí 120 eur a zájemci si jej mohou objednat na webových stránkách

http://www.cpi-worldwide.com/.

Firem

ní p

reze

nta

ce

Firem

ní p

reze

nta

ce

13. MEZINÁRODNÍ KONFERENCE

PODZEMNÍ STAVBY PRAHA 20163. VÝCHODOEVROPSKÁ TUNELÁŘSKÁ KONFERENCE

EETC 201623.–25. KVĚTNA 2016 | PRAHA, ČESKÁ REPUBLIKA

ZÁJEMCI SE JIŽ MOHOU

REGISTROVAT!ON-LINE REGISTRACE NA WWW.PSPRAHA.CZ

Ostatní informace ohledně programu, odborných exkurzí a ubytování též nyní aktuálně na webových stránkách konference.

PS2016_inz180x86,5.indd 1 26.11.15 16:29

ETA TĚSNICÍHO SYSTÉMU PENTAFLEX®

GARANTUJE KVALITNÍ BÍLOU VANU

V SOULADU S TP ČBS 04


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

Součástí správného návrhu vodonepropust-

né betonové konstrukce (bílé vany) je kom-

plexní návrh těsnění spár a prostupů pomo-

cí kvalitních produktů, které mají průkaz po-

užitelnosti pro zabudování do stavby. PEN-

TAFLEX® je prvním těsnicím systémem,

který má Evropské technické posouzení

ETA-15/0003. V souladu s novými Technic-

kými pravidly ČBS 04 – Vodonepropustné

betonové konstrukce je nyní možné navrho-

vat funkční a ekonomické vodonepropustné

konstrukce i v České republice. Cílem člán-

ku je představit komplexnost návrhu a po-

zvat zájemce o tuto problematiku na škole-

ní, které proběhne pod záštitou České beto-

nářské společnosti v příštím roce.

PŘEDPISY

Česká betonářská společnost ČSSI již vy-

dala dlouho očekávaná Technická pravidla

ČBS 04 – Vodonepropustné betonové

konstrukce (dále jen Směrnice), která jsou

překladem německé směrnice (WU-Richt-

linie) a jejích komentářů, doplněným o po-

známky ČBS a lokalizaci pro české prostře-

dí. Jde o jinou metodiku návrhu nežli v pří-

padě rakouské směrnice. Směrnice umožní

navrhovat a realizovat funkční bílé vany vel-

mi hospodárně. Pro zdárné zhotovení kon-

strukce bílé vany je požadována koordino-

vaná spolupráce zodpovědných osob z růz-

ných oblastí projektové přípravy – generál-

ního projektanta, architekta, geotechnika,

projektanta konstrukční části, zhotovitele

a technologa betonu.

Dle Směrnice se v konstrukcích bílých van

používají těsnicí pásy, těsnicí plechy s po-

vrstvením, těsnicí trubky, bobtnavé pásky,

injektážní systém těsnění, kompresní těsně-

ní, ale i lepená těsnění a těsnicí plechy bez

povrstvení. Pro všechny výše zmíněné těs-

nicí prvky musí výrobce předložit průkaz

použitelnosti, kterým se rozumí Evropské

technické posouzení ETA, resp. všeobec-

ný technický certifikát abP. Nový evropský

předpis EAD pro certifikaci a zkoušení sys-

témových těsnicích prvků, na základě které-

ho je výrobci vydána ETA, navazuje na ně-

mecké zkušební předpisy PG-FBB Teil 1,

PG-FBB Teil 2 a PG-ÜBB. Tyto zkušeb-

ní předpisy přesně definují způsob zkouše-

ní jednotlivých typů těsnicích systémů, díky

kterým lze získat průkaz použitelnosti.

Ve zkušebních předpisech jsou mimo ji-

né stanoveny následující požadavky, které

chrání investora, projektanta a zhotovitele

stavby před nekvalitními výrobky:

a) zkoušky na doložení životnosti 50 let (za-

jišťují, že těsnění bude fungovat po ce-

lou dobu životnosti konstrukce, a ne jen

po záruční dobu),

b) bezpečností součinitel 2,5 (rozdíl mezi

tlakem při zkoušce a tlakem, na který se

konstrukce navrhuje),

c) velikost tlaku (výška vodního sloupce),

d) velikost otevření spáry (mechanickým

způsobem) při zkouškách vodonepro-

pustnosti atd.

Pouze pro dva druhy produktů nemusí vý-

robce absolvovat dlouhý a drahý proces

průkazu použitelnosti:

1) Těsnicí pásy, které jsou vyrobeny dle

DIN 18541 (výrobková norma na pásy

z PVC-P), resp. DIN 7865 (výrobková

norma na pásy z elastomeru), na něž se

vztahuje norma pro navrhování těsnicích

pásů DIN 18197. Důležité neplést s těsni-

cími pásy vyráběnými podle podnikových

norem výrobců.

2) Těsnicí plechy bez povrstvení, u kterých

je návrh, výroba a montáž řízena přímo

Směrnicí.

KOMPLEXNOST ŘEŠENÍ TĚSNĚNÍ

SPÁR

Systém těsnicích prvků PENTAFLEX®

má Evropské technické posouzení

ETA-15/0003 a nese tedy označení CE. Ten-

to ucelený systém obsahuje veškeré prv-

ky pro utěsnění pracovních spár, řízených

spár, spár mezi filigránovými stěnami, otvo-

rů po spínání bednění, prostupů, těsnicí vy-

lamovací výztuž, napojení těsnicích plechů

na dilatační pásy apod. Základním prvkem

je těsnicí plech s oboustranným povrstve-

ním PENTAFLEX® KB. Navíc, pro větší bez-

pečnost, je tento těsnicí plech opatřen nor-

movou linií pro okamžitou vizuální kontrolu

normou požadované hloubky zabetonování

30 mm. Tato kontrola je důležitá při betonáži

pro dodavatele a po betonáži pro technický

dozor investora. Speciální povrstvení všech

těsnicích prvků zajišťuje vysokou soudrž-

nost s betonem, tedy vodonepropustnost.

Garantovaná těsnost spár činí 20 m vodní-

ho sloupce (2 bar). Těsnicí prvky jsou ovšem

dle evropského předpisu EAD testovány

na 50 m vodního sloupce (5 bar) při zatíže-

né otevřené spáře zkušebního vzorku (koe-

ficient bezpečnosti 2,5). U všech těsnění ří-

zených spár musí být dále zaručeno, že si

po vzniku trhliny nadále zachovají svoji těs-

nicí funkci. Po smrštění betonu nesmí do-

jít k uvolnění těsného spojení mezi betonem

a těsnicím prvkem, a tím k průsakům vo-

dy vlivem obtoku. Garanci této požadované

funkce (nejen u řízených spár) zajišťuje právě

speciální materiál povrstvení PENTAFLEX®,

který pojme smykovou deformaci od pohy-

bu ve spáře. Nesmí dojít ani k dočasnému

průsaku vody. Průkazy použitelnosti slouží

jako potvrzení o splnění tohoto kritéria.

Výpis základních systémových prvků pro

těsnění spár v konstrukci bílé vany:

1) PENTAFLEX® KB – těsnicí plech do

pracovních spár mezi deskou a stěnou

a mezi stěnou a stropem,

2) PENTAFLEX® KB PLUS – těsnicí plech

plnící zároveň pomocnou funkci uzem-

nění,

3) PENTAFLEX® ABS – bednicí a těsnicí pr-

vek do pracovních spár základových de-

sek a stěn,

4) PENTAFLEX® OBS – těsnicí prvek do ří-

zených spár ve stěnách,

5) PENTAFLEX® FTS – těsnicí prvek do ří-

zených spár mezi filigránovými stěnami,

6) PENTAFLEX® OPTI – těsnicí trubičky pro

utěsnění prostupů po spínání bednění,

7) PENTAFLEX® FBA – těsnicí prvek pro na-

pojení těsnicího plechu na dilatační pás,

8) PENTAFLEX® prostupy, čerpací jímky, …

9) PENTABOX – těsnicí vylamovací výztuž.

Těsnicí systém PENTAFLEX® v kombina-

ci s dilatačními pásy KUNEX® je ideálním

a úplným řešením těsnění spár v konstrukci

bílé vany. Jako doplnění může být v někte-

rých detailech využito také bobtnavých pás-

ků SWELLFLEX® a systému injektáží PLU-

RAFLEX®.

Obr. 1 Detail napojení těsnicích plechů

PENTAFLEX KB a ABS

Obr. 2 Řízená spára ve stěně –

PENTAFLEX OBS

Obr. 3 Detail pracovní spáry ve stěně –

PENTAFLEX ABS

1 2 3


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

Společnost JORDAHL & PFEIFER Staveb-

ní technika, s.r.o., nabízí svým zákazníkům

pomoc při zpracování správného technic-

kého návrhu konstrukce bílé vany. Na zákla-

dě nové Směrnice a znalosti německé me-

todiky výpočtu maximální šířky trhlin v kon-

strukci od smršťování betonu Vám navrhne-

me správné rozmístění řízených spár v ob-

vodových stěnách, doporučíme vhodnou

recepturu betonu, zkontrolujeme vyztuže-

ní konstrukce, poradíme s technologickým

postupem výstavby, následným ošetřová-

ním betonu a vyřešíme veškeré detaily těs-

nění, a to s garancí.

RECEPTURA BETONU A NÁVRH

ŘÍZENÝCH SPÁR

Vzhledem k tomu, že vodonepropustnost

bílé vany je zajištěna samotnou betonovou

konstrukcí, je nutné věnovat zvýšenou po-

zornost návrhu receptury betonu. Beton by

měl mít kromě omezeného průsaku a zpra-

covatelnosti také nízký vývin hydratač ního

tepla, aby se zamezilo vzniku trhlin od smrš-

ťování. Toho se docílí podrobným návr-

hem receptury, zejména vhodným typem

a množstvím cementu. Receptura betonu

musí být navržena technologem v souladu

s normou ČSN EN 206 a je jedním ze zá-

kladních vstupních parametrů při návrhu vo-

donepropustné konstrukce.

Rozmístění řízených spár v obvodových

stěnách (záměrné oslabení průřezu) je dů-

ležitou součástí návrhu vodonepropust-

né konstrukce. Je nutné navrhnout beto-

novou konstrukci na maximální výpočto-

vou šířku průběžné trhliny, která je závis-

lá na tlakovém spádu (ve většině případů

se jedná o trhlinu do 0,2 mm). Pro tento vý-

počet je rozhodující receptura betonu, roz-

měry konstrukce, výztuž a teploty (betonu,

konstrukce, klimatické). Nejpodrobněji se

tomuto výpočtu (a obecně celé problemati-

ce bílých van) věnuje německá odborná pu-

blikace „LOHMEYER, G., EBELING, K. Wei-

sse Wannen – einfach und sicher“. Výpo-

čet provedený dle této metodiky dává reál-

né výsledky.

PROVÁDĚNÍ (MONTÁŽ,

BETONÁŽ, OŠETŘOVÁNÍ )

Při realizaci je třeba se dále věnovat vlastní-

mu provádění konstrukcí a ošetřování beto-

nu. Provádění betonáže a ošetřování beto-

nu se řídí normou ČSN EN 13670 a dalšími

opatřeními uvedenými ve Směrnici.

Montážní postup těsnicích prvků se ří-

dí průkazem použitelnosti výrobce a kon-

krétní projektovou dokumentací. Dodrže-

ní správné montáže je jedním z důležitých

kroků při realizaci bílé vany. Jedná se pře-

devším o přesné umístění těsnicích prv-

ků před betonáží do projektované polohy,

spojení v místě styku, zajištění v jejich polo-

ze a dodržení hloubky zabetonování. Pod-

mínkou úspěšné montáže těsnicích prvků je

vzájemná spolupráce mezi jednotlivými pro-

fesemi na stavbě.

Při betonáži je nutné zajistit dokonalé pro-

betonování a dostatečné zhutnění okolí těs-

nicích prvků ve spárách. Do oblasti spár se

dle nové Směrnice rovnoměrně ukládá tzv.

napojovací směs z betonu s maximální ve-

likostí kameniva 8 mm. Betonáži předchá-

zí také příprava pracovních spár (vyčištění,

zvlhčení) a zajištění těsnosti bednění a jeho

spojů. Distanční podložky výztuže je nutné

používat vláknobetonové s vysokou odol-

ností vůči nasákavosti. Plastové podložky

výztuže jsou v konstrukci bílé vany, z důvo-

du soudržnosti a rozdílných součinitelů tep-

lotní roztažnosti betonu a plastů, zakázané.

Opatření pro ochranu a ošetřování beto-

nu nad rámec ČSN EN 13670 je nutné pro-

vádět tak, aby se snížil vývin hydratační-

ho tepla a nevznikaly trhliny. Doporučuje se

ponechat vybetonovanou konstrukci co nej-

déle v bednění (tři dny), provést zakrytí po-

vrchu betonu proti odpařování vody, zvlh-

čování a tepelně-izolační zakrytí. Správné

ošetřování betonu bohužel většinou prová-

děcí firma pod tlakem termínu a ceny řeší

nedostatečně.

ZÁVĚR

Správný návrh a realizace vodonepropust-

né betonové konstrukce je velmi komplex-

ní proces. Díky nové Směrnici je nyní mož-

né navrhovat funkční bílé vany hospodár-

ně. Ucelený systém těsnicích prvků PEN-

TAFLEX® zajišťuje správnou funkčnost bílé

vany v oblasti spár. Evropské technické po-

souzení ETA garantuje u těsnicího systému

PENTAFLEX® kvalitu, použitelnost v kon-

strukcích bílé vany a dlouhodobou funkč-

nost na celou životnost stavby.

Ing. Martin Novotný

JORDAHL & PFEIFER

Stavební technika, s.r.o.

Bavorská 856/14, 155 00 Praha 5

tel.: +420 272 700 701


www.jpcz.cz

Obr. 4 Těsnicí plech

PENTAFLEX KB

Obr. 7 Betonáž základové desky, pracovní spáry

s těsnicími prvky PENTAFLEX ABS a KB

Obr. 8 Montáž bednicího a těsnicího prvku PENTAFLEX ABS

v základové desce

Obr. 5 Detail napojení těsnicího plechu

na dilatační pás spojkou PENTAFLEX FBA

Obr. 6 Těsněný prostup PENTAFLEX

Transwand

4 5 6

7 8

NETRADIČNÍ REALIZACE TUNELU SECOND MIDTOWN NAPLAVOVÁNÍM ❚ UNCONVENTIONAL REALIZATION OF THE SECOND MIDTOWN TUNNEL BY IMMERSION


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

Radek Syka

Ojedinělý případ budování tunelu naplavová-

ním mají možnost realizovat pracovníci sta-

vebních firem ve Virginii v USA. Tunel dlouhý

téměř 1,5 km od portálu k portálu (podvodní

část 1,13 km) je stavěn z předem vybetonova-

ných segmentů, které jsou na místo ukládány

z plovoucích jeřábů. ❚ Workers of building

companies in Virginia, USA have recently had

unique experience of tunnel construction by

immersion. The tunnel is almost 1,5 km long from

portal to portal (the underwater part of 1,13 km)

and is being built of precast concrete elements

being immersed and placed from floating cranes.

Tunel Second Midtown, který po svém

dokončení vytvoří nové dvouproudo-

vé silniční spojení mezi městy Norfolk

a Portsmouth ve Virginii v USA pod ře-

kou Elizabeth, je budován souběžně se

stávajícím tunelem Midtown. Je to první

tunelový projekt SL-1 v USA.

Projekt počítá s výrobou jedenác-

ti samostatných tunelových segmen-

tů, 106 m dlouhých, 16 m širokých

a 8,8 m vysokých. Každý z těchto seg-

mentů, které jsou betonovány v su-

chém doku v Baltimoru, váží po dokon-

čení téměř 13 000 t a je na místo pře-

pravován dodatečně. Pro samotnou

betonáž byl využit systém bednění za-

ložený na stávajícím systému SL-1 z ra-

kouské Doky (obr. 2). Konstrukce tu-

nelového bednění, která sestává z ex-

trémně únosných ocelových nosníků,

je prostřednictvím systému vzpěr odol-

ná vůči velmi vysokému zatížení a sou-

časně i kroucení při betonáži. Celý sys-

tém je navíc modulární, takže lze snad-

no výrazně upravit podle aktuálních

požadavků. Menší nastavení se pak

dají jednoduše realizovat pomocí jem-

ného závitu vzpěrných vřeten. Krátké

časy betonáže, které jsou dnes v kaž-

dém projektu rozhodující, jsou zajiště-

ny předmontáží jednotlivých bednicích

i podpěrných komponentů a jejich pře-

misťováním prostřednictvím systému

kolejnic a hydraulických válců.

Bednicí plášť tvoří velkoplošné nos-

níkové bednění Doka TOP 50 vybave-

né překližovanou deskou s povrchovou

úpravou speciální pryskyřicí. Vzhledem

k absenci rámů bednění poskytují spoje

panelů perfektní otisk s minimem vidi-

telných přechodů a díky možnosti pra-

covat s velkými plochami předmonto-

vaného bednění také minimálně vytě-

žují jeřáby. Celý systém bednění je vy-

soko únosný, a tak lze střední stěny tu-

nelových segmentů dimenzovat na plný

hydrostatický tlak betonu. Tím je umož-

Obr. 2 a) Rozkres nasazení tunelového bednění, každý ze segmentů je

betonován jako monolitický celek obsahující hlavní tunelovou troubu a ser-

visní chodbu, b, c) bednění „krabicových“ segmentů tunelu – kombinace

podpěrného systému SL-1, tunelového systému a velkoplošného bednění

Doka TOP 50 ❚ Fig. 2 a) Drawing of placing of the tunnel formwork

, each segment is being concreted as one cast-in-place unit, containing

the main tunnel tube and service corridor, b), c) formwork of the box-

like tunnel segments – combination of SL-1 support system, tunnel

system and large scale Doka TOP 50 formwork

Obr. 1a,b Elizabeth River mezi městy Norfolk

a Portsmouth, kde se staví tunel Second

Midtown ❚ Fig. 1a,b Elisabeth River

between the cities of Norfolk and Portsmouth,

where the Second Midtown Tunnel is being

built

1a 1b

2a

2c2b



něna v podstatě neomezeně rychlá be-

tonáž bez nutnosti sledovat rychlost

ukládání betonu.

Zatímco v Baltimoru probíhá beto-

náž jednotlivých segmentů budoucí-

ho tunelu, na místě se připravují pod-

mínky pro jejich ponoření. Více než tu-

cet plovoucích bagrů vybírá ze dna ře-

ky v hloubce cca 30 m materiál a vy-

tváří tak rýhu v délce 1 200 m a šířky

25 m, což není rychlá práce – denně

jsou takto připraveny maximálně tři dél-

kové metry. Celkem bude vybagrováno

více než milion m3 zeminy, která bude

uložena do nedalekého oceánu a bu-

de z ní vytvořen za pomoci dalších ma-

teriálů vlnolam. Zbylý materiál bude dá-

le použit na stavbě. Na obou březích

navíc probíhá příprava a betonáž vjez-

dových portálů do tunelu (obr. 4a, b).

Ty jsou před tlakem okolní zeminy i vo-

dy v konci portálu chráněny štětovnice-

mi, které jsou kvůli zabezpečení roze-

přeny řadou traverz, které mají více než

700 mm v průměru.

Po dokončení výkopu o hloubce 12 m

budou na místo uloženy podkladné be-

tonové desky o váze 40 000 t a tole-

ranci ukládání 20 mm. Hotové segmen-

ty tunelu jsou na lodích transportová-

ny z doků v Baltimoru přes záliv Che-

sapeake na místo v řece Elizabeth,

což představuje více než 320 km dlou-

hou plavbu na místo určení. Násled-

ně bude každý z nich naplněn více než

15 000 l vody a řadou betonových ba-

lastních bloků. Pomocí plovoucích je-

řábů ponořeny, pod vodou zafixová-

ny a spojeny. Na styku budou opatře-

ny gumovým těsněním, které zajistí ne-

propustnost vody do finálního tubusu.

Vzhledem k tomu, že povrchová úpra-

va tunelu bude provedena v suchém

doku a pro betonáž je využíván vodo-

těsný beton, nebude třeba tunel doda-

tečně sanovat jakýmkoliv vnějším pláš-

těm. To znamená, že Second Midtown

Tunnel bude teprve druhým podvodním

tunelem v USA, který nebude dodateč-

ně vybaven ocelovým pláštěm. Po od-

čerpání vody, otestování vodotěsnosti

a funkčnosti všech systémů bude tunel

„pohřben“ pod téměř 70 000 t vytěžené

zeminy doplněné o štěrk a kamení, kte-

rá vytvoří na celé stavbě ochranný val

o dvoumetrové síle.

Second Midtown Tunnel bude pro

první motoristy otevřen asi v polovině

příštího roku. Ti tak budou moci využít

už druhé podobné spojení mezi městy

Norfolk a Portsmouth – první tunel pod

řekou Elizabeth byl vystavěn už v ro-

ce 1962 a denně jím projede více než

40 000 vozidel (což je 600 % oproti pro-

vozu při otevření tunelu). Nový tunel ne-

bude ten stávající nahrazovat, ale posí-

lí jeho možnosti.

Dodavatel SKW konsorcium Skanska,

Kiewit&Weeks

Dodavatel bednění Doka

Realizace projektu 2012 až 2016

Radek Syka

Česká Doka

bednicí technika, spol. s r. o.


Obr. 3 Betonáž segmentů tunelu v suchých docích, jednotlivé segmenty

jsou následně přepravovány lodí a usazeny pomocí plovoucích jeřábů ❚

Fig. 3 Concreting the tunnel segments in dry docks, the individual segments

being then towed down to the project site and immersed by floating cranes

Obr. 4a,b Příprava

vjezdových a výjez-

dových portálů tunelu

na obou stranách řeky

Elizabeth, portály jsou

betonovány stejným

systémem jako

segmenty tunelu ❚

Fig. 4a,b Preparation

of the entrance and

leaving portals of the

tunnel on both sides of

the Elizabeth River, the

portals are concreted

same way as the

tunnel segments

3

4a

4b

SILIKÁTOVÉ PŘÍPRAVKY PRO OŠETŘENÍ A OCHRANU BETONU

– OVĚŘENÍ ÚČINNOSTI A POROVNÁNÍ S DEKLAROVANÝMI

VLASTNOSTMI ❚ SILICATE BASED PRODUCTS FOR

CONCRETE CURING AND PROTECTION – EVALUATION OF

PERFORMANCE AND COMPARISON OF DECLARED PROPERTIES



Petr Marek

Vodné roztoky alkalických křemičitanů (silikátů)

jsou pro účely ošetření a ochrany povrchu beto-

nových konstrukcí dodávány na trh v různých

formách a modifikacích již několik desetiletí

a jednotlivé výrobky jsou na trhu poměrně dobře

etablovány. I přes zmíněné dlouholeté použí-

vání výrobků však není u jejich uživatelů příliš

rozšířeno povědomí o tom, jak výrobky vlastně

fungují. Tato skutečnost, spolu s faktem, že se

v technické dokumentaci některých výrobců

můžeme setkat se zavádějícími údaji, vede

k tomu, že někteří uživatelé očekávají od výrob-

ku vlastnosti, které v žádném případě nemůže

mít, případně použijí výrobek pro zcela nevhod-

nou aplikaci, což v některých případech může

mít až fatální následky. Článek přináší kritický

pohled na některé z údajů uváděných výrobci

a na základě provedených testů se snaží dát rele-

vantní pohled na vlastnosti výrobků na bázi vod-

ných roztoků silikátů. ❚ Products based on

aqueous solution of alkaline silicates have been

used for decades and well established on the

market for the purpose of curing and protection

of concrete constructions. In spite of this fact,

there is no general knowledge about basic

principles of these products' functions. This

fact, together with some misleading information

mentioned in product´s technical date sheets

can lead to unreal expectation of the product's

performance. The article brings critical view

on the way of use of silicate based products,

compares selected properties of tested

products and discusses the obtained results.

Silikátové výrobky se nejčastěji použí-

vají pro zpevnění nesoudržných beto-

nových povrchů a snížení jejich nasá-

kavosti. Výrobci je ale rovněž dopo-

ručují jako prostředky zabraňující pře-

kotnému odparu záměsové vody (tzv.

ošetřující přípravky) pro aplikaci na čer-

stvý beton, nejčastěji u betonáží pod-

lahových desek opatřených vsypem.

Technické listy dále velmi často zmiňu-

jí podstatné vylepšení mechanických

parametrů betonové konstrukce bez

ohledu na druh mechanického para-

metru, metodu jeho stanovení a bez

alespoň přibližné specifikace podklad-

ního materiálu, která je sama o sobě

za mechanické vlastnosti zodpovědná.

PRINCIP FUNGOVÁNÍ

OCHRANNÝCH NÁTĚRŮ

NA S IL IKÁTOVÉ BÁZI

Princip funkce silikátových nátěrů je zce-

la odlišný od běžných ošetřujících nátě-

rů na akrylátové bázi (ať už vodou ředi-

telných či rozpouštědlových). Při aplika-

ci na betonovou konstrukci je základním

principem reakce zbytkových produktů

hydratace cementu, především hydroxi-

du vápenatého, s alkalickým křemičita-

nem. Za přítomnosti vody vznikají neroz-

pustné hydratované křemičitany vápní-

ku. Pokud se výrobek aplikuje v nadby-

tečném množství, dochází na povrchu

betonové konstrukce také k reakci alka-

lického křemičitanu s oxidem uhličitým

za vzniku příslušného uhličitanu a gelu

kyseliny křemičité. Oba popsané reak-

ční produkty trvale vyplňují póry a vol-

ná místa v ztvrdlém cementovém tme-

lu, a tím přispívají ke zlepšení mechanic-

kých parametrů betonové konstrukce

a snížení nasákavosti kapalin.

ÚČINNOST ZADRŽENÍ VODY

Při aplikaci silikátového prostředku na

čerstvý beton, ať už opatřený vsypem

či ne, se ovšem naskýtá otázka, zda

vzniklé krystalizační produkty v porov-

nání s klasickými ošetřujícími příprav-

ky dostatečně zabraňují odparu zámě-

sové vody, tedy jevu, který má nezane-

dbatelný vliv na výsledné mechanické

parametry betonové konstrukce, even-

tuálně na vznik a přítomnost defektů.

Míru účinnosti zadržení vody jednotli-

vých ošetřovacích prostředků lze porov-

nat například pomocí amerických no-

rem ASTM C 309 a ASTM C 156 ne-

bo lze s úspěchem využít předběžnou

českou technickou normu ČSN P CEN/

TS 14754-1. Principem české normy

je za definovaných podmínek sledo-

vání váhového úbytku betonových tě-

les připravených dle požadavků normy.

Porovnávají se výsledky zkušebních tě-

les ošetřených a neošetřených testova-

ným výrobkem. Účinnost ošetření v [%]

je poté vztažena k hodnotám dosaže-

ným pro neošetřené těleso.

Výše zmíněnou metodikou byly testo-

vány nejběžnější silikátové výrobky do-

stupné na trhu v České republice, jejichž

přehled je včetně stručné fyzikálně-che-

mické charakteristiky uveden v tab. 1.

Jejich účinnost ošetření byla srovná-

na s výrobkem Sikafloor ProSeal-12,

tvořeným kombinací akrylátové prys-

kyřice a organického rozpouštědla, te-

dy výrobkem, jenž se běžně používá ja-

ko ošetřující přípravek po provedení be-

tonáže, eventuálně po zahlazení vsypu

do povrchu betonové desky.

Z výsledků uvedených v grafu na

obr. 1 jednoznačně plyne, že hodnota

účinnosti zadržení vody se u všech si-

likátových přípravků pohybovala okolo

10 % a v porovnání s hodnotou 68 %

dosaženou pomocí konvenčního pří-

pravku byla výrazně nižší.

V souvislosti s nízkou schopností sili-

kátových výrobků zabránit odparu zá-

měsové vody se logicky naskýtá dal-

ší otázka: Nakolik tato vlastnost mů-

že negativně ovlivnit výsledné mecha-

nické parametry v případě aplikace vý-

robků na čerstvý beton? Není tento vliv

ve svém důsledku větší než možný pří-

nos? Odpověď na otázky byla naleze-

na pomocí následujícího laboratorního

experimentu.

Silikátové výrobky se na čerstvý be-

ton nejčastěji aplikují v případě pro-

vádění průmyslových podlah, kdy je

betonová deska ošetřená vsypem,

a po jeho finálním zahlazení je na po-

vrch podlahy místo konvenčního ošet-

řujícího přípravku aplikován silikátový

výrobek. Jako sledovaný mechanický

parametr byla proto zvolena hodnota

obrusu stanovená metodikou BCA dle

ČSN EN 13892-4.

Pro ověření vlivu vybraných výrobků

na hodnotu obrusu byly nejprve z be-

tonu C 25/30 XC2 S3 vybetonovány

čtyři dlaždice o rozměrech 0,4 × 0,4

× 0,08 m, které byly následně ošet-

řeny vsypem. Ihned po jeho zahlaze-

ní pomocí laboratorní hladičky byla

jedna dlaždice ponechána bez ošet-

řujícího přípravku a na zbylé byly apli-

kovány výrobky Sikafloor ProSeal 12,

Ashford Formula a Sikafloor Cure-

Hard-24. Množství jednotlivých výrob-

ků a způsob jejich aplikace byl v sou-



ladu s podmínkami uvedenými v je-

jich technických listech. Všechny dlaž-

dice byly po dvou dnech odformová-

ny a uloženy na pět dnů v prostředí

(T = 20 °C, RH = 95 %) a po dobu dva-

ceti jedna dnů v prostředí (T = 20 °C,

RH = 65 %). Po vyzrání dlaždic byly

změřeny hodnoty obrusu.

Z výsledků na obr. 2 lze vyčíst, že

v porovnání s dlaždicí neošetřenou

žádným výrobkem došlo u silikátových

výrobků k mírnému zlepšení hodnot

odolnosti vůči obrusu (154 μm pro-

ti cca 130 μm), nicméně tato hodno-

ta je výrazně vyšší než 45 μm dosaže-

ných za použití klasického ošetřujícího

nátěru. Vzhledem k tomu, že uvedené

skutečnosti korespondují se zjištěnými

hodnotami účinnosti ošetření, lze mír-

né zvýšení odolnosti vůči obrusu u si-

likátových výrobků spíše přičítat „jis-

té“ schopnosti zádrže záměsové vo-

dy než zlepšení dosaženého za pomo-

ci chemických reakcí zmíněných v úvo-

du článku.

VLIV NA MECHANICKÉ

PARAMETRY

V další fázi experimentu byl ověřován

vliv silikátových přípravků na mechanic-

ké parametry již vyzrálých betonových

povrchů. Dlaždice zhotovené z betonu

C 25/30 XC2 S3 byly pouze zahlaze-

ny pomocí laboratorní hladičky a nebyl

na ně aplikován vsyp ani ošetřující ná-

těr z důvodu vytvoření mechanicky mé-

ně odolného povrchu. Po finálním zahla-

zení a následném odbednění byly dlaž-

dice uchovávány výše popsaným způ-

sobem. Po 28 dnech zrání byly smo-

čeny vodou v množství cca 0,75 kg/m2

a poté byly na jejich povrch aplikovány

silikátové přípravky v množství a způ-

sobem zmíněným v technických listech

jednotlivých přípravků. Po aplikaci byly

jednotlivé dlaždice uloženy v laborator-

ním prostředí (T = 20 °C, RH = 65 %),

po sedmi dnech na nich byla změřena

Obr. 1 Účinnost zadržení vody dle ČSN P

CEN/TS 14754-1 ❚ Fig. 1 Water retention

efficiency according to CSN P CEN/TS 14754-1

Obr. 2 Vliv vybraných výrobků na odolnost

vůči obrusu [mm], měřeno metodou BCA

dle ČSN EN 13892-4, výrobky aplikovány na

čerstvý beton ❚ Fig. 2 Impact of selected

products on abrasion resistance [mm].

Measured by BCA method according to CSN

EN 13892-4, products were applied onto fresh

concrete

Tab. 1 Charakteristika některých silikátových výrobků běžně dostupných v České republice

❚ Tab. 1 Characteristics of products commonly available on the market in the Czech Republic

Výrobek VýrobceObsah

sušiny [%]

Hustota

[kg/m3]pH Aktivní látka

Sikafloor CureHard-24 Sika, CZ 24 1 160 11,6 silikát

Ashford Formula Curecrete, US 20 1 160 11,5 silikát

Obtego R-30 Obtego, DE 12 1 110 11,4 silikát/silanolát

Prosfas Mapei, IT 24 1 190 12 silikát

Placeo Seal Rinol, FR 20 1 150 11,3 silikát

www.sika.cz

NOVÉ DIVADLO V PLZNI, PREMIÉRA V ČR:BAREVNÉ PIGMENTY DO BETONU Sika® ColorFlo

Firem

ní p

reze

nta

ce

ProSeal-12

70

60

50

40

30

20

10

0ProSeal-12

0,000

0,020

0,040

0,060

0,080

0,100

0,120

0,140

0,160

0,180CureHard-24 Ash. Formula

142 143 144 145

0,154

0,045

0,130 0,128

1 2



odolnost vůči obrusu metodikou BCA

a hodnoty byly srovnány s obrusem re-

ferenční dlaždice (tj. dlaždice bez siliká-

tového přípravku). Výsledky jsou zazna-

menány v grafu na obr. 3 a je zřejmé, že

oproti referenční dlaždici došlo u všech

silikátových přípravků (vyjma výrobku

Obtego R-30) k zhruba 30% nárůstu

odolnosti vůči obrusu, jinými slovy k vy-

lepšení jednoho z mechanických para-

metrů. Nižší nárůst odolnosti vůči obru-

su u výrobku Obtego R-30 patrně sou-

visí s nižší hodnotou aktivních látek (su-

šiny) přípravku, která je oproti ostatním

testovaným výrobkům zhruba poloviční.

Vylepšení mechanických parametrů

bylo rovněž ověřeno měřením vnitřní

soudržnosti materiálu pomocí odtrho-

vých terčů a odtrhoměru. Získané vý-

sledky jsou zobrazeny v grafu na obr. 4

a jsou v souladu s předchozími zjiště-

ními. Obdobně jako v případě zvýšení

odolnosti vůči obrusu došlo u silikáto-

vých výrobků s vyšším obsahem suši-

ny ke zvýšení vnitřní soudržnosti mate-

riálu. Je nutné si ovšem uvědomit sku-

tečnost, že vnitřní soudržnost materiálu

je měřena tak, že dojde k prostému při-

lepení odtrhového terče na měřený ma-

teriál a po vytvrzení lepidla se terč od-

trhne. V podstatě tedy dochází k měře-

ní vnitřní soudržnosti povrchových vrs-

tev. Při změně podmínek experimen-

tu, kdy bylo měřené místo navrtáno

do hloubky 10 mm pomocí korunko-

vého vrtáku, byly hodnoty přídržnos-

tí pro všechny testované případy stejné

(tj. shodné s hodnotou referenční dlaž-

dice). Je tedy zřejmé, že vylepšení me-

chanických parametrů není homogenní

v celém objemu materiálu, ale se zvy-

šující se vzdáleností od místa aplikace

klesá. Míra vylepšení parametrů je poté

logicky ovlivněna fyzikálně-chemickými

parametry výrobku (obsah aktivní látky,

viskozita), jeho spotřebou a nasákavos-

tí podkladu.

ZÁVĚR

Testováním funkčnosti vybraných siliká-

tových výrobků bylo zjištěno, že dotče-

né výrobky nejsou bez dalších opatře-

ní zabraňujících odparu záměsové vody

vhodné pro aplikaci na čerstvý beton.

Naopak při aplikaci na vyzrálý beton do-

chází k měřitelnému navýšení některých

mechanických parametrů. Při plošné

aplikaci výrobku nedochází k homogen-

nímu ovlivnění mechanických parametrů

ve hmotě konstrukce. Míra ovlivnění kle-

sá ve směru poklesu koncentrace siliká-

tového výrobku v objemu konstrukce,

a je tedy přímo závislá na obsahu aktiv-

ní látky výrobku, aplikovaném množství

a nasákavosti podkladu.

Zobecněním výše popsaných zjiště-

ní lze říci, že použití silikátových výrob-

ků má své opodstatnění především při

sanacích či údržbě betonových kon-

strukcí. Výrobky jsou vhodné zejména

při renovacích průmyslových podlah,

kdy za pomoci zvýšení odolnosti vů-

či obrusu a vnitřní soudržnosti mate-

riálu prodloužíme životní cyklus stáva-

jící konstrukce a oddálíme případnou

nutnost celkové rekonstrukce podla-

hy. Pokud je aplikace výrobku spoje-

na ještě s mechanickou úpravou povr-

chu broušením a leštěním, lze dosáh-

nout i výrazného estetického zlepšení.

Výrobky na silikátové bázi lze při údrž-

bě nebo opravě podlah rovněž kom-

binovat s řadou akrylátových ošetřují-

cích přípravků.

Výrobky nejsou bez dalšího ošetře-

ní vhodné pro aplikaci na čerstvý be-

ton, protože nezlepšují podmínky v do-

bě zrání betonu. Při použití na čerstvý

beton je vždy nutné pamatovat na dal-

ší metody ošetřování v době zrání, aby

bylo dosaženo požadovaných para-

metrů betonu a byl minimalizován vznik

defektů.

Uživatel by měl vzít všechny tyto sku-

tečnosti v úvahu a nespoléhat se jen

na informace, které jsou spíše ko-

merčního než technického charakteru

a které slibují takřka zázračné zlepše-

ní parametrů betonu při zachování mi-

nimální spotřeby a ceny.

Ing. Petr Marek

Sika CZ, s. r. o.

Regionální technologické centrum




Literatura:[1] ASTM C 156-11 Standard test

Method for Water loss [from a Mortar Specimen] Through Liquid Membrane-Forming Curing Compound for Concrete.

[2] ASTM C 309-11 Standard Specification for Liquid Membrane-Forming Compounds for Curing Concrete.

[3] ČSN P CEN/TS 14754-1 Ošetřovací prostředky – Zkušební meto-dy – Část 1: Stanovení zadržení vody běžnými ošetřovacími prostředky. Praha: ČNI, 2007.

[4] ČSN EN 13892-4 Zkušební meto-dy potěrových materiálů – Část 4: Stanovení odolnosti proti obrusu metodou BCA. Praha: ČNI, 2003.

Obr. 3 Vliv vybraných výrobků na

odolnost vůči obrusu (metoda BCA

dle ČSN EN 13892-4), výrobky aplikovány

na vyzrálý beton ❚ Fig. 3 Impact of

selected products on abrasion resistance

[mm]. Measured by BCA method according to

CSN EN 13892-4, products were applied onto

hardened concrete

Obr. 4 Vliv vybraných silikátových výrobků

na vnitřní soudržnost materiálu ❚

Fig. 4 Impact of selected products on

internal cohesion of the material

1,6

1,2

1,4

1

0,2

0,4

0,6

0,8

0

Obru

s [m

m]

CureHard-24 Ash. Formula Prosfas Placeo Seal Obtego R-30

3

2,5

2

1,5

1

0,5

0

3 4

ZHODNOCENÍ RIZIK SPOJENÝCH S VYUŽITÍM ŽÁROVĚ

ZINKOVANÉ VÝZTUŽE BETONU ❚ EVALUATION OF RISKS

CONNECTED WITH UTILIZATION OF HOT-DIP GALVANIZED

STEEL REINFORCEMENT


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 Pokorný, Daniel Dobiáš,

Radka Pernicová,

Veronika Mušutová, Vítězslav Vacek,

Jiří Kolísko, Milan Kouřil

Cílem uvedeného článku je způsobem srozu-

mitelným nejen pro úzce specializovanou, ale

i širší odbornou veřejnost dostatečně přesně

objasnit problematiku koroze žárově zinkované

výztuže v betonu. Je zde poměrně detailně

zhodnocen dřívější pozitivní náhled na využitel-

nost žárově zinkované výztuže se zohledněním

koroze a především soudržnosti s betonem.

Na základě závěrů plynoucích z naší nedáv-

né experimentální činnosti je zásadně zpo-

chybněna vhodnost použití žárově zinkované

výztuže betonu. Z důvodu počátečního koroz-

ního poškození povlaku v prostředí čerstvého

betonu lze oprávněně pochybovat o zacho-

vání bariérové protikorozní ochrany výztužné

oceli v plném rozsahu. Vývoj vodíku v průběhu

úvodní korozní reakce mezi čerstvou cemento-

vou pastou a zinkovanou ocelí zvyšuje pórovi-

tost cementového tmelu na fázovém rozhraní.

Na rozdíl od některých dřívějších názorů se

ukazuje, že zvýšení pórovitosti cementového

tmelu může negativně ovlivnit soudržnost výztu-

že s betonem. ❚ The aim of this article is

to clarify the corrosion of hot-dip galvanized

reinforcement not only to the experts, but

also to wider public. In detail we assess the

former positive prospective of utilization of

hot-dip galvanized reinforcement together

with evaluation of corrosion and primarily its

bond with concrete. Based on our conclusions

resulting from our recent experimental activities,

we question appropriateness of using the hot-

dip galvanized reinforcement. It is questionable,

whether the barrier corrosion protection of the

reinforcing steel could remain in full extent while

considering the initial corrosion damage of the

coating in the fresh concrete. The development

of hydrogen during the initial corrosive reaction

between the fresh cement paste and hot-

dip galvanized steel increases the porosity

of cement stone at the phase interface (ITZ).

Contrary to some former opinions it appears

that increasing porosity of the cement stone

can influence negatively the reinforcement –

concrete bond.

Nepřijatelná korozní rychlost běžné ne-

legované oceli, vyvolaná působením

karbonatace nebo častěji kontamina-

cí betonu chloridy, výrazně omezu-

je funkční životnost železobetonových

staveb. Jsou to právě objemné koroz-

ní produkty oceli, které záhy narušují

integritu krycí vrstvy betonu a vyžadu-

jí rychlá a nákladná sanační protiopa-

tření [1], [2].

Přestože výzkum v oblasti alternativ-

ních výztužných materiálů (např. tkané

textilie, korozivzdorné oceli, alkalirezis-

tentní sklo, polymerní a uhlíková vlák-

na) již značně pokročil, jejich využití

v běžném stavitelství je i v současnos-

ti spíše okrajové (nejčastěji doplňkově

využitá výztuž – např. zesilování k běž-

né žebírkové výztuži z uhlíkové oce-

li). Některé alternativní materiály totiž

při spolupůsobení neposkytují vyztu-

žovanému betonu dostatečné mecha-

nické vlastnosti, resp. jejich přínos je

ve srovnání s běžnou ocelí méně efek-

tivní. Masové nasazení jiných materiálů

by zase významně prodražilo realizaci

stavby [1], [3].

Z tohoto důvodu se obecně stále vy-

užívá prutová výztuž z běžné nelego-

vané (uhlíkové) oceli s geometrií povr-

chu upravenou do podoby normativ-

ně předepsaných žebírek nebo vtis-

ků. Protikorozní ochrana této výztuže

v betonu je téměř výhradně řešena za-

bezpečením dostatečné tloušťky kry-

cí vrstvy betonu a zvyšováním kvality

použitého betonu proti průniku chlori-

dů nebo propustnosti vůči CO2 (např.

snižováním použitého vodního součini-

tele – w/c, zkvalitněním a prodlužová-

ním doby ošetřování betonu, využitím

vhodnějších typů cementu).

Využití jiných protikorozních ochran

výztuže v betonu je spíše raritní. Na-

sazení vhodných inhibitorů koroze uh-

líkové oceli se jeví jen málo účinné (ne-

schopnost dlouhodobě udržovat kri-

tickou koncentraci inhibitoru na fázo-

vém rozhraní ocel/beton), využití ka-

todické ochrany (obětovanou anodou

nebo zapojením zdroje SS proudu) ne-

lze často aplikovat všude a navíc patří

mezi jednoznačně nákladnější protiko-

rozní opatření [2], ]3].

Hodnocením protikorozní účinnos-

ti ochranných povlaků běžné ocelo-

vé výztuže se odborná veřejnost za-

bývá již od počátku minulého století.

Důvody jsou zcela logické – možnost

snadné a rychlé aplikace protikorozní

ochrany (nanesení povlaku), bez nut-

nosti udržovacích opatření a výhod-

né zachování mechanických vlastností

výztužné oceli. Nejčastěji jsou z toho-

to pohledu diskutovány epoxidové po-

vlaky a povlaky vzniklé technologií žá-

rového zinkování, protože z ekonomic-

kých studií jednoznačně vyplývá, že je-

jich využití na ochranu ocelové výztuže

významně nenavýší náklady spojené

s realizací stavby. Úvahy o jejich na-

sazení navíc podporují statisticky dob-

ře podložené výsledky jejich účinnosti

v rámci ochrany oceli proti atmosféric-

ké korozi. Využití dostatečné normou

předepsané tloušťky povlaku (často

i kombinace: povlak žárového zinku

a povlak organického původu) může

zaručit požadovanou životnost kon-

strukce [3], [4].

Ochranné povlaky jsou z pohle-

du korozního inženýrství nositeli pou-

ze barié rového protikorozního efek-

tu (pokud nepůsobí jiným mechanis-

mem protikorozní ochrany, tj. destimu-

lačním, inhibičním nebo elektroche-

mickým účinkem), tzn. zjednodušeně

fungují jako „izolace“ vůči agresivnímu

prostředí. Zajišťují pouze prodlouže-

ní doby do aktivace podkladové oceli,

zjednodušeně doby, kdy dojde k cel-

kovému rozvoji korozního poškoze-

ní podkladové oceli, a to již v podsta-

tě nijak nezmenšovanou korozní rych-

lostí. Ve skutečné situaci má samo-

zřejmě vliv i transport kyslíku a vlhkosti

k povrchu, resp. možnosti jejich regu-

lace. V tomto článku se úzce zaměříme

na povlaky vzniklé technologií žárové-

ho zinkování ponorem [1], ]4].

POVRCHOVÁ ÚPRAVA OCELI

ŽÁROVÝM ZINKOVÁNÍM

Při žárovém povlakování ponorem

do taveniny zinku (450 až 470 °C) na-

růstá na zinkovaných součástech sli-

tinový železo-zinkový povlak, který je

výsledkem poměrně složitého proce-

su vzájemné difuze atomů obou kovů

za vzniku elementárních intermetalic-

kých vazeb a následných fázových pře-

měn. Tyto děje probíhají jednak v povr-

chové vrstvě zinkovaného kovu, dále

na rozhraní mezi povrchem kovu a ta-

veninou zinku a konečně i v samot-

né tavenině v blízkosti zinkované sou-

části. V závislosti na složení oceli, tep-



lotě a složení lázně, tloušťky stěny zin-

kované součásti, době prodlení v lázni,

stavu povrchu a způsobu a rychlos-

ti chlazení vzniká povlak složených

z různých intermetalických sloučenin

Fe-Zn. Vzhled typického povlaku žáro-

vého zinku vyloučeného na oceli zobra-

zuje obr. 1 [5], [6].

Vrstvy složené z těchto sloučenin ma-

jí rozdílné složení a tloušťku. Obsah že-

leza v nich obsaženého roste směrem

k ocelovému podkladu. Značí se ob-

vykle písmeny řecké abecedy, tj. gam-

ma (Γ), gamma1 (Γ1), delta (δ), zeta (ζ),

příp. eta (η). Jednotlivé fáze se význam-

ně liší nejen složením a morfologií zrna,

ale i mechanickými vlastnostmi [6].

Nejsvrchnější vrstva tzv. η-fáze je slo-

žena z prakticky čistého zinku a vzni-

ká prostým ztuhnutím taveniny zinku.

Z metalurgického hlediska je ovšem

tato fáze definována jako tuhý substi-

tuční roztok železa v zinku (obsah že-

leza je přibližně 0,03 hm. %). Přesto-

že povlak žárového zinku do jisté mí-

ry kopíruje lokální nerovnosti povlako-

vané oceli, na jeho celkovou drsnost

mají vliv především nerovnosti vznik-

lé ztuhnutím η-fáze. Zinek krystaluje

v soustavě šesterečné (hcp). Vyznaču-

je se relativně vysokou houževnatos-

tí za běžných teplot a nízkou tvrdostí.

Intermetalickou fázi zeta (ζ) lze ste-

chiometricky sumárně definovat jako

FeZn13. Obsah železa v této fázi je při-

bližně 5 až 6,2 hm. %. V povlaku žáro-

vého zinku krystaluje v bazálně centro-

vané jednoklonné soustavě.

V případě delta (δ) fáze je diskuto-

vána existence dvou odlišných krys-

talových struktur označených jako δ1k

(příp. δ) a δ1p (příp. δ1), kterým odpo-

vídají krystalové struktury FeZn7 (δ1k), resp. FeZn10 (δ1p) (nebo také Fe13Zn126).

Novější práce podporují existenci obou

odlišných fází delta. Obě výše zmíně-

né intermetalické sloučeniny tvoří he-

xagonální krystalovou strukturu. Ob-

sah železa v těchto fázích je přibližně

7 až 11,5 hm. %.

Nejspodnější vrstvu tvoří seskupe-

ní fází gamma (Γ1 + Γ), obsah žele-

za v těchto fázích je přibližně 23,5 až

28 hm. %. Fáze Γ1 (např. Fe5Zn21) krys-

talizuje v soustavě kubické plošně cen-

trované (fcc) a fáze Γ (Fe3Zn10) krysta-

lizuje v soustavě kubické prostorově

centrované (bcc).

Výskyt jednotlivých fází v povlaku je

zobrazen na obr. 2 [5], [6], [7].

DOSUD NEVYJASNĚNÉ KLÍČOVÉ

OTÁZKY SPOJENÉ S POUŽIT ÍM

ŽÁROVĚ Z INKOVANÉ VÝZTUŽE

DO BETONU

Hromadné využití epoxidových povlaků

k ochraně ocelové výztuže je omezeno

vyvoláním snížené soudržnosti s beto-

nem. Tento fakt byl jednoznačně v prů-

běhu řady let potvrzen zkouškami vyta-

hováním výztuže a namáháním vyztu-

žených prvků v ohybu. Používané pre-

dikce prodloužení životnosti konstruk-

ce s ohledem na tloušťku jakostního

(bez defektů) ochranného povlaku však

odpovídají ověřovacím korozním tes-

tům. Takto chráněná výztuž se lokál-

ně využívá např. při vyztužování přímoř-

ských konstrukcí – mostů a mol v USA

– se zohledněním snížené soudržnosti

při statickém návrhu [3], [4].

Dlouholeté výzkumy zkoumající účin-

nost protikorozní ochrany ocelové vý-

ztuže žárovým zinkováním přináše-

jí ve srovnání s účinností uvedených

epoxidových povlaků často diametrál-

ně odlišné závěry. Široká odborná ve-

řejnost studující tuto problematiku se

shoduje pouze na několika závěrech:

• v průběhu žárového zinkování ne-

jsou negativně ovlivněny mechanické

vlastnosti oceli výztuže,

• v čerstvém cementovém tmelu koro-

duje povlak žárového zinku po urči-

tou dobu v aktivním stavu za vývoje

vodíku. Povrch výztuže se rychle po-

krývá korozním produktem na bázi

Ca[Zn(OH)3]2·2H2O (odborně: dihyd-

rát soli bis(trihydroxidozinečnatanu)

vápenatého) [3], [8], [9].

Vliv úvodního korozního poškození

žárově zinkované výztuže na budou-

cí celkovou bariérovou účinnost po-

vlaku, především proti působení chlo-

ridových iontů, je záležitostí, která roz-

děluje názory odborné veřejnosti. Sou-

časně nebyla nikdy plně zodpovězena

otázka, zda úvodní korozní poškoze-

ní ochranného povlaku za vývoje vo-

díku a růstu zmíněných korozních pro-

duktů negativně ovlivňuje soudržnost

výztuže s betonem. Dále pak také zda

mohou mít korozní produkty zinku

vzniklé úvodní korozní reakcí negativ-

ní vliv na mechanické vlastnosti beto-

nu na fázovém rozhraní výztuž/beton.

HODNOCENÍ MÍRY ÚVODNÍHO

KOROZNÍHO POŠKOZENÍ

Z INKOVÉHO POVLAKU

V ČERSTVÉM BETONU

Stěžejní literaturou zabývající se pro-

blematikou využití žárově zinkované vý-

ztuže do betonu je monografie Galva-

nized steel reinforcement in concrete

[10] profesora Stephena R. Yeomanse.

Toto kompendium shrnuje veškeré vý-

sledky týkající se koroze pozinkované

výztuže v betonu, soudržnosti a život-

nosti ochranného povlaku vůči působe-

ní karbonatace a chloridových aniontů.

Jednotlivé kapitoly tvoří výběry odbor-

ných článků z oborů chemie, metalur-

gie, korozního inženýrství, statiky a dy-

namiky staveb. Závěry této knihy jsou

obecně přijímány jako dostatečně ově-

řené a rozhodné a v podstatě uzavíra-

jí výzkumy v této oblasti. Zjednoduše-

ně se dá říci, že kniha vyzdvihuje vý-

hody použití žárově zinkované výztuže

do betonu a na souhrnu publikovaných

údajů dokládá, že úvodní koroze zinko-

vého povlaku neomezuje životnost pro-

tikorozní ochrany a rovněž významně

nesnižuje soudržnost s betonem.

Zcela stranou této práce lze dohledat

i články staršího data, které na zákla-

dě realizovaných experimentů pouka-

zují buď na sníženou soudržnost po-

zinkované výztuže, nebo neočekávaně

krátkodobou efektivnost povlaku vů-

či působení obvyklého množství chlo-

Obr. 1 Typický vzhled a tloušťka povlaku

žárového zinku vyloučeného na oceli (snímek

z optického mikroskopu) ❚ Fig. 1 Typical

look and thickness of the hot-dip galvanized

coating on steel (picture from an optical

microscope)

Obr. 2 Modelové schéma rozvrstvení

jednotlivých intermetalických fází v povlaku

žárového zinku ❚ Fig. 2 Model of scheme

of layers of individual intermetallic phases in

the hot-dip galvanized coating

1

2



ridových aniontů [11], [12], [13]. Lze do-

konce dohledat záznamy o realizaci

menších stavebních děl vyztužovaných

pozinkovanou výztuží s havarijními ná-

sledky při odbedňování konstrukce

(snížení únosnosti konstrukce vyvola-

né redukcí očekáváné soudržnosti vli-

vem koroze zinku v čerstvém betonu).

[9], [14], ]15]. Pochybnosti o vhodnosti

užití žárově zinkované výztuže betonu

oprávněně přetrvávají dodnes.

Základem k objektivnímu posouze-

ní vhodnosti použití žárově zinkované

oceli do betonu musí být zhodnocení

termodynamické a kinetické podstaty

korozního poškození zinkového povla-

ku nejen v čerstvém betonu, ale i v be-

tonu tvrdnoucím. Autoritou ve výzku-

mu v této záležitosti byl tým kolem pro-

fesorky Carmen Andrade, který pro-

váděl v této věci rozsáhlé výzkumy

v 80. letech minulého století. Výsledky

byly publikovány v mnoha odborných

časopisech, na konferencích a vytyču-

jí základní kapitolu k této problemati-

ce i ve zmiňované monografii profeso-

ra Stephena R. Yeomanse.

Obr. 3 Povrch žárově zinkované oceli po expozici v prostředí o pH 12,6,

snímek z elektronového mikroskopu v režimu: a) SE – zobrazuje viditelnou

strukturu, b) BSE – zobrazuje chemický kontrast ❚

Fig. 3 Surface of hot-dip galvanized steel after exposition in environment

with pH 12,6, picture from electronic microscope in the following regimes:

a) SE – shows visible structure, b) BSE – shows chemical contrast

Obr. 4 Příčný řez povlakem žárového zinku po expozici v prostředí

o pH 12,6, snímek z elektronového mikroskopu v režimu: a) SE –

zobrazuje viditelnou strukturu, b) BSE – zobrazuje chemický kontrast

❚ Fig. 4 Cross section of the hot-dip galvanized steel coating

after exposition in environment with pH 12,6, picture from electronic

microscope in the following regimes: a) SE – shows visible structure,

b) BSE – shows chemical contrast

Obr. 5 Povrch žárově zinkované oceli po expozici v prostředí

o pH 13, snímek z elektronového mikroskopu v režimu: a) SE, b) BSE

❚ Fig. 5 Surface of hot-dip galvanized steel after exposition in

environment with pH 13, picture from electronic microscope in the

following regimes: a) SE , b) BSE


o pH 13, snímek z elektronového mikroskopu v režimu: a) SE, b) BSE


after exposition in environment with pH 13, picture from electronic

microscope in the following regimes: a) SE , b) BSE

Obr. 7 Povrch žárově zinkované oceli po expozici v prostředí o pH

13,5, snímek z elektronového mikroskopu v režimu: a) SE, b) BSE ❚

Fig. 7 Surface of hot-dip galvanized steel after exposition in

environment with pH 13,5, picture from electronic microscope in the

following regimes: a) SE , b) BSE


o pH 13,5, snímek z elektronového mikroskopu v režimu: a) SE, b) BSE


after exposition in environment with pH 13,5, picture from electronic

microscope in the following regimes: a) SE , b) BSE

3 4

5 6

7 8



Nejzásadnější závěr, ke kterému pra-

covní skupina za přibližně deset let

výzkumu dospěla, lze shrnout násle-

dovně: koroze zinku v čerstvém ce-

mentovém tmelu je úzce ovlivněna hod-

notou pH pórového roztoku, ovšem

do pH přibližně 13,3 koroduje pozinko-

vaná ocel v betonu v pasivním stavu.

Důvodem je podle autorů tvorba veli-

ce kompaktního a souvislého povlaku

z Ca[Zn(OH)3]2·2H2O. Nad pH 13,3 ko-

roduje povlak v aktivním stavu, protože

se na jeho povrchu již netvoří souvislá

vrstva zmíněného komplexního zineč-

natanu (korozní produkty se skládají

z ZnO a ε-Zn(OH)2). Pokud je vytvoře-

ný povlak prostý η-fáze (tedy nejsvrch-

nější vrstvu tvoří fáze ζ – FeZn13), je je-

ho schopnost přejít do koroze v pasiv-

ním stavu značně redukovaná, neboť

sníženým obsahem zinku ve skladbě

intermetalika se znesnadňuje tvorba

kompaktní pasivní vrstvy z komplexní-

ho zinečnatanu [10], [16 až 20].

Naše vlastní zkušenosti a experimen-

tální zjištění, a tedy i závěry hodnotící

korozní chování zinkované oceli v čer-

stvém a tvrdnoucím betonu, se po-

měrně značně odlišují od výše zmíně-

ných a dodnes uznávaných publikací.

Cílem tohoto článku je snaha o objek-

tivní technické zhodnocení funkčnos-

ti ochrany výztuže pozinkováním, a to

na základě studia korozního chová-

ní, soudržnosti a struktury materiálo-

vých rozhraní.

Laboratorně jsme sledovali vliv pH

a vápenatých kationtů (ve formě

Ca(OH)2) na korozní chování žárově

zinkované oceli v modelovém prostře-

dí simulujícím pórový roztok o pH 12,6;

13 a 13,5. Prostředí o pH 12,6 (nasy-

cený roztok Ca(OH)2) simuluje betono-

vý pórový roztok bez přídavku KOH.

Protože cement obsahuje určité množ-

ství oxidů alkalických kovů (K2O nebo

Na2O), jejichž hydratací vznikají přísluš-

né hydroxidy (tedy KOH nebo NaOH),

reálné pH čerstvého pórového roztoku

je spíše 13 (pro čistě portlandské ce-

menty může být až 13,5).

Při expozici žárově zinkované oceli

(rovnoměrná tloušťka povlaku žárového

zinku byla určena na 90 ± 10 μm) v mo-

delovém pórovém roztoku o pH 12,6

(všechny expozice trvaly po dobu

šesti dní v uzavřených nádobách) se

povrch pokrývá jemnými krystalky

Ca[Zn(OH)3]2·2H2O (obr. 3). Vzhled ex-

ponovaného povlaku z pohledu příč-

ného řezu prozrazuje (obr. 4), že je

povrch pokryt pouze tenkou vrst-

vou korozního produktu, jinak se zdá

být integrita povlaku nenarušena.

Evidentní narušení integrity povlaku

je sledováno až při expozici zinkova-

né oceli v modelovém pórovém rozto-

ku o pH 13. Povrch vzorku už je jasně

pokryt krystaly zinečnatanu, které jsou

evidentně objemnější než v předešlém

případě (obr. 5). Vzhled povlaku v příč-

ném řezu je zobrazen na obr. 6. Je

zřejmé, že je korozní napadení roz-

sáhlejší. Pohled na příčný řez v režimu

BSE prozrazuje, že tloušťka korozních

produktů ze zinečnatanu je již okolo 10

μm. Korozní poškození vykazuje nej-

svrchnější fáze η. Tato fáze se v ex-

ponovaném prostředí rozpouští a po-

krývá souvislou vrstvou korozních pro-

duktů, které se od povrchu snadno

odlamují (obr. 6). Mírná dezintegrace

ve skladbě této vrstvy je rovněž patr-

ná. Jinak skladba vrstvy ζ, seskupení

fází δ a rovněž seskupení fází Γ se jeví

bez poškození.

Pokud jsou vzorky exponovány v pro-

středí o pH 13,5, potom je jejich povrch

silně reliéfní, pokrytý velkými desko-

vitými krystaly zinečnatanu (obr. 7).

Vzhled povlaku v příčném řezu (obr. 8)

zobrazuje, že je jeho integrita po šesti-

denní expozici značně narušena, a to

v celé jeho tloušťce. Zdá se, že do-

šlo k úplnému rozpadu fáze η, tedy

část této fáze byla rozpuštěna a zce-

la nepřilnavá zbytková část se rozpa-

dla při manipulaci se vzorkem, nebo

při jeho zpracování pro metalografic-

kou analýzu.

Výsledky souběžně provedených

elektrochemických korozních expe-

rimentů dobře dokumentují zjištěné

skutečnosti. Při expozici v prostředí

o pH 12,6 dochází na počátku expo-

zice ke korozi vzorku v aktivním stavu

za vývoje vodíku a po přibližně třech

dnech dochází k přechodu vzorku

do koroze v pasivním stavu. Ovšem

u většiny vzorků exponovaných při

pH 13 nedochází k přechodu do pa-

sivního stavu ani po šestidenní expozi-

ci. Obdobně je tomu u vzorků expono-

vaných při pH 13,5. Přesto je evident-

ní, že povrch všech zkoušených vzor-

ků je kompletně pokryt korozními pro-

dukty na bázi Ca[Zn(OH)3]2·2H2O, což

dokazují výsledky XRD fázové analý-

zy korozních produktů. Velikost vylou-

čených zinečnatanových krystalů se

zvyšující se hodnotou pH rychle ros-

te. Přesto kompaktní vrstva korozního

produktu není schopna zabránit koro-

zi zinkované oceli v aktivním stavu. Zdá

se tedy, že naopak přítomnost vápena-

tých kationtů destabilizuje sloučeniny

ZnO a ε-Zn(OH), které zajišťují přechod

vzorků pozinkované oceli do pasivní-

ho stavu v alkalickém prostředí bez vá-

penatých kationtů (pH 12,6 a pH 13

v prostředí KOH).

Velmi důležité je zhodnocení koroz-

ního chování zinku a žárově zinkova-

né oceli v čerstvém betonu. Z našich

záznamů z rezistometrických čidel vy-

tvořených z fólie čistého zinku a ulože-

ných do betonu rovněž vyplývá, že zi-

nek není schopen přejít v tomto pro-

středí do pasivního stavu. Zdánlivá pa-

sivita zinku, tj. detekované snížení ko-

rozní rychlosti, vychází z nedostatku

vody na povrchu vzorku (při vyschnu-

tí zkušebního vzorku betonu), resp.

korozní rychlost zinku je limitně říze-

na transportem vody k jeho povrchu.

Protože jak již bylo řečeno, η-fáze po-

vlaku žárového zinku je v podstatě čis-

tý zinek, lze potvrdit obávané závě-

ry konstatované již při expozicích zin-

kované oceli v modelových pórových

roztocích betonu. Korozní produkty

z Ca[Zn(OH)3]2·2H2O precipitované na

povrchu zinkované oceli uložené v be-

tonu tedy skutečně nezaručují přechod

povlaku do pasivního stavu [21].

Tuto skutečnost částečně demon-

struje metalografické zhodnocení příč-

ného řezu povlakem žárového zinku

na oceli uloženého pouze v cemento-

vé pastě (in situ test – využití čistého

portlandského cementu CEM I) po do-

bu 28 dní. Ke zhodnocení byly nádo-

by se zalitými vzorky umístěny do van,

a to buď na rošt s dostatečným množ-

stvím vody (ustálená vlhkost nad ote-

vřeným povrchem cementové pasty

95 % R.H.) a nebo přímo pod vod-

ní hladinu. Následně byly vzorky seg-

mentovány a provedeny metalografic-

ké výbrusy jejich příčných řezů. Příčný

řez vzorku uloženého ve vlhké atmo-

sféře zobrazuje obr. 9, příčný řez vzor-

kem uloženým pod vodní hladinou je

na obr. 10, konečně vzhled referenč-

ního povlaku vyloučeného na vzorku

oceli, jenž nebyl uložen do cemento-

vé pasty, zobrazuje obr. 11. Ze vzhle-

du povlaků je zřejmé, že zatímco v pří-

padě vzorku uloženého jen ve vlhké at-

mosféře (zřejmé napadení η fáze a jen

okrajové napadení fáze ζ) může být

povlak uložený v cementové pastě pod

vodní hladinou narušen významněji.

Fáze η je v tomto případě jednoznač-

ně rozpuštěna a významně je naruše-

na i fáze ζ. Dále se v povlaku šíří silné

trhliny (umocněné separací a brouše-

ním vzorku), trhliny rozrušují i kompakt-

nost seskupení δ fází.



Důležité je připomenout i výsledky

potvrzující závěry získané i pomocí re-

zistometrické metody [21].

MÍRA VLIVU ÚVODNÍHO

KOROZNÍHO POŠKOZENÍ

Z INKOVÉHO POVLAKU

NA SOUDRŽNOST POVLAKOVANÉ

VÝZTUŽE S BETONEM

Ve zmiňovaném díle profesora Yeo-

manse je široce diskutován vliv úvodní

koroze žárově zinkované oceli na sou-

držnost s betonem. Na této problema-

tice pracuje přímo autor s odborníkem

na soudržnost panem O. Kayalim. Au-

toři ověřují soudržnost hladké i běž-

né žebírkové výztuže opatřené povla-

kem žárového zinku a srovnávají ji se

soudržností nepovlakované výztuže se

srovnatelnou geometrií. Cílem rozsáh-

lých experimentů je ověřit, zda úvod-

ní koroze zinkového povlaku za vývo-

je vodíku a růstu korozních produktů

na bázi zinečnatanů ovlivňuje soudrž-

nost výztuže s betonem. Autoři proka-

zují na normově definovaných zkouš-

kách (jednak „vytahovací“ zkouškou =

pull-out test, jednak zkouškou na trám-

cích („ohybovou“) = beam test), že

ke snížení soudržnosti nedochází, po-

pisují negativní vliv na vývoj pórovitos-

ti cementového tmelu na fázovém roz-

hraní (zvýšení pórovitosti) a uznávají, že

na celkovou soudržnost má vývoj vodí-

ku zanedbatelný vliv. O vlivu korozních

produktů na bázi Ca[Zn(OH)3]2·2H2O

autoři detailně nemluví [10].

Jak bylo naznačeno v úvodní čás-

ti, v průběhu přibližně sta let výzkumu

došlo k zaznamenání i zcela opačných

výsledků, kdy autoři experimentů sle-

dovali mírné snížení soudržnosti žárově

zinkované výztuže s betonem, ovšem

zaznamenány byly i případy, kdy sníže-

ní soudržnosti výztuže s betonem vý-

razně ohrozilo únosnost celé konstruk-

ce. Důvodem k těmto jevům je podle

odborníků zvýšení pórovitosti cemen-

tového tmelu, nárůst expanzivních ko-

rozních produktů Ca[Zn(OH)3]2·2H2O

nebo prostě jen snížení průměru vý-

ztuže vlivem koroze povlaku pravděpo-

dobně i v tvrdnoucím betonu [14], [15].

Akreditované zkušební pracoviště,

Kloknerův ústav ČVUT, porovnávalo

soudržnost hladkých pozinkovaných

prutů s betonem třídy „NSC” (tj. „nor-

mal strength concrete“) se soudržností

ocelových prutů bez povlaku (metoda Firem

ní p

reze

nta

ce

Statika a dimenzacestavebních konstrukcíSt tik di

Geotechnické programy

• Fin 2D a Fin 3D - vkládání obrázků do textových výstupů

• Ocelové spoje - detail uložení nosníku na nosník či sloup pomocí břitu

• Beton - 3D interakční diagram

• Protlak - posouzení protlačení sloupů s hlavicemi

• Betonový výsek - jednostránkový grafický výstup

• Nový program Stabilizační pilota - návrh pilotových stěn zpevňujících svah a zabraňujících sesuvu

• Vylepšený vzhled a ovládání, možnost zobrazení konstrukce ve 2D nebo 3D

• Posouzení obecného ocelového průřezu

• Čtvercové piloty v programu Pažení posudek

• Automatický výpočet koeficientu redukce tlaků pro záporová pažení

• Podpora polních zkoušek (PMT, DMT, CPT)

... a mnoho dalších vylepšení

Nové cenově výhodné balíčky

Parametrická teplotní křivkaa Přestup tepla zdarma!

• Fin 2D a Fin 3D

Novinkyverze 5

Edice 2016od listopadu 2015

Obr. 9 Příčný řez povlakem žárově zinkované

oceli uložené v betonu a exponované ve vlhké

atmosféře (95 % RH) po dobu 28 dní (snímek

z optického mikroskopu) ❚ Fig. 9 Cross

section of the hot-dip galvanized steel coating

laid in concrete and exposed to humid

environment (95 % RH) for 28 days (picture

from optical microscope)

Obr. 10 Příčný řez povlakem žárově

zinkované oceli uložené v betonu

a exponované pod vodní hladinou po dobu

28 dní (snímek z optického mikroskopu)

❚ Fig. 10 Cross section of the hot-dip

galvanized steel coating laid in concrete and

exposed underwater for 28 days (picture from

optical microscope)

Obr. 11 Příčný řez povlakem žárově

zinkované oceli – referenční vzorek ❚

Fig. 11 Cross section of the hot-dip

galvanized steel coating – representative

specimen

9

10

11



pull-out test). Z výsledků jednoznač-

ně vyplývá, že nelze zanedbat úvodní

korozní poškození zinkového povlaku

v čerstvém cementovém tmelu a prav-

děpodobně ani předpokládaný ná-

růst korozní rychlosti zinkového povla-

ku v případě uložení zkušebních krych-

lí pod vodní hladinu [22].

Je zřejmé, že vývoj vodíku vzniklé-

ho katodickou korozní reakcí dopro-

vázející korozi zinku negativně ovlivňu-

je pórovitost cementového tmelu. Toto

lze dosvědčit na snímcích cementové-

ho tmelu odebraného z fázového roz-

hraní žárově zinkovaná ocel/cemen-

tový tmel (z portlandského cementu:

CEM I) po 28 dnech zrání. Na obr. 12

jsou snímky cementového tmelu ode-

braného z fázového rozhraní, konkrét-

ně v případě cementového tmelu zrají-

cího ve vlhkém prostředí o relativní vlh-

kosti 95 % a na obr. 13 z cementového

tmelu zrajícího ve vodě. Pro srovnání je

na obr. 14 uveden vzhled cementové-

ho tmelu z fázového rozhraní nepovla-

kovaná ocel/tmel. Z výsledků je zřej-

mé, že ani po 28 dnech zrání beto-

nu nedochází k zaplnění pórů korozní-

mi produkty zinku, tj. porézní struktura

je zachována. Porézní strukturu vznik-

lou v reálném betonu můžeme sledo-

vat i po výše uvedené zkoušce sou-

držnosti žárově zinkovaných hladkých

prutů s betonem (obr. 15). Tyto vý-

sledky se shodují ze závěry uvedený-

mi i v další literatuře, kde pórovitost ce-

mentového tmelu byla hodnocena rtu-

ťovou porozimetrií [23], ]24].

Na úvodní korozní reakci může mít vliv

obsah chromanových aniontů v použi-

tém cementu, který se v poslední do-

bě u cementů vyráběných v ČR nesle-

duje. Obvykle se v literatuře uvádí, že

obsah rozpustných chromanů v kon-

centraci 200 ppm (v cementu) postačí

k omezení vývoje vodíku v čerstvé be-

tonové směsi [25], [26]. Dodávání chro-

manů do cementu je hygienicky nepři-

jatelné kvůli karcinogenním účinkům

šestimocného chromu, jehož přiroze-

ný obsah je pod uvedenou koncent-

rací [27].

ZÁVĚR

Žárové zinkování běžných uhlíkových

ocelových výztuží do betonu může ský-

tat určité výhody. Teoreticky může i vý-

znamně prodloužit životnost konstruk-

ce za podmínek karbonatace betonu.

Důležité je ovšem říci, že povlak žá-

rového zinku pouze prodlužuje dobu

do celkové aktivace podkladové oce-

li, tzn. než je jeho vrstva v reakci spo-

třebována.

Předpovězené problémy spojované

s užitím pozinkované výztuže betonu

jsou ovšem také opodstatněné a roz-

hodně je nelze přehlížet. Problém jed-

noznačně tvoří úvodní koroze povrchu

zinkované oceli čerstvě uložené do be-

tonu. Důsledkem významného úvod-

ního korozního poškození (vývoj vo-

díku zvyšuje pórovitost cementové-

ho tmelu na fázovém rozhraní, expan-

ze hutných korozních produktů na bázi

Ca[Zn(OH)3]2·2H2O zase narušuje kom-

paktnost cementového tmelu) je sníže-

ní soudržnosti výztuže s betonem.

Diametrální odlišení našich zjištění

oproti jiným literárním zdrojům, z hle-

diska hodnocení korozního chová-

ní zinkované oceli v čerstvém a tvrd-

noucím betonu a poklesu soudržnosti,

lze vysvětlit odlišnou hodnotou pH pó-

rových roztoků zkoušených čerstvých

betonových směsí. Nelze vyloučit, že

na korozní chování zinkované oce-

li mohou mít vliv i různé chemické pří-

sady užívané v moderních betonových

směsích (např. plastifikátory, ztekuco-

vadla a provzdušňovací látky). Při hod-

nocení publikovaných výsledků labora-

torních zkoušek může být problémem

nejasné definování podmínek výro-

by vzorků, jejich ošetřování, vlastnosti

a složení použitého cementu. V někte-

rých případech není dokonce uveden

Obr. 12 Povrch cementového tmelu

odebraného z fázového rozhraní od povrchu

žárově zinkované oceli po 28 dnech zrání

vzorku v atmosféře o relativní vlhkosti 95 %

(snímky pořízeny na optickém konfokálním

mikroskopu) ❚ Fig. 12 Surface of cement

stone form the phase interface (ITZ) from the

surface of a hot-dip galvanized steel after

28 days of maturing of the specimen in the

atmosphere of 95 % (pictures taken by optical

confocal microscope)



žárově zinkované oceli po 28 dnech zrání

vzorku pod vodní hladinou (snímky pořízeny

na optickém konfokálním mikroskopu) ❚

Fig. 13 Surface of cement stone form the

phase interface (ITZ) from the surface of a hot-

dip galvanized steel after 28 days of maturing

of the specimen in underwater (pictures taken

by optical confocal microscope)



nepovlakované oceli po 28 dnech zrání vzorku

v atmosféře o relativní vlhkosti 95 % R.H.

(snímky pořízeny na optickém konfokálním

mikroskopu) ❚ Fig. 14 Surface of cement

stone form the phase interface (ITZ) from the

surface of non-coated steel after 28 days of

maturing of the specimen in the atmosphere of

95% R.H. (pictures taken by optical confocal

microscope)

Obr. 15 Povrch hladkého pozinkovaného

prutu a betonu po zkoušce soudržnosti (pull–

out test), vzorek betonu rozdělen v podélném

směru příčným tahem ❚ Fig. 15 Surface

of hot-dip galvanized smooth steel bare after

pull – out test, concrete specimens cutted by

cross-section force test

12

13

14

15



způsob zkoušení soudržnosti, resp.

skutečné uspořádání. Z těchto důvodů

nelze publikované informace jednodu-

še porovnávat.

Novým experimentálním zjištěním je

potvrzení skutečnosti, že na koroz-

ní chování zinkované oceli v betonu

má vliv dostatečný přísun vody, resp.

změny vlhkosti pórového prostředí. By-

lo dokumentováno, že při zvýšení vlh-

kosti dochází k obnovení koroze zin-

ku v betonu. Z výsledků je zřejmé,

že povrch zinku není schopen se za-

pasivovat korozními produkty na bázi

Ca[Zn(OH)3]2·2H2O. Dostatečný přísun

vody/vlhkosti tedy podporuje další ko-

rozní poškození zinkované oceli. Sou-

držnost zinkované výztuže s betonem

může být dále snižována zmenšováním

jejího průměru z titulu úbytku tloušť-

ky povrchové vrstvy zinku. Zásadní vliv

faktoru transportu vody/vlhkosti k povr-

chu zinkované oceli na korozní chování

tedy může objasnit v literatuře uváděné

předčasné selhání poskytované ochra-

ny i v prostředí s obvyklým obsahem

chloridových aniontů.

Závěrem lze jednoduše konstatovat,

že navzdory některým opodstatněným

výhodám ochranného povlaku žáro-

vého zinku je vhodnost použití zinko-

vané výztuže poměrně sporná, neboť

podmínky v prostředí čerstvé betono-

vé směsi vedou k narušení zinkového

povlaku a především jeho soudržnosti

s cementovým tmelem.

Při navrhování betonových konstrukcí

s pozinkovanou výztuží by se měly do-

držovat konstrukční zásady vyztužová-

ní, které zohledňují nebezpečí sníže-

ní soudržnosti této výztuže s betonem,

tj. rizika z hlediska zajištění podmínek

prvního a druhého mezního stavu.

Realizováno za finanční podpory Grantové

agentury České republiky, reg. číslo 15-10591S

a zároveň další podpory Grantové agentury

České republiky, reg. číslo 13-15175S.

Ing. Petr Pokorný

Kloknerův ústav ČVUT v Praze


Ing. Daniel Dobiáš, Ph.D.



Ing. Radka Pernicová, Ph.D.



Ing. Veronika Mušutová



Ing. Vítězslav Vacek, CSc.



doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D.



Ing. Milan Kouřil, Ph.D.

Ústav kovových materiálů

a korozního inženýrství

VŠCHT v Praze




Literatura:

[1] COLLEPARDI, M. Moderní beton.

Pelhřimov: ČKAIT, 2009. Edice betonové

stavitelství, 1. ed.

[2] AITCIN, P. Vysokohodnotný beton.

Pelhřimov: ČKAIT, 2005. Edice betonové

stavitelství, 2. ed.

[3] POKORNÝ, P. Vliv koroze zinkované

oceli na soudržnost s betonem. Koroze

a ochrana materiálu. 2012, č. 56 (4),

s. 119-135.

[4] TONINI, D. E. a kol. Chloride corrosion

of steel in concrete. Baltimore: American

Society for Testing and Materials, 1977.

[5] MARDER, A. R. The metallurgy of zinc

– coated steel. Progress in Materials

Science. 2000, č. 45, s. 191–271.

[6] KUKLÍK, V., KUDLÁČEK, J. Žárové

zinkování. Praha: AČSZ, 2014. 1. ed.

[7] POKORNÝ, P. a kol. Description of

structure of Fe-Zn intermetallic com-

pounds present in hot-dip galvanized

coatings on steel. Metalurgija. č. 54 (4),

s. 707–710.

[8] POKORNÝ, P. Kritická diskuze k vlivu

přídavku chemických látek do cementu

na korozní chování zinkované oceli.

Koroze a ochrana materiálu. 2014,

č. 58 (1), s. 31–35.

[9] REHM, G., LÄMMKE, A.

Untersuchungen über Reaktionen des

Zinks unter Einwirkung von Alkalien im

Hinblick auf das Verhalten verzinkter

Stähle im Beton. Betonstein-Zeitung.

1970, 6, s. 360–365.

[10] YEOMANS, S. R. Galvanized steel

reinforcement in concrete. Canberra:

Elsevier, 2004. 2. ed.

[11] ARUP, H. Galvanized steel in concrete.

Materials Performance. 1979, 18 (4),

s. 41–44.

[12] MENZEL, K. Zur Korrosion von ver-

zinktem Stahl in kontakt mit Beton.

IWB(Mittelungen), Universität Stutgart,

1992.

[13] HIME, W., MACHIN, M. Performance

variances of galvanized steel in mortar

and Concrete. Corrosion. 1993, 49 (10),

s. 858–860.

[14] BURGGRABE, A. H. Einflußfaktoren

für das Verbundverhalten glatter ver-

zinkter Bewehrungsstäbe aus Stahl im

Beton. Der Bauingenieur. 1971, 46,

s. 366–369.

[15] ROBINSON, K. E. The bond strength

of galvanized reinforcement. Technical

report: TRA/220/1956. Cement and

Concrete Association, 52 Grosvendor

Gardens London SW1. 1956, s. 7.

[16] MACIAS, A., ANDRADE, C. Corrosion of

galvanized steel in dilute Ca(OH)2 solu-

tions (pH 11,1 – 12,6). British Corrosion

Journal. 1987, 22 (3),

s. 162–171.

[17] MACIAS, A., ANDRADE, C. Corros ion of

galvanized steel reinforcements

in alkaline Solutions, (Part 1: Electro-

chemical results), British Corrosion

Journal. 1987, 22 (2), s. 113–118.

[18] MACIAS, A., ANDRADE, C. Corrosion

of galvanized steel reinforcements in

alkaline solutions, (Part 2: SEM study

and identification of corrosion products).

British Corrosion Journal. 1987, 22 (2),

s. 119–130.

[19] BLANCO, M. T., MACIAS, A.,

ANDRADE, C. SEM study of the corro-

sion products of galvanized reinforce-

ments immersed in solutions in the

pH range 12,6-13,6. British Corrosion

Journal. 1984, 19 (1), s. 41–48.

[20] MACIAS, A., ANDRADE, C. Stability of

the calcium hydroxyzincate protective

layer developed on galvanized reinforce-

ments after a further increase of the pH

value. British Corrosion Journal. 1986,

36 (204), s. 19–28.

[21] KUČERA, V., POKORNÝ, P., KOUŘIL, M.

Kinetika dějů řídících korozi zinkované

oceli v betonu (Laboratorní projekt I),

VŠCHT, 2015, s. 26.

[22] POKORNÝ, P. a kol. Zhodnocení vlivu

koroze žárově zinkované oceli na sou-

držnost hladkých prutů s betonem třídy

„NSC“. Koroze a ochrana materiálu.

2015, 59 (2), s. 53–65.

[23] ROVNANÍKOVÁ, P., BAYER, P.

Mikrostruktura cementového tmelu

v okolí pozinkované výztuže, 9. kon-

ference žárového zinkování, 2003,

s. 57–62.

[24] ROVNANÍKOVÁ, P. a kol. Impact of gal-

vanized steel corrosion on cement paste

microstructure. EUROCCOR 2004, Nice,

2004, s. 9.

[25] LEA, F. M. Chemistry of cement and

concrete. Glasgow: Edward Arnold

Publishers, Ltd., 1970. 3. th.

[26] BIRG, C. E. The influence of minor

constituents in Portland cement on the

behavior of galvanized steel in concrete.

Corrosion Prevention & Control. 1964,

s. 17–21.

[27] POKORNÝ, P., TEJ, P., SZELAG, P.

Chromate conversion coatings and their

current application. Metalurgija. 2016,

č. 55(2), s. 253–256.

EXPERIMENTÁLNÍ VÝZKUM CHOVÁNÍ RŮZNÝCH DRUHŮ CEMENTOVÝCH KOMPOZITŮ VYSTAVENÝCH POŽÁRU ❚ EXPERIMENTAL INVESTIGATION OF BEHAVIOUR OF VARIOUS TYPES OF CEMENTITIOUS COMPOSITES EXPOSED TO FIRE



Radek Štefan, Marek Foglar,

Josef Fládr

V článku je popsána požární zkouška různých

druhů cementových kompozitů, jejímž cílem bylo

zjistit chování těchto materiálů při vystavení

vysokým teplotám. Zkouška byla provedena

v roce 2013 jako součást rozsáhlého expe-

rimentálního programu realizovaného v rámci

projektu bezpečnostního výzkumu Ministerstva

vnitra České republiky. Výsledky zkoušky byly

využity při návrhu následných experimentů

plného rozsahu a přinesly zajímavé informa-

ce o vlastnostech netradičních a inovativních

materiálů. ❚ In the paper, a fire test of various

types of cementitious composites is described.

The aim of the experiment was to describe

behaviour of the investigated materials exposed

to high temperatures. The test was performed

in 2013 as a part of an extensive experimental

program performed within the framework of

a security research project supported by the

Ministry of Interior of the Czech Republic. The

results obtained by the experiment have been

utilized for the subsequent full-scale tests and

they also provide interesting information about

the properties of non-traditional and innovative

materials.

Mezi klíčové faktory ovlivňující požární

odolnost konstrukcí patří fyzikální, che-

mické a mechanické vlastnosti použi-

tých materiálů [1], [2], [3]. Jedná se ze-

jména o hořlavost (resp. třídu reakce

na oheň), tepelnou vodivost, objemovou

hmotnost a měrnou tepelnou kapacitu

(tyto tři vlastnosti určují rychlost a úro-

veň zahřívání daného materiálu, a tedy

i příslušného konstrukčního prvku), pev-

nostní a přetvárné charakteristiky v zá-

vislosti na teplotě (vyjádřené příslušnými

pracovními diagramy, redukčními sou-

činiteli, reziduálními pevnostmi apod.)

a v případě betonu také náchylnost

k odštěpování povrchové vrstvy [1 až 7].

Pro běžné druhy betonu jsou uvedené

vlastnosti poměrně uspokojivě popsá-

ny v odborné literatuře a implemento-

vány v příslušných návrhových normách

(reference uvedené výše), avšak v sou-

vislosti s aktuálním překotným vývojem

nových druhů betonu (vysokohodnot-

né, lehké a jiné speciální betony, beto-

ny s vlákny, betony s recyklovaným ka-

menivem nebo jinou recyklovanou slož-

kou) a hledáním možností jejich nového

využití (např. protihlukové stěny a obkla-

dy, ochranné prvky snižující následky vý-

buchu, nárazu nebo jiné nehodové udá-

losti) je nutné zaměřit se také na výzkum

těchto netradičních materiálů a aplikací,

např. [8 až 13].

Jako součást rozsáhlého experimen-

tálního programu v rámci projektu bez-

pečnostního výzkumu Ministerstva vni-

tra ČR byla v roce 2013 provedena po-

žární zkouška vzorků z různých dru-

hů cementových kompozitů za účelem

zjištění jejich chování při vystavení vy-

sokým teplotám. Výsledky zkoušky by-

ly využity při návrhu následných expe-

rimentů plného rozsahu a přinesly za-

jímavé informace o vlastnostech ne-

tradičních a inovativních materiálů. Po-

pis přípravy, průběhu a vyhodnocení

uvedené zkoušky je předmětem toho-

to článku.

ZKOUŠENÉ MATERIÁLY

Cílem experimentu bylo ověření cho-

vání (odštěpování, poškození) zkušeb-

ních vzorků z dvanácti různých druhů

cementových kompozitů při vystave-

ní požáru podle normové teplotní křivky

a stanovení příslušných vlastností pou-

žitých materiálů. Byly testovány cemen-

tové kompozity, které lze zařadit do pěti

základních skupin.

První skupinu tvoří běžně využívaný

beton třídy C30/37, pro který byly na-

vrženy tři varianty: referenční (materiál

č. 1), beton s polypropylenovými vlák-

ny s délkou 6 mm a průměrem 18 μm

– dále označovanými jako PP vlákna

6/0,018 (materiál č. 2) a beton s po-

lymerovými (polyetylen + polypropy-

len) vlákny s délkou 55 mm a průmě-

rem 0,48 mm – dále označovanými jako

PE/PP vlákna 55/0,48 (materiál č. 3).

Druhou skupinu tvoří lehký beton

LC30/33, který byl opět testován ve

třech variantách: referenční (materiál

č. 4), s PP vlákny 6/0,018 (materiál č. 5)

a s PE/PP vlákny 55/0,48 (ma teriál č. 6).

Třetí skupina kompozitů měla nahra-

zené přírodní kamenivo betonovým re-

cyklátem a byla provedena ve dvou va-

riantách: referenční beton (materiál č. 7)

a beton ztužený PE/PP vlákny 55/0,48

(materiál č. 8), přičemž množství vlá-

ken v tomto materiálu bylo ve srovná-

ní s ostatními případy zvýšeno přibliž-

ně na dvojnásobek (aby bylo dosaženo

obdobných mechanických vlastností ja-

ko u ostatních materiálů s vlákny).

Do čtvrté skupiny byly zařazeny meze-

rovité betony s umělým lehkým kameni-

vem (dále LWAC) frakce 1–4 (mate riál

č. 9), resp. 4–8 (materiál č. 10).

Pátou skupinu tvoří nové materiály vy-

vinuté v rámci řešeného výzkumného

projektu: beton s umělým lehkým ka-

menivem a přídavkem odpadní textilní

drti (materiál č. 11) a beton s drtí z od-

padních minerálních vláken (mate riál č.

12).

Přehled materiálů a jejich charakte-

ristik je uveden v tab. 1. Objemové

hmotnosti jednotlivých materiálů byly

stanoveny vždy jako průměr z hodnot

změřených na třech zkušebních krych-

lích těsně před provedením požární

zkoušky. Hmotnostní vlhkosti materiálů

v okamžiku zkoušky se vztahují ke zku-

šebním krychlím a byly určeny gravi-

metrickou metodou také vždy jako prů-

měry z hodnot vypočítaných na zákla-

dě hmotností zkušebních krychlí před

zkouškou a po zkoušce (za předpokla-

du, že po zkoušce se materiál uvažuje

jako vysušený). Požární zkouška vzorků

z materiálů s takto vysokou vlhkostí by-

la zvolena záměrně, neboť jedním z cí-

lů zkoušky bylo také sledování vlivu vlh-

kosti na transport tepla a na případné

odštěpení.

ZKUŠEBNÍ VZORKY

S ohledem na jeden z hlavních cílů ex-

perimentu, kterým bylo stanovení rizi-

ka odštěpení jednotlivých druhů beto-

nu, a také s ohledem na plánované vy-

užití zkoumaných materiálů pro vývoj

ochranných obkladů, schopných elimi-

novat míru poškození konstrukce požá-

rem a výbuchem, byly vyrobeny zkušeb-

ní vzorky ve tvaru malých desek s plo-

chou vystavenou požáru 300 × 300 mm

s tloušťkou 30, 60, resp. 120 mm. Bě-

hem betonáže byly do vzorků umístě-

ny termočlánky v předepsaných vzdá-

lenostech od líce vystaveného požáru.

Tyto termočlánky sloužily k měření vývo-

je teploty v daném místě průřezu během

požární zkoušky. Při výrobě zkušeb-

ních vzorků byly použity dřevěné formy

a speciální přípravky pro zajištění polohy

termočlánků (obr. 1). Parametry jednotli-



vých vzorků jsou uvedeny v tab. 2. Vzor-

ky jsou v článku dále označovány číslem

vyjadřujícím použitý materiál a spodním

indexem vyjadřujícím tloušťku vzorku

v cm (např. vzorek 412 je vzorek z beto-

nu LC30/33 s tloušťkou 120 mm).

Pro všechny materiály byly dále vy-

robeny zkušební krychle (šest krychlí

pro každý materiál) ke stanovení tlako-

vé pevnosti za běžné teploty (tři krych-

le) a po požáru (tři krychle). Pro mate-

riály ze skupiny 5 (nově vyvinuté mate-

riály č. 11 a 12) byly dále vyrobeny vždy

tři válce a jedna kontrolní krychle pro

stanovení modulu pružnosti.

Betonáž vzorků proběhla v říjnu 2013.

Celkem bylo vyrobeno 36 malých de-

sek (12 materiálů, pro každý tři desky

o tloušťce 30, 60 a 120 mm), 74 zku-

šebních krychlí (12 materiálů, pro kaž-

dý šest krychlí + dvě krychle pro mate-

riály č. 11 a 12), šest zkušebních válců

(materiály č. 11 a 12, pro každý tři vál-

ce) (obr. 2). Vzorky byly po odbedně-

ní uskladněny v prostorách s konstant-

ní vlhkostí (RH 50 %) a teplotou (25 °C).

Před zkouškou byly vzorky podrob-

ně změřeny a zváženy. Všechny ma-

lé desky a tři zkušební kostky od kaž-

dého materiálu byly převezeny do po-

žární zkušebny PAVUS, a. s., Veselí nad

Lužnicí na konci listopadu 2013 (obr. 3).

PŘÍPRAVA ZKOUŠKY

Vzhledem k tomu, že se vzorky mě-

ly zkoušet ve stěnové peci, bylo nutné

navrhnout a postavit stěnu pro insta-

laci vzorků (obr. 4 a 5). Tato stěna by-

la vyzděna z pórobetonových tvárnic

do speciálního ocelového rámu, aby s ní

bylo možné manipulovat. Stěna slouží

jako uzávěr pece z jedné strany (obr. 6)

a před vlastní zkouškou je tedy nutné ji

k peci přistavit a po ukončení zkoušky

a vychladnutí pece opět přemístit na jiné

místo, kde lze provést podrobné zdoku-

mentování zkoušených vzorků.

Po instalaci vzorků do zkušební stě-

ny byly na jejich rubové straně (povrch

nevystavený požáru) připevněny ter-

močlánky snímající povrchovou teplo-

tu, všechny termočlánky byly připojeny

k měřicí stanici, na straně nevystavené

požáru byly vzorky izolovány minerální

vatou a do prostoru pece byly rozmístě-

ny zkušební krychle (obr. 7 až 9).

PRŮBĚH ZKOUŠKY

Požární zkouška byla provedena dne

10. prosince 2013. Zkouška trvala

120 minut, přičemž teplota plynů v po-

žární peci byla řízena normovou teplot-

ní křivkou ISO 834 (obr. 10). V průběhu

zkoušky byly zaznamenávány podmínky

v peci (teplota, tlak) a teploty všech ter-

močlánků ve zkušebních vzorcích. Po-

hled do pece v průběhu zkoušky je zob-

razen na obr. 11.

Zajímavým okamžikem bylo úplné roz-

padnutí vzorku 33 mezi 10. a 15. minu-

tou zkoušky (obr. 12). Po utěsnění vznik-

lého otvoru izolací z minerální vaty po-

kračovala zkouška dále bez problémů

až do požadované 120. minuty (obr. 13).

Následující den byla pec otevřena

(po vychladnutí vzorků i samotné pece)

a bylo provedeno důkladné zdokumen-

tování a vizuální zhodnocení stavu vzor-

ků (odštěpování, porušení trhlinami).

Vzorky (desky i krychle) byly vyjmuty

Obr. 1 Formy pro betonáž malých

desek a přípravky pro zajištění polohy

termočlánků ❚ Fig. 1 Molds for casting of

small slabs and the support fixtures for the

thermocouples

Obr. 2 Zkušební vzorky po betonáži ❚

Fig. 2 Test specimens after casting

Obr. 3 Zkušební vzorky – převoz do požární

zkušebny ❚ Fig. 3 Test specimens –

transport to the fire testing laboratory

Tab. 1 Přehled zkoušených cementových kompozitů ❚

Tab. 1 Summary of the tested cementitious composites

Skupinamateriálů

Číslo materiálu

Označení materiáluObjemová hmotnost [kg m-3]

Vlhkost [% hm.]

1

1 C30/37 2 328 7,6

2 C30/37 + 2,5 kg m–3 PP vláken 6/0,018 2 027 6,9

3 C30/37 + 4,5 kg m–3 PE/PP vláken 55/0,48 2 298 8

2

4 LC30/33 (lehčené kamenivo ve frakci 1–8) 887 13,3

5 LC30/33 + 2,5 kg m–3 PP vláken 6/0,018 978 14,4

6 LC30/33 + 4,5 kg m–3 PE/PP vláken 55/0,48 972 14,7

37 Betonový recyklát 1 832 16,9

8 Betonový recyklát + 9,1 kg m–3 PE/PP vláken 55/0,48 1 882 17,7

49 LWAC mezerovitý beton 1–4 908 8,9

10 LWAC mezerovitý beton 4–8 911 10,9

511 LWAC 4–8 + textilní drť 1 152 38,4

12 Beton s drtí z odpadních minerálních vláken 1 666 24,4

Tab. 2 Parametry zkušebních vzorků (malých

desek) ❚ Tab. 2 Parameters of the test

specimens (small slabs)

Označení (spodní index)

Rozměry vzorku [mm]

Vzdálenost termočlánků

od exponovaného povrchu [mm]

3 300 × 300 × 30 30

6 300 × 300 × 60 15, 30, 60

12 300 × 300 × 120 10, 20, 30, 50, 80, 120

1

2 3



z pece (resp. ze zkušební stěny), opat-

řeny fólií pro zamezení přístupu vlhkos-

ti, zváženy a přepraveny zpět na Fa-

kultu stavební ČVUT v Praze, kde by-

ly provedeny zkoušky pevnosti v tlaku

jak u krychlí, které byly vystaven požá-

ru v peci (tři krychle od každého mate-

riálu – zjištění reziduální pevnosti), tak

u krychlí, které požáru vystaveny nebyly

(opět tři krychle od každého materiálu).

Vzhledem k tomu, že materiály č. 11

a 12 byly nově vyvinuty v rámci řeše-

ného projektu a pro jejich následné při-

hlášení k patentové ochraně bylo nut-

né zjistit o nich co nejvíce informací,

byly u těchto materiálů provedeny ta-

ké zkoušky modulu pružnosti a zkouš-

ky spalného tepla pro zjištění třídy re-

akce na oheň (zkoušky spalného tep-

la byly provedeny v požární zkušebně

PAVUS, a. s.).

VÝSLEDKY A DISKUSE

Vyhodnocení zkoušky se zaměřuje na

následující oblasti, na základě kterých

lze získat poměrně detailní představu

o chování daného materiálu při vystave-

ní požáru a rozhodnout se tak o vhod-

nosti jeho použití pro konkrétní aplikace

ve stavební praxi:

• vizuální zhodnocení poškození vzor-

ků – porušení trhlinami a rozsah pří-

padného odštěpení povrchové vrstvy,

• časový vývoj teploty vzorků, podle

kterého lze usuzovat na teplotní a fy-

zikální vlastnosti daného materiálu,

• reziduální tlakové pevnosti materiá-

lů po požáru a jejich procentuální po-

měr vzhledem k původní tlakové pev-

Obr. 5 Schéma uspořádání zkušebních vzorků ❚

Fig. 5 Scheme of the test specimens arrangement

Obr. 10 Teplota v peci ❚ Fig. 10 Temperature in the furnace

t [min]0 15 30 45 60 75 90 105 120

g [°

C]

0

200

400

600

800

1000

1200

4

7 8

5

6 9

10



nosti příslušného materiálu za běž-

né teploty.

Po vizuálním zhodnocení materiálů

skupiny 1 lze konstatovat, že u vzor-

ků z referenčního betonu (bez vláken)

došlo k poměrně masivnímu odštěpe-

ní (obr. 14a).

U vzorku 112 je patrné odštěpení v té-

měř celé exponované ploše, přičemž

hloubka tohoto odštěpení byla přibliž-

ně 10 mm. U vzorku 16 byla odštěpe-

ním zasažena přibližně jedna čtvrtina

exponované plochy (s hloubkou odště-

pení opět přibližně 10 mm), u vzorku 13

k odštěpení nedošlo. Tím byl potvrzen

obecně přijímaný předpoklad, že běžně

využívaný beton třídy C30/37 (beton re-

lativně velmi kvalitní) bez přídavku vlá-

ken je při vystavení normovému požá-

ru (relativně velmi vysoká rychlost za-

hřívání) poměrně náchylný k odštěpo-

vání, např. [14].

Oproti tomu vzorky z materiálu č. 2

(beton s PP vlákny 6/0,018) neodště-

pily vůbec, což je opět v souladu s po-

znatky publikovanými v literatuře a vše-

obecně přijímanými odbornou veřejnos-

tí, tedy že přidáním drobných polypro-

pylenových vláken lze účinně eliminovat

vznik a rozvoj odštěpení, např. [5], [14].

Zajímavé chování bylo zaznamená-

no u vzorků z materiálu č. 3 (beton

s PE/PP vlákny 55/0,48). Tato velmi

dlouhá vlákna dokázala zabránit od-

štěpení u vzorků s tloušťkou 120, resp.

60 mm (vzorky 312 a 36), avšak u vzor-

ku s tloušťkou 30 mm (vzorek 33) došlo

k jeho úplnému rozpadu (doprovázené-

ho poměrně silným akustickým efek-

tem) již mezi 10. a 15. minutou zkoušky.

Toto chování lze vysvětlit tím, že délka

vláken (55 mm) byla vzhledem k tloušť-

ce vzorku (30 mm) příliš velká (navíc

množství vláken přidaných do směsi

bylo poměrně značné – 4,5 kg na 1 m3

směsi) a vnitřní struktura vzorku tak byla

těmito vlákny příliš oslabena. Pro vzor-

ky s větší tloušťkou se již tento negativ-

ní vliv neprojevil – naopak, díky vláknům

nedošlo k žádnému odštěpení.

Zajímavé je také porovnání povrchů

vzorků z materiálů č. 1 až 3 (obr. 14a).

U materiálu č. 1 je patrný homogenní,

celistvý povrch bez póru a trhlin. Povrch

vzorků z materiálu č. 2 je narušen vel-

kým množstvím otevřených pórů a du-

tin. U povrchu vzorků z materiálu č. 3

lze pozorovat útvary připomínající trh-

linky, po podrobnějším ohledání je však

Obr. 4 Zkušební stěna pro umístění vzorků

❚ Fig. 4 Testing wall for the specimens

arrangement

Obr. 6 Zkušební pec ❚ Fig. 6 Testing

furnace

Obr. 7 Pohled na zkušební stěnu zvenku ❚

Fig. 7 Outside view to the testing wall

Obr. 8 Pohled na část zkušební stěny zevnitř

pece ❚ Fig. 8 Inside view to the part of the

testing wall in the furnace

Obr. 9 Zkušební krychle na podlaze uvnitř

pece ❚ Fig. 9 Test cubes on the floor in

the furnace

Obr. 11 Pohled do pece v průběhu

zkoušky ❚ Fig. 11 View into the furnace

during the test

Obr. 12 Rozpad vzorku 33 (foceno po

zkoušce) ❚ Fig. 12 Destruction of the

specimen 33 (recorded after the test)

Obr. 13 Okamžik ukončení zkoušky

❚ Fig. 13 Time of termination of the test

Obr. 14 Pohled na vzorky z materiálů skupiny:

a) 1, b), 2, c) 3, d) 4, e) 5 ❚ Fig. 14 View

on the specimens made of the materials of

group: a) 1, b), 2, c) 3, d) 4, e) 5

11 14a

14b

14c

14d

14e

12

13



zřejmé, že se jedná o dutiny vzniklé od-

pařením dlouhých polymerových vlá-

ken. Uvedené charakteristiky povrchů

se plně shodují s pozorovaným rozsa-

hem odštěpení u jednotlivých materiálů.

U žádného z materiálů skupiny 1 ne-

došlo k výraznému rozvoji trhlin.

U vzorků z materiálů skupiny 2 nedo-

šlo k odštěpení povrchové vrstvy ani

v jednom případě (obr. 14b). Toto by-

lo možné předpokládat, neboť použi-

tý lehký beton s umělým kamenivem

má vysokou permeabilitu, čímž se sni-

žuje riziko odštěpení bez ohledu na pří-

tomnost vláken (podrobnější informace

o vlivu permeability materiálu na riziko

odštěpení lze nalézt např. v práci [14]).

Jediné poškození, které lze na vzorcích

z mate riálů skupiny 2 pozorovat, je lo-

kální odštěpení jednotlivých zrn kame-

niva, což ale nemá z hlediska aplikace

v inženýrské praxi žádný podstatný vý-

znam (spolehlivost konstrukce nemů-

že být tímto jevem významně snížena).

Vzorky z materiálů skupiny 3 (kame-

nivo nahrazeno betonovým recyklátem)

nevykazovaly žádné viditelné poškoze-

ní (obr. 14c).

Pro materiály skupiny 4 (obr. 14d) lze

z hlediska vizuálního vyhodnocení for-

mulovat stejné závěry jako pro mate-

riály skupiny 2.

Vzorky z materiálů skupiny 5 jsou zob-

razeny na obr. 14e. Materiál č. 11 (be-

ton s textilní drtí) byl rozrušen sousta-

vou trhlin, místy došlo k vydrolení ka-

meniva. Odštěpení zaznamenáno ne-

bylo. U matriálu č. 12 (beton s drtí z od-

padních minerálních vláken) nedošlo

k žádnému viditelnému poškození, zají-

mavá byla pouze významná změna bar-

vy materiálu.

Časový vývoj teploty vzorků byl zazna-

menáván pomocí termočlánků umís-

těných uvnitř vzorků a na jejich odvrá-

ceném povrchu. Podrobné vyhodno-

cení této části experimentu je předmě-

tem následujícího výzkumu. Zde jsou

pro ilustraci uvedeny pouze časové prů-

běhy teplot na odvrácených stranách

vzorků (obr. 15a až c), ze kterých lze vy-

vodit následující předběžné závěry:

• nejrychlejší nárůst teploty byl zazna-

menán u vzorků z materiálů skupiny 1

(běžně používaný beton C30/37),

• přítomnost vláken v materiálu příliš

neovlivňuje úroveň prohřátí příslušné-

ho vzorku,

• u vzorků z lehkého betonu (materiály

skupiny 2) bylo dosaženo nižších tep-

lot než u betonu obyčejného (mate-

riály skupiny 1),

• přes počáteční mírnější nárůst by-

lo nejvyšších teplot dosaženo u vzor-

ku z materiálu č. 10 (mezerovitý beton

s lehkým kamenivem frakce 4/8), což

lze přisuzovat právě vysoké mezero-

vitosti materiálu, která ovlivňuje celist-

vost daného prvku (je umožněno pro-

nikání horkých plynů strukturou ma-

teriálu),

• u nově vyvinutých materiálů č. 11 a 12

bylo v porovnání s ostatními materiály

dosaženo nejnižších teplot,

• vliv vlhkosti na rozložení teploty je vel-

mi podstatný – vodorovné části grafů

na obr. 15a až c lze interpretovat tak,

že na odvrácené straně vzorků dochá-

zelo k významnému odpařování vody;

teplo se spotřebovávalo na fázovou

změnu vody a nikoli na nárůst teploty

materiálů, proto se teplota na odvrá-

cené straně držela na hodnotě 100 °C

Tab. 3 Průměrné tlakové pevnosti materiálů za běžné teploty a po požáru ❚ Tab. 3 Average strengths in compression of the materials at normal temperature and after fire

MateriálPrůměrná pevnost

v tlaku [MPa]Průměrná reziduální

pevnost v tlaku [MPa]

Poměr průměrné reziduální a původní pevnosti v tlaku [%]

1 62 13,8 22,2

2 33,2 5,0 15,2

3 62,5 10,9 17,5

4 5,7 1,3 23,3

5 6,0 1,9 32,4

6 5,4 1,8 33,1

7 17,1 2,4 13,9

8 23,2 3,3 14,2

9 3,6 0,7 18,4

10 3,0 0,9 31,5

11 7,4 0,8 11,4

12 12,3 3,9 31,5

Obr. 15 Teplota na odvrácené straně

vzorků tloušťky: a) 30 mm (vzorky označené

indexem 3), b) 60 mm (vzorky označené

in dexem 6), c) 120 mm (vzorky označené

indexem 12) ❚ Fig. 15 Temperature on the

unheated side of the specimens of the width of:

a) 30 mm (specimens denoted by the index 3),

b) 60 mm (specimens denoted by the index 6),

c) 120 mm (specimens denoted by the

index 12)

t [min]0 15 30 45 60 75 90 105 120

[°C

]

0

200

400

600

800

1000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

t [min]0 15 30 45 60 75 90 105 120

[°C

]

0

50

100

150

200

250 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

t [min]0 15 30 45 60 75 90 105 120

[°C

]

0

100

200

300

400

500

600

700

800 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

15a

15c

15b



až do okamžiku vysušení vzorku.

Je zřejmé, že pro vlastní návrh a po-

souzení konstrukce na účinky požáru je

nutné stanovit teplotní a fyzikální vlast-

nosti daného materiálu a jejich závislosti

na teplotě tak, aby bylo možné stanovit

rozložení teploty pro různé tvary a roz-

měry prvku a pro různé požární scénáře

(jedná se zejména o objemovou hmot-

nost, měrnou tepelnou kapacitu a te-

pelnou vodivost, pokud se řeší složitěj-

ší model sdílení tepla – např. se sdruže-

ným transportem vlhkosti, je nutné znát

ještě další vlastnosti, jako je permeabi-

lita, pórovitost atd.). V rámci popisova-

ného experimentálního programu byly

tyto vlastnosti měřeny pouze za běžné

teploty a pouze u materiálů č. 11 a 12.

V rámci dalšího výzkumu bude prove-

deno stanovení příslušných vlastnos-

tí (včetně jejich závislostí na teplotě) po-

mocí inverzní analýzy z naměřených

průběhů teplot (s využitím modelu sdí-

lení tepla popsaného v práci [7]).

Reziduální pevnosti materiálů po po-

žáru vztažené k původní pevnosti da-

ného materiálu za běžné teploty dosa-

hují hodnot v intervalu 11,4 až 33,4 %

(tab. 3). Vliv vláken na reziduální pev-

nost není zřejmý (srov. materiály č. 1

až 3 a materiály č. 4 až 6).

U materiálu č. 2 došlo pravděpodobně

ke špatnému zhutnění (případně k jiné-

mu porušení technologické kázně), což

se projevilo snížením objemové hmot-

nosti materiálu (tab. 1) i výrazným sní-

žením pevnosti v tlaku (tab. 3). V násle-

dujících experimentech již byla tato chy-

ba eliminována.

Největší pokles tlakové pevnosti byl

zaznamenán u materiálu č. 11, což by-

lo možné předpokládat, neboť při orien-

tačním měření spalného tepla bylo zjiš-

těno, že se jedná o materiál s třídou re-

akce na oheň A2, případně B (to souvi-

sí s typem použité odpadní textilní drti).

Oproti tomu všechny ostatní materiály

splňují požadavky třídy reakce na oheň

A1 (nepřispívají k požáru, např. [2]).

ZÁVĚR

Článek byl zaměřen na popis přípravy,

průběhu a vyhodnocení požární zkouš-

ky realizované v rámci projektu bez-

pečnostního výzkumu Ministerstva vni-

tra ČR za účelem zjištění chování vzor-

ků z různých druhů cementových kom-

pozitů při vystavení vysokým teplotám.

Výsledky zkoušky potvrdily některé

všeobecně přijímané předpoklady (vliv

vláken na odštěpování betonu, dob-

ré teplotní vlastnosti lehkých betonů)

a přinesly zajímavé informace o vlast-

nostech netradičních a inovativních

materiálů.

Poznatky získané při realizaci a vy-

hodnocení experimentu budou využity

pro další výzkum v dané oblasti.

Tato práce vznikla za podpory poskytnuté

Ministerstvem vnitra České republiky

v rámci projektu VG20132015114 – Užití

vláknocementových kompozitů pro zvýšení

ochrany technické infrastruktury a obyvatelstva

proti teroristickému útoku.

Ing. Radek Štefan, Ph.D.


doc. Ing. Marek Foglar, Ph.D.


Ing. Josef Fládr


všichni: Fakulta stavební ČVUT v Praze

Katedra betonových a zděných konstrukcí



Literatura:[1] BUCHANAN, A. H. Structural Design for

Fire Safety. Wiley, 2002.[2] KUPILÍK, V. Stavební konstrukce z požár-

ního hlediska. Grada, 2006.[3] PURKISS, J. A. Fire Safety Engineering:

Design of Structures. Elsevier/Butterworth-Heinemann, 2007.

[4] BAŽANT, Z. P., KAPLAN, M. F. Concrete at High Temperatures: Material Properties and Mathematical Models. Longman, 1996.

[5] ČSN EN 1992-1-2, Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-2: Obecná pravidla – Navrhování konstrukcí na účinky požáru. Praha: ČNI, 2006.

[6] GUO, Z., SHI, X. Experiment and Calculation of Reinforced Concrete at Elevated Temperatures. Elsevier, 2011.

[7] ŠTEFAN, R. Transport Processes in Concrete at High Temperatures: Mathe-matical Modelling and Engineering App-lications with Focus on Concrete Spalling (PhD thesis). CTU in Prague, 2015.

[8] CREE, D., GREEN, M., NOUMOWÉ, A. Residual strength of concrete containing recycled materials after exposure to fire: a review. Construction and Building Materials, 45 (2013), 208–223.

[9] FOGLAR, M., HÁJEK, R., KOVÁŘ, M., ŠTOLLER, J. Blast performance of RC panels with waste steel fibers. Construction and Building Materials, 94 (2015), 536–546.

[10] LI, M., QIAN, C. X., SUN, W. Mechanical properties of high-strength concrete after fire. Cement and Concrete Research, 34 (2004),1001–1005.

[11] MOUSA, M. I. Effect of elevated tempe-rature on the properties of silica fume and recycled rubber-filled high strength concretes (RHSC). HBRC Journal, (2015), In Press.

[12] NETINGER, I., KESEGIC, I., GULJAS, I. The effect of high temperatures on the mechanical properties of concrete made with different types of aggregates. Fire Safety Journal, 46 (2011), 425–430.

[13] SAKR, K., EL-HAKIM, E. Effect of high temperature or fire on heavy weight con-crete properties. Cement and Concrete Research, 35 (2005), 590–596.

[14] KHOURY, A., ANDERBERG, Y. Fire Safety Design. Concrete Spalling Review. Swedish National Road Administration, 2000.

ZVÝHODNĚNÉ PŘEDPLATNÉ PRO STUDENTY, STAVEBNÍ INŽENÝRY DO 30 LET A SENIORY NAD 70 LETZvýhodněná cena za roční předplatné (šest čísel) pro studenty, stavební inženýry do 30 let a seniory nad 70 let je

270 Kč bez DPH, 311 Kč s DPH (včetně balného a distribuce). Součástí předplatného na rok 2015 jsou pro všech-

ny nové zájemce příloha Betonové konstrukce 21. století – Betony s přidanou hodnotou, která vyšla v prosinci 2012,

a příloha Povrchy betonu, z roku 2008.

ZASLÁNÍ UKÁZKOVÉHO VÝTISKU ZDARMANa našich webových stránkách www.betontks.cz si můžete objednat jeden výtisk Beton TKS zdarma na ukázku.

Přehled všech výtisků naleznete v pdf formátu v archivu, starší výtisky jsou k dispozici v plné verzi, novější pouze v ná-

hledu (první stránky článků)

Kontaktní e-mail: [email protected]

JIŽ VÍCE NEŽ ROK JSME PRO VÁS I NA FACEBOOKU

6/2015

Z A K L Á D Á N Í A P O D Z E M N Í S T A V B Y

VLIV TYPU PLNIVA NA ZMĚNY VLASTNOSTÍ POLYMER CEMEN TO-

VÝCH KOMPOZITŮ EXPONOVANÝCH V EXTRÉMNÍCH TEPLOTNÍCH

PODMÍNKÁCH ❚ INFLUENCE OF THE TYPE OF FILLER ON

CHANGES IN PARAMETERS OF POLYMER-CEMENT COMPOSITES

EXPOSED TO EXTREME TEMPERATURE CONDITIONS



Tomáš Melichar, Jiří Bydžovský

Článek prezentuje dílčí výsledky výzkumu orien -

tovaného na analyzování změn vlastností kompo-

zitních materiálů na bázi polymercementové mat-

rice s různými typy plniv. Tyto změny byly sledo-

vány a hodnoceny postupně až do expoziční tep-

loty 1 000 °C. Chlazení probíhalo řízeně pozvolně

v pecích a rovněž také šokově vodou. Byly

použity dva typy plniva a jejich kombinace. Lehké

plnivo pocházelo z alternativních surovinových

zdrojů. ❚ The article presents partial results of

the research of analysis of parametres changes

of composite materials based on polymer-

cement matrix with different types of fillers.

These changes were monitored and evaluated

gradually at exposure to temperature up to

1 000 °C. Cooling was carried out gradually in

furnaces as well as by shock in water. Two types

of fillers were used, including their combinations.

Lightweight filler originated from alternative raw

material sources.

Při výzkumu a vývoji kompozitních ma-

teriálových systémů je třeba posuzo-

vat a hodnotit všechna podstatná krité-

ria zahrnující mimo jiné i vlastnosti jed-

notlivých složek včetně jejich spolupů-

sobení. Jedním z takovýchto kompozi-

tů jsou i polymercementové správkové

malty, které jsou aplikovány při sana-

cích železobetonových konstrukcí zpra-

vidla ve vrstvě do cca 20 mm (jemno-

zrnná malta), resp. do 50 mm (hrubozrn-

ná malta).

Jedním z podstatných kritérií dob-

rého spolupůsobení malty se stávají-

cí konstrukcí jsou i obdobné objemo-

vé změny této správkové hmoty a pod-

kladu (betonu). Z tohoto důvodu je nut-

né se při studiu parametrů nově vyvíje-

ných sanačních malt soustředit mimo

jiné na jejich rozměrové dilatace, kte-

ré nastávají při zrání, vlivem teplotních či

vlhkostních změn, zatížení atd. Expozicí

při vysokých teplotách s následným po-

zvolným či šokovým chlazením jsou ješ-

tě tyto dilatace umocněny. Objemové

změny správkových malt s polymerce-

mentovou matricí a rozptýlenou výztu-

ží souvisí s mnoha faktory. Pro minimali-

zaci objemových změn ovlivněných tep-

lotními výkyvy je třeba zvolit vhodné su-

roviny. Důraz je třeba klást jak na složky

jednotlivě, tj. matrici, plnivo, příp. přímě-

si, rozptýlenou výztuž atd., tak na jejich

spolupůsobení. Poměrně výrazným vli-

vem se vyznačuje plnivo, které zaují-

má značnou část objemu správkových

hmot. Zde hraje roli mineralogické slože-

ní a objemová hmotnost plniva. Fázové

složení je podstatné z hlediska minerá-

lů, které mohou podléhat reversibilním či

ireversibilním modifikačním přeměnám.

Typickým příkladem takovéto modifi-

kační přeměny je křemen, jenž při tep-

lotě 573 °C přechází z β na α. Dále pak

může docházet k rozkladu některých fá-

zí, kdy zpravidla uniká krystalicky váza-

ná voda či jiné plynné složky (např. CO2).

Kombinace složení plniva a jeho obje-

mové hmotnosti souvisí s tepelnou vo-

divostí. Kromě vedení tepla je velmi vý-

znamná schopnost plniva teplo akumu-

lovat. Tento parametr se projeví přede-

vším při náhlých změnách teploty, což

v tomto případě představuje šokové

chlazení vodou. Uvolnění většího množ-

ství tepla se může podílet na rychlém

smrštění plniva, a tím porušení v kon-

taktní zóně s matricí. Dále může ta-

to skutečnost souviset s odštěpová-

ním povrchových partií malty. V článku

je pozornost soustředěna na správko-

vé hmoty na bázi směsné silikátové ma-

trice s obsahem polymerních modifiká-

torů a rozptýlené výztuže. Při výběru pl-

niva byl kladen důraz na mineralogický

původ a objemovou hmotnost. Pojivo-

vá složka byla modifikována dostupnými

vedlejšími produkty hutní výroby v ČR.

Důraz byl kladen na posouzení rozmě-

rových změn v souvislosti s pozvolným

a šokovým chlazením.

METODIKA

Pro všechny navržené receptury by-

lo použito směsné pojivo. Výchozí po-

jivovou složkou byl portlandský cement

CEM I 42,5 R, který byl modifikován ak-

tivní příměsí (konkrétně byl cement sub-

stituován vysokopecní struskou – Ko-

touč Štramberk). V minoritním množství

byla využita další modifikační složka po-

jiva – polymerní přísada na bázi kopoly-

meru vinylacetátu a etylenu. Dávka po-

lymerní složky je vztažena na hmotnost

směsného pojiva (tj. cement + struska).

Plnivo bylo tvořeno kamenivem o frak-

ci 0–2 mm. S ohledem na teplotní odol-

nost byl zohledněn mineralogický pů-

vod kameniva, a proto byl vybrán amfi-

bolit a uměle vyráběné pórovité kameni-

vo na bázi spékaného popílku (aglopo-

rit). Poměr dávkování pojiva a kameniva

byl 1 : 2,5 (pojivo : plnivo). Celkem by-

ly testovány a posuzovány čtyři vari-

anty složení plniva – amfibolit, kameni-

vo na bázi spékaného popílku, kombi-

nace amfibolitu frakce 0–1 mm a ka-

meniva ze spékaného popílku frakce

1–2 mm a kombinace amfibolitu frak-

ce 1–2 mm a pórovitého kameniva frak-

ce 0–1 mm. Popílkový agloporit frak-

ce 0–1 mm dosahoval objemové hmot-

nosti 1 490 kg.m-3 a frakce 1–2 mm pak

1 340 kg.m-3. Vzhledem k tomu, že by-

lo použito pórovité plnivo, byla apliková-

na podpůrná příměs – mikrosilika). Dáv-

ka této složky je vztažena na hmotnost

směsného pojiva (tj. cement + struska).

Mikrosilika nebyla využita pouze při vý-

robě malty receptury RAM. Důvodem

aplikace mikrosiliky do receptur obsa-

hujících pórovité plnivo bylo zajištění do-

statečných fyzikálně-mechanických pa-

rametrů. Předchozím výzkumem totiž

bylo zjištěno, že u malt obsahujících pó-

rovité plnivo na bázi spékaného popílku

dochází k výraznějšímu poklesu zejmé-

na pevnostních charakteristik. Pro do-

sažení potřebné odolnosti extrémním

teplotám byla využita také rozptýlená

polymerní výztuž. Voda byla dávkována

s ohledem na zajištění optimální zpraco-

vatelnosti a v kombinaci s polymerní pří-

sadou bylo dosaženo i dobré přilnavos-

ti (lepivosti) čerstvé směsi.

Zkušební tělesa malt byla po zrání za-

těžována tepelnou expozicí v elektric-

kých pecích s teplotním gradientem

10 °C.min-1 a izotermní výdrží na ma-

ximální teplotě po dobu 90 min. Byl

hodnocen vliv teplot 400, 600, 800

a 1 000 °C. Referenční tělesa byla po-

nechána v laboratoři při teplotě cca

22 °C. Výše uvedený teplotní průběh byl

zvolen s ohledem na aktuální normové

požadavky [5]. Řízené chlazení probí-

halo jednak v pecích – pozvolně a jed-

nak šokově – ponořením těles do vody

o teplotě cca 18 °C a to bezprostřed-



ně po ukončení 90min izotermní výdrže

na maximální teplotě.

Rozměry byly stanoveny jak před te-

pelnou expozicí, tak po vychlazení tě-

les. Změny jednotlivých rozměrů jsou

vyjádřeny v procentech vztažených

na původní hodnoty, tj. před tepelným

zatížením.

VÝSLEDKY A JEJ ICH DISKUZE

Graf na obr. 1 uvádí křivky zrnitosti po-

užitých typů kameniv a jejich kombi-

nací. Z grafu je patrný průběh zrnitos-

ti a skladby jednotlivých frakcí. Největ-

ší množství jemných frakcí obsahuje

agloporit. Smísením agloporitu frakce

1–2 mm a amfibolitu frakce 0–1 mm ne-

došlo k rapidní změně zrnitosti v porov-

nání s křivkou zrnitosti samotného amfi-

bolitu frakce 0–2 mm. Nejvíce plynulým

průběhem zrnitosti se vyznačuje křiv-

ka směsi kameniva, tj. AG1/AM2 (aglo-

porit frakce 0–1 mm a amfibolit frakce

1–2 mm).

Komparace a zhodnocení dosažených

výsledků malt je uvedena v grafech

na obr. 2 až 4. Vždy byl sledován daný

rozměr včetně jeho změny vlivem vy-

stavení těles extrémním teplotním pod-

mínkám. Byla zhotovena zkušební tě-

lesa tvaru hranolů 40 × 40 × 160 mm.

Měření rozměrů, a tedy i stanovení jejich

změn probíhalo před tepelnou expozicí

a dále až po vychlazení těles.

Z grafu na obr. 2a je patrné, že re-

ceptura obsahující pouze jemnozrn-

né plnivo na bázi amfibolitu se vyzna-

čuje maximálními rozměrovými změna-

mi do cca – 2 %. K největším změnám

došlo v případě příčného rozměru – šíř-

ky. Tento projev může souviset se smě-

rem hutnění směsi nebo také s ulože-

ním těles v peci. Trend křivek pouka-

zuje na skutečnost, že k menším de-

formacím docházelo v případě šokové-

ho vodního chlazení správkových hmot.

S výjimkou šířky se jednalo o deforma-

ce těles do -0,5 %. Dále je patrné, že

docházelo k záporným deformacím, tj.

ke smrštění. S výjimkou průběhu křivky

Δb – RAM a Δh — RAM-V bylo zazna-

menáno největší smrštění u hmot expo-

novaných při teplotě 800 °C.

Rozměrové změny malty na bázi umě-

Tab. 1 Složení testovaných receptur ❚ Tab. 1 Composition of the

tested recipes

Složka Jednotka

Receptura

RAM RAGRAM1/

AG2

RAG1/

AM2

Cement kg.m-3 435 435 435 435

Vysokopecní struska kg.m-3 234 234 234 234

Polymerní přísada % (mcem+st) 3 3 3 3

Mikrosilika % (mcem+st) 5 5 5 5

Amfibolit 0-1 mm kg.m-3

1 674– 837 –

Amfibolit 1-2 mm kg.m-3 – – 837

Popílkový agloporit 0-1 mm kg.m-3 –1 263

– 642

Popílkový agloporit 1-2 mm kg.m-3 – 629 –

Celulózová vlákna kg.m-3 0,45 0,45 0,45 0,45

Voda kg.m-3 341 74* 187* 147*

* Pórovité kamenivo bylo předem nasyceno vodou. Nasákavost kameniva dosahuje cca

35 %. Nelze tedy exaktně odhadnout, kolik vody se uvolnilo během míchání směsí, tj.

přesný vodní součinitel.

Obr. 1 Komparace zrnitosti testovaných plniv (AM – amfibolit 0–2 mm,

AG – agloporit 0–2 mm, AG1/AM2 – kombinace agloporitu 0–1 mm

a amfibolitu 1–2 mm, AM1/AG2 – kombinace amfibolitu 0–1 mm

a agloporitu 1–2 mm) ❚ Fig. 1 Comparison of granulometric

composition of tested fillers (AM – amphibolite 0-2 mm, AG – agloporite

0–2 mm, AG1/AM2 – combination of agloporite 0–1 mm and

amphibolite 1–2 mm, AM1/AG2 – combination of amphibolite 0–1 mm

and agloporite 1–2 mm)

Firem

ní p

reze

nta

ce

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,00 0,01 0,10 1,00

Prop

ad s

ítem

[%

]

Velikost oka síta [mm]

AM

AG

AG1/AM2

AM1/AG2

1



lého spékaného kameniva z vysoko-

teplotního popílku jsou porovnány v

grafu na obr. 2b. Byly zaznamenány

maximální změny šířky do cca – 0,9 %.

Opět stejně jako v případě receptury SA

docházelo pouze k smrštění malt. Kro-

mě křivek Δb – AG a Δb – AG-V byl za-

znamenán pravidelný klesající trend.

Po teplotu 600 °C se jednalo o poměr-

ně rovnoměrné smršťování těles. Dá-

le následoval již strmější průběh křivek

změn rozměrů. Převážně lze usuzovat

na výraznější vliv šokového chlazení,

kdy docházelo výraznějšímu reziduální-

mu smrštění.

Komparace zjištěných hodnot recep-

tury obsahující směs plniv – AG1/AM2 je

uvedena v grafu na obr. 2c. Při teplotním

zatížení a následném chlazení byly evi-

dovány jak kladné, tak záporné rozmě-

rové změny, tedy prodloužení i smrštění.

Převažovalo však smršťování, které do-

sahovalo také větších odchylek, a to až

cca – 2,5 %. Oproti předchozím recep-

turám je patrné, že průběhy změn roz-

měrů jsou více nepravidelné. Konkrétně

především vývoj křivek charakterizující

změny vlivem šokového chlazení. Zde

docházelo jak ke kladným, tak zápor-

ným rozměrovým dilatacím, což je zají-

mavé. Největší (absolutní) hodnoty byly

stanoveny v případě šířky těles.

Poslední testovanou recepturou byla

hmota obsahující směs plniv – AM1/AG2.

Vyhodnocení sledovaných parametrů

je znázorněno v grafu na obr. 2d. Opět

jako u ostatních receptur jsou největší

změny rozměrů patrné v příčném smě-

ru, konkrétně u šířky. Tuto recepturu lze

hodnotit lépe než předchozí AM1/AG2.

Obr. 2 Komparace rozměrových změn receptury (Δb – změna šířky; Δh – změna výšky; Δl – změna délky; V – vodní chlazení): a) RAM – receptura

na bázi cementu s vysokopecní struskou a amfibolitem 0–2 mm; b) RAG – receptura na bázi cementu s vysokopecní struskou, mikrosilikou

a agloporitem 0–2 mm; c) RAG1/AM2 – receptura na bázi cementu s vysokopecní struskou, mikrosilikou s kombinací amfibolitu 1–2 mm

a agloporitu 0–1 mm; d) RAM1/AG2 – receptura na bázi cementu s vysokopecní struskou, mikrosilikou s kombinací amfibolitu 0–1 mm a agloporitu

1–2 mm ❚ Fig. 2 Comparison of dimensional changes of mixture (Δb – change of width; Δh – change of height; Δl – change of length;

V – water cooling): a) RAM – mixture based on cement with blast furnace slag and amfibolite 0–2 mm; b) RAG – mixture based on cement with blast

furnace slag, microsillica and agloporite 0–2 mm; c) RAG1/AM2 – mixture based on cement with blast furnace slag, microsillica and combination

of amphibolite 1–2 mm and agloporite 0–1 mm; d) RAM1/AG2 – mixture based on cement with blast furnace slag, microsillica and combination of

amphibolite 0–1 mm and agloporite 1–2 mm

Obr. 3 Komparace

hmotnostních změn

modifikovaných

receptur (Δm –

změna hmotnosti;

V – vodní

chlazení) ❚

Fig. 3 Comparison

of weight changes

of modified mixtures

(Δm – change of

weight; V – water

cooling)

-2,5

-2,0

-1,5

-1,0

-0,5

0,0

0,5

22 400 600 800 1000

R

Expozi teplota

b - RAM b - RAM-V

h - RAM h - RAM-V

l - RAM l - RAM-V

22 400 600 800 1000-1,0

-0,9

-0,8

-0,7

-0,6

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0,0

Roz

m

Expozi teplota

b - RAG b - RAG-Vh - RAG h - RAG-Vl - RAG l - RAG-V

22 400 600 800 1000-2,5

-2,0

-1,5

-1,0

-0,5

0,0

0,5

R

Expozi teplota

b - RAG1/AM2 b - RAG1/AM2-V

h - RAG1/AM2 h - RAG1/AM2-V

l - RAG1/AM2 l - RAG1/AM2-V

22 400 600 800 1000-1,4

-1,2

-1,0

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0,0

Roz

m

Expozi teplota

b - RAM1/AG2 b - RAM1/AG2-Vh - RAM1/AG2 h - RAM1/AG2-Vl - RAM1/AG2 l - RAM1/AG2-V

-20

-15

-10

-5

0

5

22 400 600 800 1000

Zmna

hm

otno

sti [

%]

Expozi ní teplota [°C]

m- RAM m - RAM-V m - RAG m - RAG-Vm- RAG1/AM2 m - RAG1/AM2-V m - RAM1/AG2 m - RAM1/AG2-V

2a

2c

2b

2d

3



Maximální smrštění, které bylo stanove-

no, dosahuje cca – 1,5 %. Při vyloučení

křivky Δb – AM1/AG2, konkrétně hod-

noty charakterizující smrštění při expo-

zici 800 °C činí maximální smrštění cca

– 0,9 %. Větší záporné dilatační změny

byly stanoveny v případě pozvolného

chlazení. Zde byly rovněž zaznamená-

ny průběhy křivek spíše nepravidelné.

Graf na obr. 3 uvádí přehled hmot-

nostních změn jednotlivých receptur.

Je evidentní, že při šokovém chlazení

nedošlo k tak rapidnímu úbytku hmot-

nosti jako v případě těles ponecha-

ných v pecích a řízeně chlazených po-

zvolna. Nejmenšími změnami hmotnos-

ti se vyznačovala receptura RAG1/AM2

a to po chlazení šokem. Naopak nejví-

ce podléhala úbytku hmotnosti recep-

tura RAG, kdy byla tělesa chlazena po-

zvolně.

V grafech na obr. 4a až 4d jsou zná-

zorněny průběhy pevností v tlaku a je-

jich změny vlivem teplotního namáhá-

ní až do 1 000 °C. K výraznějším po-

klesům tlakových pevností dochází pře-

vážně při pozvolném chlazení, což ko-

responduje se zjištěnými hmotnostními

úbytky (obr. 3). Tento jev lze vysvětlit po-

stupným rozkladem matrice a objemo-

vých změn jednotlivých složek i při fázi

chlazení, než dojde k úplnému poklesu

teploty. Naproti tomu, při chlazení šo-

kem lze předpokládat prudší objemo-

vé dilatace jednotlivých složek, což by

mohlo vyvolat destrukci vnitřní struktu-

ry daného kompozitu. Toto se však ne-

potvrdilo. Důvodem může být zejména

volba složení malt – redukce dávky ce-

mentového pojiva, výběr vhodných pl-

niv (pórovité a s minimálním obsahem

křemene), polymerní přísada a rozptý-

lená výztuž.

Z průběhů pevností v tlaku a jejich po-

klesu (obr. 4a až 4d) je také patrné, že

rozdíly více či méně kolísají v teplotním

rozmezí 400 až 800 °C. Nicméně při ex-

pozici malt o teplotě 1 000 °C jsou již re zi-

duální pevnosti poměrně vyrovnané. Vý-

jimkou je pouze receptura RAG1/AM2,

kde byl zaznamenán rozdíl cca 8 %.

Na straně druhé tato receptura se vy-

značuje nejvyšší reziduální pevností,

kdy po teplotním zatížení 1 000 °C byla

stanovena pevnost v tlaku 16,4 N.mm-2,

což představuje cca 40% zbytkovou

pevnost.

Výraznější diference reziduálních pev-

ností stanovených po teplotním za-

tížení 800 °C receptur RAG1/AM2

a RAM1/AG2 po pozvolném a šoko-

vém chlazení korespondují s trendem

křivek rozměrových dilatací. Po expo-

zici 800 °C došlo k výraznější kontrakci

a to v případě všech tří rozměrů, tj. dél-

ky, šířky i výšky po pozvolném chlazení.

Snímky na obr. 5 uvádí mikrostruktu-

ru vybraných receptur se zaměřením

na kontaktní zónu plniva a matrice. Cí-

lem bylo identifikovat případné poruchy

v této problematické oblasti.

Byly vybrány receptury obsahující je-

Obr. 4 Komparace pevnosti v tlaku receptury (fc – pevnost v tlaku; Δfc – změna pevnosti v tlaku; V – vodní chlazení): a) RAM – receptura na bázi

cementu s vysokopecní struskou a amfibolitem 0–2 mm; b) RAG – receptura na bázi cementu s vysokopecní struskou, mikrosilikou a agloporitem

0–2 mm; c) RAG1/AM2 – receptura na bázi cementu s vysokopecní struskou, mikrosilikou s kombinací amfibolitu 1–2 mm a agloporitu 0–1 mm;

d) RAM1/AG2 – receptura na bázi cementu s vysokopecní struskou, mikrosilikou s kombinací amfibolitu 0–1 mm a agloporitu 1–2 mm ❚ Fig. 4 Comparison of compressive strength of mixture (fc – compressive strength; Δfc – change of compressive strength; V – water cooling):

a) RAM – mixture based on cement with blast furnace slag and amphibolite 0–2 mm; b) RAG – mixture based on cement with blast furnace slag,

microsillica and agloporite 0–2 mm; c) RAG1/AM2 – mixture based on cement with blast furnace slag, microsillica and combination of amphibolite

1–2 mm and agloporite 0–1 mm; d) RAM1/AG2 – mixture based on cement with blast furnace slag, microsillica and combination of amphibolite

0–1 mm and agloporite 1–2 mm

-90

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

22 400 600 800 1000

Zmna

pev

nost

i [%

]

Pevn

ost v

tlak

u [N

.mm

-2]


fc - RAM fc - RAM-V fc - RAM fc - RAM-V fc - RAM fc - RAM-V fc - RAM fc - RAM-V

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

0

5

10

15

20

25

30

35

22 400 600 800 1000

Zmna

pev

nost

i [%

]

Pevn

ost v

tlak

u [N

.mm

-2]


-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

22 400 600 800 1000

Zmna

pev

nost

i [%

]

Pevn

ost v

tlak

u [N

.mm

-2]


fc - RAG1/AM2 fc - RAG1/AM2-V fc - RAG1/AM2 fc - RAG1/AM2-V fc - RAG1/AM2 fc - RAG1/AM2-V fc - RAG1/AM2 fc - RAG1/AM2-V

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

0

5

10

15

20

25

30

35

40

22 400 600 800 1000

Zmna

pev

nost

i [%

]

Pevn

ost v

tlak

u [N

.mm

-2]


4a

4c

4b

4d



den typ plniva, a to konkrétně AM a AG.

Jak je patrné, došlo k porušení soudrž-

nosti matrice a plniva (amfibolitu) po ex-

pozici při 1 000 °C a následném šoko-

vém chlazení. Tato skutečnost se pro-

jevila vznikem trhliny o šířce cca 8 μm.

Naopak pórovité kamenivo se v tomto

ohledu projevilo výrazně pozitivněji, což

lze dobře zpozorovat na mikroskopic-

kých snímcích (obr. 5). Nutno však ta-

ké poznamenat, že v případě receptury

AM i ostatních obsahujících směsi plniv

byly případné trhliny v kontaktní zóně

matrice a plniva zjištěny spíše ojediněle.

Výskyt poruch korespondoval přibližně

s průběhy dilatačních křivek.

ZÁVĚR

Při uvážení výše uvedených zjištění a po-

znatků lze konstatovat, že vhodným slo-

žením plniva polymercemetových kom-

pozitů lze výrazně regulovat jejich roz-

měrové změny, které souvisí i s ostatní-

mi parametry při extrémních teplotách.

Důraz byl kladen na dva typy plniv, kte-

ré byly již v předchozím výzkumu shle-

dány jako vhodné pro hmoty s předpo-

kládanou vyšší odolností vůči extrém-

ním teplotním podmínkám. Při použi-

tí uměle vyráběného kameniva na bá-

zi spékaného popílku byla zjištěna vyšší

rozměrová stabilita než v případě recep-

tur obsahujících amfibolit. Smrštění by-

lo možné zredukovat o více než polovi-

nu. Toto bylo možné na základě výsled-

ků uvedených v [3] částečně predikovat.

Při vhodném výrobním režimu a surovi-

ně lze totiž docílit pórovitého kameniva

odolného teplotě až 1 500 °C. Rozdíly

v chování receptur obsahujících hutné

a pórovité kamenivo (amfibolit a aglopo-

rit) mohou souviset také s vlhkostní roz-

tažností kameniv či moduly pružnosti,

resp. jejich změnami při teplotních výky-

vech. Pro detailní objasnění chování jed-

notlivých receptur byla také posuzována

mikrostruktura se zaměřením na rozhra-

ní matrice a plniva. Analyzováním mikro-

struktury byl zjištěn vyšší výskyt poruch

(trhlin) na rozhraní matrice a amfibolitu

než u spékaného kameniva. Přesto se

však jednalo pouze o nepatrné procen-

to poruch. Pozornost byla věnována ta-

ké posouzení vlivu různých podmínek

chlazení. Bylo zjištěno, že při pozvolném

chlazení dosahují zkoumané hmoty vyš-

ších hodnot smrštění.

Dle poznatků v odborné literatuře

může docházet v závislosti na použi-

tých surovinách, tj. pojivu, plnivu atd.

ke smrštění (zpravidla cementová mat-

rice) i k expanzi (častěji kamenivo) kom-

pozitních materiálů na bázi cementové

matrice s obsahem anorganického pl-

niva. Vzhledem ke kvalitě matrice byly

v tomto konkrétním případě trhliny mini-

malizovány, čímž převážil vliv smrštění.

Rovněž je třeba zmínit fakt, že i samot-

ná kameniva byla vybrána na základě

uvážení poznatků z odborné literatury

tak, aby byl minimalizován vliv extrém-

ních teplot a zajištěno pokud možno je-

jich inertní chování v průběhu zahřívá-

ní i chlazení.

Do budoucna je třeba zvážit ještě

případný navazující výzkum a zamě-

řit se na sledování dilatací bezpro-

středně po teplotním zatížení (tj. ješ-

tě před fází chlazení). Zajímavé by by-

lo posouzení samotných dilatací ve fá-

zi před šokovým chlazením vodou.

Dále se vzhledem k účelu použití ana-

lyzovaných hmot bude třeba soustředit

i na posouzení rozměrových dilatací při

nanesení na podkladní beton. V tomto

případě totiž vstupuje do proměnných

další faktor, který je třeba posoudit, což

jsou rozdílné parametry podkladu v po-

rovnání s vyvíjenými maltami.

Tento příspěvek vznikl za finanční podpory

projektu GA ČR 15-07657S s názvem „Studium

kinetiky dějů probíhajících v kompozitním

systému při extrémních teplotách a vystavených

agresivnímu prostředí“. Článek byl dále vytvořen

v rámci řešení projektu č. LO1408 „AdMaS UP

– Pokročilé stavební materiály, konstrukce

a technologie“ podporovaného Ministerstvem

školství, mládeže a tělovýchovy v rámci

účelové podpory programu „Národní program

udržitelnosti I“.

Ing. Tomáš Melichar, Ph.D.


Ústav technologie stavebních

hmot a dílců


doc. Ing. Jiří Bydžovský, CSc.


Ústav technologie stavebních

hmot a dílců,




Literatura:[1] AYDIN, S. Development of a high-

-temperature-resistant mortar by using slag and pumice. Fire Safety Journal. Volume 43, Issue 8, November 2008, p. 610–617.

[2] JONG-PIL,Won, HEE-BYOUNG, Kang, SU-JIN, Lee, SANG-WOO, Lee, JOO-WON, Kang. Thermal charac-teristics of high-strength polymer–cement composites with lightweight aggregates and polypropylene fiber. Construction and Building Materials. Volume 25, Issue 10, October 2011, p. 3810–3819.

[3] ČERNÝ, V., KEPRDOVÁ, Š. Usability of fly ashes from Czech Republic for sintered artificial aggregate. Advanced Materials Research. 2014. 2014(887–888). p. 805–808.

[4] SHOAIB, M. M., AHMED S. A., BALAHA M. M. Effect of fire and cooling mode on the properties of slag mortars. Cement and Concrete Research. Volume 31, Issue 11, November 2001, p. 1533–1538.

[5] ČSN EN 1363-1. Zkoušení požární odolnosti – Část 1: Základní požadav-ky. Praha: ČNI, 2013.

[6] ČSN EN 1504-3. Výrobky a systémy pro ochranu a opravy betonových kon-strukcí – Definice, požadavky, kontrola kvality a hodnocení shody – Část 3: Opravy se statickou funkcí a bez sta-tické funkce. Praha: ČNI, 2006.

Obr. 5 Mikrostruktura vzorku receptury

RAM exponované při 1 000 °C a šokově

chlazeného, detail trhliny mezi matricí

a plnivem: a) zvětšení 500×, b) detail kontaktní

zóny matrice a plniva receptury RAG ❚

Fig. 5 Microstructure of RAM mixture sample

exposed at temperature 1 000 °C and cooled

by shock, detail of crack between matrix

and filler: a) magnification 500×, b) detail of

contact zone of matrix and filler – mixture RAG

5a 5b

6 7



POTŘEBUJI ZRYCHLENÍ POČÁTEČNÍ PEVNOSTI PRO BRZKÉ ODBEDNĚNÍ I V ZIMNÍM OBDOBÍ.

Výstavba při nízkých teplotách bývá často problematická – zvláště v případě ukládání betonu,

na jehož počátečních pevnostech závisí další procesy. Odborníci divize Master Builders

Solutions společnosti BASF nabízí vhodné řešení, se kterým lze i v zimních podmínkách stavět

spolehlivě podle plánu: Master X-Seed. Díky jedinečné technologii se docílí urychlení vývoje

počátečních pevností mladého betonu a tím se kompenzuje vliv nízké teploty. Beton pak lze

odbednit jako v normálních podmínkách. S Master X-Seed urychlíte Váš úspěch.

Bližší informace naleznete na www.master-builders-solutions.basf.cz

150 let

ANALÝZA RIZIKA POŽÁRU V SILNIČNÍCH TUNELECH ❚

FIRE RISK ANALYSIS IN THE ROAD TUNNELS



Jiří Šejnoha, Jan Sýkora,

Daniela Jarušková, Eva Novotná,

Michal Šejnoha

Riziko je zde považováno za pravděpodobnou

škodu způsobenou požárem v ostění tunelu.

V první části příspěvku věnované pravděpodob-

nostním aspektům analýzy je dopravní proud

popsán jako Markovův řetězec sdružených stavů

tvořených kombinací nákladních vozů/autobusů

(TB) a osobních vozů (PC) ze sousedních pruhů.

Mohutnost požáru je měřena tepelným výkonem

a jeho diskrétním rozdělením pravděpodobnos-

ti. Četnost požárů je vystižena intenzitou λf.

Dalšími parametry modelu jsou hustota doprav-

ního proudu AADT, délka tunelu L, procentuální

zastoupení TB a počet pruhů. V druhé části,

zaměřené na poškození ostění, jsou kombinová-

ny dva modely transportu tepla a vlhkosti, a to

Bažantův-Thonguthaiův a Künzelův-Kiesslův,

k predikci tloušťky odprysku betonu a objemu

betonu poškozeného teplotou, která překročila

jistou úroveň θ-. Model byl validován na velkých

vzorcích v peci. Data pro tepelné zatížení byla

odvozená ze čtyř velkorozměrných zkoušek

v tunelu v Runehamaru, statistická data poskytly

rozsáhlé studie v Rakousku a Itálii. ❚ Risk is

calculated as a probable damage caused by

a fire in the tunnel lining. In the first part of this

paper, devoted to the probabilistic aspects, the

traffic flow is described as the Markov chain

of joint states consisting of a combination of

trucks/buses (TB) and personal cars (PC) from

adjoining lanes. The fire power is measured by

the heat release rate and its probability mass

function. Intensity λf reflects the frequency of

fires. Traffic density AADT, the length of the

tunnel L, the percentage of TBs, and the number

of lanes are the remaining model parameters.

In the second part, focused on damage of the

tunnel lining, a combination of two approaches

to model the heat and moisture transport, namely

Bažant & Thonguthai’s and Künzel & Kiessl’s

models, respectively, is proposed. It serves as

a tool for prediction of thickness of the spalling

zone and the volume of concrete degraded by

temperatures that exceeded a certain level, θ-. The model was validated against a macroscopic

test on concrete samples placed into a furnace.

Data for the heat loading were derived from four

large-scale fire tests in the Runehamar tunnel,

while the statistical data are obtained from

extensive studies carried out in Austria and Italy.

V příspěvku je popsána metodika pre-

dikce rizika jako pravděpodobné ško-

dy způsobené požárem na ostění jed-

nosměrného silničního tunelu se dvě-

ma pruhy. V nejjednodušším vyjádře-

ní je riziko součinem pravděpodobnosti

mimořádné události (požáru) a finanční

částky, kterou je třeba vynaložit na od-

stranění škody. S ohledem na vymeze-

ný rozsah příspěvku jsou teoretické zá-

klady jen stručně komentovány a ná-

sledně uvedeny nezbytné vztahy. Po-

zornost je věnována aplikační stránce

modelu ilustrovaného případovou stu-

dií. Čtenáře s hlubším zájmem o teore-

tické základy odkazujeme na podrob-

nou studii [1].

Riziko požáru je svázáno s pravděpo-

dobností dopravní nehody, kterou ne-

musí být jen důsledek kolize dvou ne-

bo více vozidel, ale jakákoliv událost

vedoucí k jejich vznícení (přehřátí mo-

toru, brzd, únik paliva apod.). Podkla-

dem pro pravděpodobnostní model

požáru jsou statistická data podložená

dvěma rozsáhlými studiemi v Rakous-

ku (viz zpráva ASFiNAG [2]) a v Itá-

lii (studie [3], [4]). Ze zprávy [2] vyplý-

vá, že drtivá většina požárů nákladních

vozidel nebo autobusů (TB) vzniká sa-

movznícením převážně v horském te-

rénu (97 %). K následnému vzníce-

ní po kolizi dochází spíše v rovinatém

území. Italské podklady [3], [4] posky-

tují kromě statistických údajů o počtu

dopravních nehod a požárů a způso-

bu jejich matematického modelování

i informaci o faktorech, jež vážné ne-

hody nejvíce ovlivňují:

• hustota dopravy AADT (Annual Aver-

age Daily Traffic),

• délka tunelu L [m],

• procentuální podíl TB v dopravním

proudu,

• počet pruhů.

Pravděpodobnost požáru záleží

na seskupení (skladbě) vozidel posti-

žených požárem. Se skladbou se mě-

ní i tepelný výkon Q [MW] (Heat Re-

lease Rate). Reálné podklady pro pre-

dikci účinku Q na tunelové ostění (vý-

voj teploty v čase a prostoru) poskytuje

zpráva [5] o výsledcích čtyř velkoroz-

měrných požárních zkoušek v tunelu

v Runehamaru. Rozdělení pravděpo-

dobnosti tepelného výkonu bylo mož-

no odhadnout na základě ETA (Event

Tree Analysis) popsané v [2], podle níž

jen ve 38 % případech všech zasaže-

ných vozidel se požár vyvinul zcela ne-

bo alespoň zčásti (kabina) uvnitř tune-

lu. U zbylých případů došlo k včasné-

mu zastavení před tunelem, vyjetí z tu-

nelu anebo k uhašení uvnitř tunelu.

Poškození ostění požárem je dvojí-

ho druhu:

• odpryskem povrchové vrstvy tlakem

vodní páry,

• poklesem pevnosti betonu v čás-

ti ostění zasažené vysokou teplotou.

K analýze škody je nezbytný model

sdruženého transportu hmotnosti (vlh-

kosti) a tepla za podmínek velmi vyso-

ké teploty. K tomu byla využita kom-

binace dvou modelů popsaných v [6]

a [7], jež byla analyzována matematic-

ky v [8].

Příspěvek je uspořádán do dvou čás-

tí. V první je navržen pravděpodob-

nostní model rezultující ve vztah pro

predikci rizika. Ve druhé části je po-

psán a experimentálně validován mo-

del termo-mechanického poškození.

Obr. 1 Možné paralelní skladby vozidel pro

dopravu ve dvou pruzích ❚ Fig. 1 Probable

parallel configurations of vehicles for a two-

lane traffic

Obr. 2 a) Diskrétní rozdělení pravdě podob-

nosti Q[1] (jeden TB), b) diskrétní rozdělení

pravděpodobnosti Q[2] (dva TB) ❚

Fig. 2 a) Probability mass function of Q[1]

(one TB), b) probability mass function of Q[2]

(two TBs)

Obr. 3 a) Sorpční izoterma, b) teplotně

závislá pevnost v tlaku fc(θ), c) teplotně závislá

pevnost v tahu ft(θ), d) permeabilita vodní páry

κ(θ) jako funkce teploty

❚ Fig. 3 a) Sorption isotherm,

b) temperature-dependent compressive

strength fc(θ), c) temperature-dependent

tensile strength ft(θ), d) permeability κ(θ) as

a function of temperature

Pruh 1 V V PC PC V TB PC TB TB

Pruh 2 V PC V PC TB V TB PC TB

Stav 0 1 2 3 4 5 6 7 8

PC = osobní vůz TB = nákladní vůz/autobus V = mezera v proudu

1



Navazuje případová studie rizika a zá-

věry, komentující přednosti a nedostat-

ky metodiky a naznačující cesty mož-

ného zdokonalení.

PRAVDĚPODOBNOSTNÍ MODEL

Do pravděpodobnostního modelu

vstupují tyto faktory: (1) Pravděpo-

dobnost, že v místě mimořádné udá-

losti bude určitá skladba vozidel, Pf[i],

i = 1,2… I, (2) pravděpodobnost, že

příslušná skladba bude zasažena po-

žárem, Pf[i](q), (3) pravděpodobnost, že

k požáru dojde na úseku dx, tj. λf[i]dx,

a konečně, že požár v místě x způsobí

škodu D[i] (q,x).

(1) Možné skladby vozidel v tune-

lu se dvěma pruhy jsou naznače-

ny na obr. 1. Kromě paralelních skla-

deb ze složek V-mezera v proudu, PC,

TB lze uvažovat i sériové stavy, tak-

že celkový počet kombinací může být

16. Pravděpodobnosti stavů lze získat

Markovovým modelem, ať už stacio-

nárním (homogenním) při „nekoneč-

ném“ proudu vozidel nebo nestacio-

nárním (nehomogenním) při přerušo-

vaném proudu. (Pojem stacionární na-

značuje, že nezávisle proměnnou je

čas t [den, rok]. V homogenním proce-

su je nezávisle proměnou poloha ne-

hody x [m].) Vstupními parametry mo-

delu jsou přechodové pravdě podob-

nosti (resp. intenzity Markovova proce-

su) mezi složkami řetězce (V, PC, TB)

a pravděpodobnosti (intenzity) přejez-

dů vozidel mezi pruhy.

(2) Pravděpodobnosti tepelných vý-

konů jsou odvozeny za předpokladu,

že tepelný příspěvek PC je zanedba-

telný. S ohledem na dostupné pod-

klady budeme uvažovat jen dva stavy

[i] = 1,2. Rozdělení pQ[1] (hoří jeden TB),

obdrženém z ETA v [2], je na obr. 2a

a vystihuje kterýkoliv ze stavů 4 až 7

z obr. 1. Rozdělení pQ[2] (hoří dva TB,

ať již v paralelní nebo sériové konfigu-

raci) je na obr. 2b. Při stejných tepel-

ných výkonech obou TB a nezávislosti

tepelných zdrojů platí

p q p q q p qq

Q Q Q

[ ] [ ]

( )

[ ]( ) ( )

2

2

1

2 1

1

1

1= ( ) . (1)

(3) Na požární nehody v tunelu nahlí-

žíme jako na realizace Poissonova pro-

cesu s intenzitou λf. Tu lze odhadnout

ze vztahu

5 30 1000

0.2

0.4

0.6 23/38

14/38

1/38

0 200 400 600 800 1000 12000

5

10

15x 105

f t ( ) [Pa]

0 0.5 1 1.5 20

20

40

60

80

100

120

=50 [°C]=100 [°C]=150 [°C]=200 [°C]=250 [°C]=300 [°C]=350 [°C]

10 35 60 105 130 2000

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

529/1444

161/361

49/361

23/722 7/361 1/1444

0 50 100 150 20010

10

10

10( ) [ms 1]

0 200 400 600 800 1000 12000

5

10

15x 106

f c( ) [Pa]

2a

3a

3c

2b

3b

3d

q2 [MW]

pQ

[2] (

q2)

[–]

q1 [MW]

pQ

[1] (

q1)

[–]

Θ [ºC]

f c [

Pa]

p / psat [–]

w [

kg

m–3]

Θ [ºC]

f t [

Pa]

Θ [ºC]

κ [m

s–1

]



Nf

f

AAD365=

TTref

{ }L, (2)

kde Nf je počet požárů za rok zjiště-

ných v tunelech o úhrnné délce Lref při

průměrné hustotě dopravního prou-

du AADT. Dle údajů z Rakouska [2]

λf = 25∙10–9 požárů(vozokm)–1. Data

z Itálie [3], [4] dávají vyšší hodnoty, a to

v poměru 4 : 3 u tří-pruhových : dvou-

-pruhovým tunelům, ale nezahrnují jen

TB, ale i PC.

Na základě těchto údajů a aplika-

cí věty o podmíněných pravděpodob-

nostech odhadneme průměrné riziko

ze vztahu

RISK AADTQ

= { }T p qi

qi

( )[ ]

[ ]

D q x Pi

L

( , )[ ]

ff fd

[ ] [ ]( ) ( ) ( ) ,

i ix x x x (3)

kde T [dny] je čas pro který se rizi-

ko počítá, L [km] je délka tunelu, D[i]

[€, Kč] náklady, které je třeba vynaložit

na odstranění škody. Je třeba zdůraz-

nit, že D[i] je nelineární funkcí požárního

výkonu q, takže jakékoliv zjednodušení

vzorce (3), jakkoli lákavé, nelze obecně

doporučit. Součinitel κ[i] přisuzuje cel-

kovou intenzitu požáru jednotlivým sta-

vům (obr. 1), tj.

f f

[ ] [ ] [ ]

( )

, .i i i

i

= = 1 (4)

MODEL HYGRO-TERMO-

MECHANICKÉHO POŠKOZENÍ

Základem je Künzelův-Kiesslův popis

transportu tepla a vlhkosti [7] vyjádře-

ný vztahy

= +w

t gp

w

td , (5)

= ( )ct

hw

tv

ccg

p hw

tw dd+ , (6)

kde θ [°C] je teplota, p [Pa] pórový tlak,

w [kgm-3] obsah vody, κ [ms–1] perme-

abilita vodní páry, g [ms–2] gravitační

zrychlení, wd [kgm–3] obsah dehydra-

tované vody, ρc [Jm–3K–1] tepelná ka-

pacita, hv [Jkg–1] entalpie odpařování,

hd [Jkg–1] entalpie dehydratace,

cw [Jkg–1K–1] specifická tepelná ka-

pacita vody a λ [Wm–1K–1] je teplot-

ní vodivost. Úloha je výrazně nelineár-

ní, což se projevuje vlivem velmi vyso-

kých teplot zejména na sorpční izoter-

mě (obr. 3a), permeabilitě (obr. 3d), [6],

a na poklesu pevnosti betonu s teplo-

tou (obr. 3b, c), [9]. Další podrobnosti

lze najít v příloze studie [1].

Pro odprysk povrchové vrstvy beto-

nu přijmeme konzervativní podmínku

p ft( ) , (7)

kde ϕ [-] je pórovitost.

Soustava rovnic (5) a (6) se diskreti-

zuje MKP a vzniklá soustava obyčej-

ných diferenciálních rovnic prvního řá-

du se integruje v čase pomocí sché-

matu Crank-Nicolsonové [1], [8].

EXPERIMENTÁLNÍ VALIDACE

MODELU POŠKOZENÍ

Model byl validován na vzorcích o roz-

měrech 2 x 1 x 0,3 m z betonu FiFAC5

s příměsí popílku 230 kgm–3 a vláken

FORTA-FERRO 4,5 kgm–3. Další složky:

CEM I 52,5 R – 230 kgm–3, zrna 0/4 –

705 kgm–3, zrna 4/8 – 130 kgm-3, zrna

8/16 – 865 kgm–3, voda – 150 kgm–3,

vápencový prášek – 40 kgm-3, Gleanium

ACE – 4,2 kgm–3 a POZZUTEC –

12 kgm–3. Vzorky byly podrobeny zá-

těži v peci firmy PAVUS, a. s., ve Vese-

lí nad Lužnicí. Na obr. 4a jsou porovná-

ny naměřené a vypočtené průběhy tep-

lot po hloubce vzorku z [m] v různých

časech trvání tepelné zátěže. Hloub-

ka odprysku 35 mm predikovaná mo-

delem odráží téměř dokonale skuteč-

nost. Na obr. 4b je patrný vývoj tlaku

vodní páry. Jisté odchylky mezi naměře-

ným a vypočteným průběhem teplot po

Obr. 4 a) Porovnání vypočtených a naměřených průběhů teplot po

tloušťce vzorku v různých časech tepelné zátěže (optimalizované

materiálové parametry), b) vývoj pórového tlaku ❚

Fig. 4 a) Comparison of calculated and monitored temperature

evolutions along the thickness of the specimen at different time steps,

b) evolution of pore pressures

Obr. 5 Typický průřez silničního tunelu se dvěma pruhy

❚ Fig. 5 Typical cross-section of the two-lane road tunnel

Obr. 6 a) Vývoj koeficientu c1 v čase, b) vývoj koeficientu c2 po délce

tunelu (H je výška průřezu) ❚ Fig. 6 a) Evolution of dimensionless

coefficient c1 in time, b) evolution of dimensionless coefficient c2 along

the length of the tunnel (H being the height of the cross-section)

Obr. 7 Porovnání rozsahu poškození při různých tepelných výkonech:

a) hloubka odprysku, b) oblast s θ ≥ θ- = 100 [°C]

❚ Fig. 7 Comparison of damage range due to different heat release

rates: a) depth of the spalling zone, b) area with θ ≥ θ- = 100 [°C]

0 0.1 0.2 0.30

200

400

600

800

1000

1200

=20 [min]t

Spalling zone 35 [mm]

t=180 [min]

t=6 [min]

t=60 [min]

0 0.1 0.2 0.30

1

2

3

4

5x 10

5

t=6 [min]t=20 [min]t=60 [min]t=180 [min]

12.3 [m]

4a 4b

5

z [m] z [m]

Θ [

ºC]

p [

Pa]



180 min zátěže i přes optimalizaci ma-

teriálových parametrů lze přičíst na vrub

dvěma faktorům – zanedbání tlaku su-

chého vzduchu (projeví se po dosaže-

ní maxima tlaku vodní páry) a nevystiže-

ní vlivu poškození vzorku na permeabili-

tu vodní páry.

PREDIKCE RIZ IKA – PŘÍPADOVÁ

STUDIE

Pro ilustraci metodiky uvažujme jed-

nosměrný silniční tunel se dvěma pru-

hy na obr. 5. Jako modelovou situa-

ci předpokládejme homogenní doprav-

ní proud, tvořený osmi PC a jedním

TB v pruhu 1, a čtyřmi PC, jedním TB

a jednou sériovou dvojicí TB v pruhu 2.

Abychom mohli ve výpočtech zvážit

délky vozidel, předpokládejme, že dél-

ka PC = Δx, délka TB = 3Δx a délka

sériové dvojice = 7Δx, tj. 2 TB s od-

stupem Δx = 5 m. Bude-li pro jedno-

duchost studie zakázáno přejíždět me-

zi pruhy, není nutno analyzovat stacio-

nární Markovův proces řešením Kol-

mogorových rovnic, nýbrž stačí napřed

spočítat pravděpodobnosti základních

komponent procesu (např. v pruhu 1:

P0 = 191/200 (V), P1 = 8/200 (PC),

P2 = 3/200 (TB)). Pravděpodobnos-

ti možných požárních skladeb (obr. 1)

pak získáme za podmínky nezávislos-

ti proudů v dílčích pruzích jako souči-

ny pravděpodobností základních kom-

ponent procesu v těchto pruzích. Para-

lelní skladbu TB v pruhu 1 a sérii dvou

TB v pruhu 2 hodnotíme jako stav 8 na

obr. 1 s tím, že prvnímu vozidlu ze sé-

rie TB se podařilo požární nehodě unik-

nout. Pravděpodobnost, že alespoň

jedno vozidlo TB je zasaženo požárem,

je takto odhadnuta jako Pf[1] = 0,452 [-]

(součet pravděpodobností stavů 4 až

7) a Pf[2] = 0,548 [-] (stav 8).

Vzorec (3) pro výpočet rizika se za

předpokladu nezávislosti parametrů

na proměnné x zjednoduší na tvar:

RISK AADTf

= { }TL

dam Q=

V q p qq

[ ]

, ,

( ) ( )1

1 1

1 5 30 1001

+[ ] [ ]1 1P

f

+ { }TLf

AADT

[ ]( ) ( )

2

2 2

2

V q p qq

dam Q2==10 35 60 105 130 200, , , , ,

2 2[ ] [ ],P

f (8)

v němž jsme škodu způsobenou kon-

krétním tepelným výkonem qi vyjádři-

li objemem betonu Vdam[i](qi) [m3], jed-

nak ztraceného odpryskem a jednak

znehodnoceného teplotou θ ≥ θ-. K vý-

počtu této veličiny, který jsme naznači-

li v druhé kapitole, jsou nezbytné infor-

mace o vývoji teploty v tunelu v čase

a prostoru (obr. 6a, b):

max(t,, ) ( ) ( )

maxx c t c x=

1 2 . (9)

Bezrozměrné funkce, stejně jako ma-

ximálně možná teplota ve vrcholu klen-

by θmax [°C], byly odvozeny z požár-

ních zkoušek v tunelu v Runehama-

ru. Podle střednice průřezu byl před-

pokládán parabolický průběh teploty

s θmax = 0,5 θmax u paty klenby. Bilanč-

ní rovnice (5) a (6) byly řešeny nume-

ricky MKP pro 2D oblast o rozměrech

0,3 × 520 m, kde d = 0,3 m je tloušťka

ostění a l = 520 m je délka úseku do-

tčeného požárem, a výsledky pak by-

ly interpolovány podél střednice průře-

zu. Pro ilustraci je vyznačen rozsah po-

škozené části ostění ve vrcholu klenby

odpryskem (obr. 7a) a teplotou θ ≥ θ- =

100 [°C] (obr. 7b) jako důsledek účinků

vybraných tepelných výkonů.

Zatímco diskuze o hodnotě θmax ve

vzorci (9) přísluší požárním expertům,

volba maximálně přípustné hodnoty θ- bude záležet na projektantech navrhují-

cích sanaci tunelu. V případě tunelů ra-

žených v horninovém prostředí je k dis-

pozici klenbový účinek obklopujícího

prostředí a volba θ- může být poměrně

odvážná. U hloubených (přesýpaných)

tunelů je situace mnohem vážnější a při

volbě θ- > 100 °C je třeba nejvyšší obe-

zřetnosti. Volba θ- tak výrazně ovlivní

rozsah škod, a tedy i predikované riziko.

Pro určitost jsme zvolili tyto parame-

try: délka tunelu L = 2 km, AADT =

17 000 vozidel.den–1, T = 365 [dnů] =

1 [rok], λf = 30∙10–9 požárů(vozokm)–1.

Protože nejsou k dispozici data o roz-

dělení počtu požárů na skladby s jed-

ním TB (součinitel κ[1]) a se dvěma TB

(κ[2]), jsou na obr. 8b při predikci rizika

uvažovány všechny možné kombinace

těchto součinitelů. Výsledkem je pak

intervalový odhad rizika. Ze vzorce (8)

a obr. 8b tak vychází, že se riziko po-

0 20 40 600

0.2

0.4

0.6

0.8

1 Q = 35 [MW]Q = 105 [MW]Q = 200 [MW]

0 10 20 30 40 500

0.2

0.4

0.6

0.8

1 UpstreamDownstream

6a 6b

0 100 120 200 300 400 5200

0.1

0.2

0.3FireUpstream Downstream Q = 35 [MW]

Q = 105 [MW]Q = 200 [MW]

0 100 120 200 300 400 5200

0.1

0.2

0.3FireUpstream Downstream Q = 35 [MW]

Q = 105 [MW]Q = 200 [MW]

7a

7b

x [m]

z [m

]z

[m]

x [m]

t [min]

c1 (

t) [

–]

x / H [–]

c2 (

x)

[–]



hybuje v rozsahu 19 až 28 m3rok–1. Po-

kud bychom vzali v úvahu celkový ob-

jem ostění dotčeného požárem v délce

520 m, tedy V = 3 463 m3, bylo by re-

lativní riziko vztažené k tomuto objemu

RISKrel = 0,5 až 0,81 %.

ZÁVĚR A DISKUSE

V příspěvku je navržen pragmatický

model jako základ metodiky pro riziko-

vou analýzu tunelů zachvácených po-

žárem. Snahou autorů bylo navrhnout

řešení pokud možno jednoduché, při-

tom však vystihující skutečnost. Model

má proto své přednosti, ale i nedostat-

ky, a to jak po stránce pravděpodob-

nostní, tak materiálové.

Při modelování dopravního proudu

jsme se omezili na stacionární proce-

sy. Podrobnější analýza nestacionár-

ních Kolmogorových rovnic ukázala,

že pro typický proud nastává stacio-

nární stav cca po 200 m od výchozího

stanoviště (světelného návěští). Řešení

nestacionárních procesů je dále pod-

míněno informacemi o intenzitách vý-

měny vozidel mezi pruhy, což se ov-

šem týká i případných simulačních

modelů využívajících dynamických ba-

yesovských sítí apod. Stále neuspoko-

jivé jsou podklady o procentuálním za-

stoupení možných skladeb vozidel za-

chvácených požárem, stejně tak data

o následných požárech po kolizi. Jejich

zahrnutí by navržený model nijak ne-

komplikovalo. V těchto případech bu-

de rizikový analytik nezřídka odkázán

na expertní úsudek. To se týká i vývo-

je intenzity λf po délce tunelu. Z hledis-

ka možné kolize jsou nebezpečné ze-

jména vstupní a výstupní úseky tunelu

(přechod ze světla do tmy a naopak).

Ignorovány by neměly být ani zjedno-

dušující předpoklady modelu poško-

zení. Zanedbání vlivu suchého vzdu-

chu ve směsi s vodní párou by nemělo

být zdaleka tak škodlivé jako zanedbá-

ní změny permeability vodní páry se

vznikem trhlin v betonu. Model alespoň

izotropního poškození se zdá být mož-

ným lékem na tento problém, alespoň

soudě podle posledních prací Majora-

ny a jeho spolupracovníků, např. [10].

Při uvážení všech okolností lze kon-

statovat, že předložený pragmatický

model pro analýzu rizika je použitelný

u dostatečně dlouhých tunelů. Nepo-

chybně vyžaduje vylepšení při odhadu

škody, k níž dojde poblíž portálů. Kro-

mě počítačového modelování proudu

horkého plynu pomocí počítačové dy-

namiky proudění plynů (CFD), která ov-

šem má rovněž svá omezení, lze využít

i možnosti expertní predikce toku plynu

ve směru proudění a proti němu (srov.

s obr. 6a, b).

Tento příspěvek byl vytvořen s finanční podporou

programu Centra kompetence TA ČR,

projekt č. TE01020168.

prof. Ing. Jiří Šejnoha, DrSc.


Ing. Jan Sýkora, Ph.D.


Ing. Eva Novotná, Ph.D.


prof. RNDr. Daniela

Jarušková, CSc.


prof. Ing. Michal

Šejnoha, Ph.D., DSc.


všichni: Fakulta stavební ČVUT v Praze

Obr. 8 a) Objemy tunelového ostění

oslabeného odpryskem a znehodnoceného

teplotou θ ≥ θ-, b) náhodná škoda vzhledem

k počtu požárních nehod ❚

Fig. 8 a) Volumes of the tunnel lining

degraded by spalling and high temperatures

exceeding a limiting value θ ≥ θ-, b) random

damage relative to the number of fire accidents

Literatura:

[1] SÝKORA, J., JARUŠKOVÁ, D.,

ŠEJNOHA, M., ŠEJNOHA, J. Fire risk

analysis focused on damage of the tun-

nel lining. Fire Safety Journal, 2015,

zasláno k recenznímu řízení.

[2] ASFiNAG, Wien, Auswertung der

ASFiNAG-Tunnelbrandstatistik

2006–2012, 2013.

[3] CALIENDO, C., GUGLIELMO, M. L. D.

Evaluation of traffic and fire accidents in

road tunnels, and a cost-benefit analysis.

International Journal of Civil Engineering

Research, 3, 2012, s. 201–222.

[4] CALIENDO, C., GUGLIELMO, M. L. D.,

GUIDA, M. A crash-prediction model

for road tunnels. Accident Analysis &

Prevention, 55, 2013, s. 107–115.

[5] INGASON, H., LNNERMARK, A.,

LI, Y. Z. Runehamar tunnel fire tests,

Tech. rep. SP Technical Research

Institute of Sweden, 2011.

[6] BAŽANT, Z. P., THONGUTHAI, W. Pore

pressure in heated concrete walls: theo-

retical prediction. Magazine of Concrete

Research, 31, 107, 1979, s. 67–76.

[7] KÜNZEL, H. M., KIESSL, K. Calculation

of heat and moisture transfer in exposed

building components. International

Journal of Heat and Mass Transfer, 40,

1, 1996, s. 159–167.

[8] BENEŠ, M., ŠTEFAN, R., ZEMAN, J.

Analysis of coupled transport phenome-

na in concrete at elevated temperatures.

Applied Mathematics and Computation,

239, 2013, s. 7262–7274.

[9] LIE, T. T., KODUR, V. R. Thermal and

mechanical properties of steelfibre-

reinforced concrete at elevated tem-

peratures. Canadian Journal of Civil

Engineering, 23, 4, 1996, s. 511–517.

[10] MAZZUCCO, G., MAJORANA, C. E.,

SALOMONI, V. A. Numerical simulation

of polypropylene fibres in concrete mate-

rials under fire conditions. Computers &

Structures, 154, 2015, s. 17–28.

5 50 100 150 2000

200

400

600

800= 100 [°C]= 200 [°C]= 300 [°C]= 400 [°C]

100 200 300 4000

20

40

60

80

100

120[1] : [2] = 0[1] : [2] = 0[1] : [2] = 0[1] : [2] = 0[1] : [2] = 0

9 : 08 : 07 : 06 : 05 : 0

. .1

. .2

. .3

. .4

. .5

8a 8b

Q [MW] Θ- [ºC]

Vd

am

[m

3]

TL{A

AD

T}λ

f

RIS

K[m

3fire

–1]



ING. FRANTIŠEK TRČKA OSLAVIL 80. NAROZENINYVynikající český stavební in-

ženýr František Trčka oslavil

29. listopadu 2015 osmdesát

let. Narodil se v roce 1935

v Jindřichově Hradci, v letech

1953 až 1958 absolvoval Vy-

sokou školu železniční v Pra-

ze, Fakultu stavební – specia-

lizace Konstrukce a dopravní

stavby. V roce 1958 nastou-

pil na MNV hl. města Prahy ja-

ko referent pro výstavbu škol.

V roce 1959 odešel do Vojenského projektového ústa-

vu v Praze, kde působil jako statik-projektant, později jako

hlavní specialista pro projektování mostů a po roce 1989 ja-

ko technický náměstek. V té době spolupracoval s několika

významnými osobnostmi, jako byli Ing. Václav Mach (dlou-

holetý předseda ČKAIT), Ing. Petr Nezval, Ing. Pavel Husto-

les, Ing. Jiří Plička, CSc., Ing. Milan Komínek, Ing. Karel Je-

rie a mnozí další.

Celoživotní přínosy Ing. Františka Trčky jsou zásadní, pro-

kazující jeho širokou odbornou orientaci. Jde o expertní po-

sudky, statické analýzy a projekty řady významných kon-

strukcí, kde prokázal všestranné hluboké znalosti a skvělou

statickou intuici.

Z jeho činnosti ve Vojenském projektovém ústavu v Praze

lze jmenovat např. originální řešení postupů výstavby kon-

strukcí souvisejících s budováním pražského metra (trasa A

– podchody na Můstku, stanice Dejvická), mosty na Severo-

jižní magistrále v Praze a řadu mostních konstrukcí na dálnici

D1. Z mnoha realizací je možno připomenout lávku přes dál-

nici u Spořilova (v roce 1969 vyznamenána Cenou Prof. Be-

chyně), mosty od Prahy až k Měřínu: patrový most Píšť, Ko-

berovice, Sedlice a řadu dalších, dále letmo montované

mosty Koštov, Stadice a Trmice na dálnici D8 a spolupráci

na zavěšeném mostu v Poděbradech přes Labe na dálnici

D11. Z dalších staveb, které Ing. F. Trčka projektoval, nebo

se na jejich projektech podílel do roku 1992, lze jmenovat

rekonstrukci a dostavbu Ministerstva vnitra na Letné, rekon-

strukci paláce Koruna na Václavském náměstí, hotely Pala-

ce, Forum, Mövenpick a také Palác kultury v Praze.

V osmdesátých letech působil jako externí pedagog

na Fakultě stavební ČVUT v Praze, od devadesátých let byl

předseda komise ČKAIT pro udělování autorizací v oboru

Mosty a inženýrské konstrukce.

V roce 1991 čtyři přátelé, Trčka, Křístek, Jerie a Dobeš, za-

ložili projektovou společnost Křístek, Trčka, spol. s r. o., kte-

rá v devadesátých létech dostala příležitost projektovat kon-

strukce mimořádných parametrů. Je možno jmenovat ze-

jména novou odbavovací halu letiště Praha-Ruzyně (projekt

získal prestižní Cenu Inženýrské akademie České republi-

ky za rok 1998), rekonstrukci budovy České národní ban-

ky v Praze, obytný komplex Kyje-Hutě a další konstrukce.

Ve spolupráci s arch. Pleskotem projektoval Ing. Trčka za-

věšenou lávku přes Berounku v Radotíně, průchod valem

Prašného mostu, nové budovy Metrostavu v Libni, budovu

Generálního konzulátu v Mnichově; ve spolupráci s prof. Ing.

arch. Lábusem rekonstrukci Jízdárny Pražského hradu a re-

konstrukci paláce Langhans; s doc. Ing. arch. Dvořákem

rekonstrukci hlavní budovy Valdštejnského paláce a Vald-

štejnskou jízdárnu; s prof. arch. Hulcem rekonstrukci basti-

onu sv. Maří Magdaleny u Kramářovy vily a sanaci kostela

v Horním Maršově.

Již od svého založení firma pracovala v oblasti historických

staveb Pražského hradu na sanaci Parléřovského schodiš-

tě chrámu sv. Víta, na sanaci vřetenového schodiště v kapli

sv. Kříže, na rekonstrukci Starých zámeckých schodů a dal-

ších. Na koncepci všech těchto zakázek Ing. Trčka spolu-

pracoval.

Ing. František Trčka zasvětil celý svůj život svému oboru.

Vyniká širokým přehledem, intuicí, praktickými zkušenostmi,

vlídným vystupováním a ochotou vždy si najít čas pro od-

borné rady. Dosáhl vynikajících výsledků, uznání odborníků

a obdivu svých spolupracovníků. Získal několik významných

ocenění, např. v roce 1991 mu byla udělena (spolu s kolegy

Ing. Machem a Ing. Komínkem) Národní cena ČR.

Ing. František Trčka v současné době žije na Kladně a stá-

le působí jako odborný konzultant v oboru statika pozem-

ních a inženýrských staveb. Jeho přátelé a spolupracovníci

mu přejí pevné zdraví a elán do dalších let činnosti.

Vladimír Křístek a Čestmír Dobeš

Most Sedlice na dálnici D1 Praha-Brno

Lávka přes silnici R7 u letiště v Praze

google.cz/maps

Nová odbavovací hala Letiště Václava Havla v Praze-Ruzyni

ČESKÁ EXPERIMENTÁLNÍ ZÁTKA V RÁMCI EVROPSKÉHO

PROJEKTU DOPAS ❚ CZECH EXPERIMENTAL PLUG WITHIN

THE EUROPEAN DOPAS PROJECT



Jiří Svoboda

Projekt DOPAS je zaměřen na jednu z kompo-

nent sytému hlubinného úložiště radioaktivních

odpadů – na zátky. Cílem projektu je ověřit

funkčnost návrhu, vhodnost materiálů a přísluš-

né technologické postupy pro zátky hlubinného

úložiště. V rámci projektu je budováno několik

zátek, jedna z nich v ČR. ❚ The DOPAS

project is focused on one of the components

of deep geological repository of radioactive

waste – plugs. The aim of the project is to verify

design, materials and technological procedures

for DGR plugs. Several plugs are being built

within the project, one of them in the Czech

Republic.

Problematika bezpečného uložení vy-

hořelého jaderného paliva a radioaktiv-

ních odpadů je jedním z citlivých témat

dneška. S tím, jak se postupně hro-

madí vyhořelé palivo z jaderných elek-

tráren a další vysoce aktivní odpad, je

nutné nalézt bezpečné dlouhodobé ře-

šení. V současnosti jediným technic-

ky přijatelným a bezpečným řešením je

uložení v hlubinném úložišti (HÚ), kde

je bezpečnost založena na multibarié-

rovém konceptu. Protože dosud žád-

né HÚ není v provozu (první úložiště se

ve světě teprve začínají stavět), je nut-

no dokázat bezpečnost pomocí ex-

perimentů, simulací a bezpečnostních

analýz. Podporu pro tyto činnosti pro-

to představují rozsáhlé výzkumné a de-

monstrační aktivity, jejichž součásti je

i projekt DOPAS (Full Scale Demon-stration of Plugs and Seals).

Projekt je zaměřen na jednu z kom-

ponent sytému hlubinného úložiště ra-

dioaktivních odpadů – na zátky. A to

jak na zátky provozní oddělující pro-

vozované části úložiště od již zaplně-

ných a uzavřených, tak na zátky uzaví-

rající přístupové tunely, chodby a što-

ly. DOPAS je čtyřletý evropský projekt,

na kterém spolupracuje čtrnáct institu-

cí z osmi zemí Evropy – České repub-

liky, Finska, Francie, Holandska, Ně-

mecka, Švédska, Švýcarska a Velké

Británie. Jedná se o národní organiza-

ce, které jsou ve své zemi zodpovědné

za výstavbu HÚ radioaktivních odpadů

(RAO), a výzkumné instituce, které se

na vývoji HÚ podílejí. Koordinátorem

projektu, který probíhá od září 2012, je

jeden z finských partnerů – Posiva Oy.

Cílem projektu je ve skutečném mě-

řítku vystavět čtyři experimentální zát-

ky v různých geologických podmín-

kách – v České republice, Francii, Fin-

sku a Švédsku. Zátky by měly v HÚ

bezpečně oddělovat již zaplněné pro-

story (úložné tunely) od prostor neza-

plněných, resp. uzavírat přístup do HÚ.

Požadovaná funkčnost zátek je nejmé-

ně 100 let. V souvislosti s jejich kon-

strukcí bude nutné navrhnout a ověřit

i příslušné technologické postupy pro

jejich výstavbu a testování.

Česká zátka (EPSP – Experimental

Pressure and Sealing Plug) je vystavě-

na v Podzemní laboratoři Josef, v roz-

rážce SP-59 v oblasti Mokrsko-západ.

Na její konstrukci se podílejí SÚRAO,

Fakulta stavební ČVUT v Praze a ÚJV

Řež, a. s.

PODZEMNÍ LABORATOŘ JOSEF

Štola Josef se nachází asi 60 km jižně

od Prahy u Slapské přehrady. Byla vy-

ražena v letech 1981 až 1991 v rámci

geologického průzkumu zlatonosných

ložisek. Je součástí zlatorudního revíru

Psí hory. Horninové prostředí tvoří sla-

bě metamorfované vulkanické a vulka-

nosedimentární horniny (bazalty, ande-

zity, ryolity, tufy, tufity) pronikané mlad-

šími intruzívními horninami (granodiori-

ty, albitické žuly).

Páteřní chodba prochází SSZ smě-

rem napříč horninovým masivem Vese-

lého vrchu. Na páteřní chodbu navazují

další liniová průzkumná díla s četnými

rozrážkami sledujícími rudní struktury,

částečně s napojením do dalších dvou

pater. Převážná většina (cca 90 %) vý-

lomů není vystrojena. Konec páteř-

ní štoly je s povrchem terénu propojen

135 m vysokým nevystrojeným větra-

cím komínem.

Fakulta stavební ČVUT v Praze zde

v roce 2007 otevřela pracoviště Pod-

zemní laboratoř Josef.

EXPERIMENT EPSP

Současný koncept pro HÚ předpoklá-

dá, že by zátky měly být funkční nejmé-

ně po celou dobu jeho provozu, tzn. že

je nutná životnost nejméně 100 let. Zá-

roveň musí zátky odolat předpokláda-

nému teoreticky možnému maximální-

mu tlaku 7 MPa. Z těchto kritérií vychá-

zí návrh experimentu EPSP.

Současný referenční projekt HÚ v ČR

však zatím neobsahuje podrobnou spe-

cifikaci zátky. Proto byl experiment na-

vržen tak, aby mohl flexibilně otestovat

kandidátní materiály, postupy, funkč-

nost a proveditelnost konstrukce. Vý-

stupy experimentu pak budou sloužit

pro aktualizaci relevantních částí refe-

renčního projektu.

Experiment využívá dvě rozrážky (SP-

55 a SP-59) v oblasti Mokrsko-západ.

V rozrážce SP-59 je vystavěn vlastní ex-

periment a SP-55 je využita pro tech-

nologii a měření. Rozrážky jsou propo-

Obr. 1 Geologická

mapa Podzemní

laboratoře Josef

(založeno na mapě

ČGS 1991) ❚

Fig. 1 Geology

of the Josef

Underground

Laboratory (based

on map by Czech

Geological Survey

1991)

1



jeny vystrojenými vrty pro instrumenta-

ci a tlakování.

Experimentální zátka je navržena ja-

ko vícebariérový systém, který se sklá-

dá ze tří hlavních komponent – vnitřní

zátky ze stříkaného vláknobetonu, ben-

tonitového jádra (těsnění) a vnější zátky

ze stříkaného vláknobetonu (obr. 2). Ce-

lá zátka je namáhána tlakem vody (pří-

padně vzduchu či bentonitové suspen-

ze) z tlakovací komory za vnitřní zátkou.

Případné průsaky jsou sbírány a mo-

nitorovány za bentonitovým těsněním

ve filtru.

Vlastní zátka experimentu EPSP je vy-

stavěna v hostitelském prostředí tonali-

tů. Rozrážka byla před výstavbou dů-

kladně geologicky zmapována a ná-

sledně byla vybrána optimální poloha

pro zátku. Tvar výrubu (klínové vybrá-

ní) byl upraven bez pomoci trhavin. By-

ly použity hydraulické klíny a beztrhavi-

nové expanzní rozpojování.

Aby se eliminoval vliv puklinové sítě

v hostitelském prostředí, byl horninový

masiv k okolí zátky zainjektován, a tím

se jeho vlastnosti přiblížily podmínkám

budoucího HÚ.

Výstavba zátky začala po instalaci tla-

kovacího potrubí reprofilací tlakovací

komory pomocí stříkaného betonu. Ob-

jem tlakovací komory byl snížen tak,

aby komora měla hloubku cca 100 mm.

Povrch komory byl ošetřen těsnicí stěr-

kou. Komoru uzavřela propustná stěna

ze ztraceného bednění, která se sta-

la podkladem pro nástřik vnitřní zátky.

Nástřik komory sloužil zároveň jako test

technologické sestavy před nástřikem

vnitřní zátky.

Vnitřní zátka plní dvě hlavní funkce –

statickou a těsnicí. Jejím účelem je za-

jistit mechanickou stabilitu experimen-

tu, musí tedy být schopna odolat bobt-

nacímu tlaku aktivovaného bentonitu

a tlaku vody v tlakovací komoře. Zá-

roveň musí omezit tok vody z tlakova-

cí komory do bentonitového jádra, aby

nedošlo k jeho rozplavení předtím, než

bude plně aktivován. Tvar zátky (a výru-

Obr. 2 Podélný řez experimentální zátkou ❚ Fig. 2 Longitudinal cross section of the

experimental plug

Obr. 3 a) Překládka betonové směsi u portálu, b) transfer betonové směsi do čerpadla, c) nástřik

vnitřní zátky, d) instalace instrumentace do zátky v pauze mezi nástřiky ❚ Fig. 3 a) Reloading

of concrete mixture at portals, b) transfer of concrete mixture into the pump, c) shotcreting of the

inner plug, d) installation of the instrumentation into the plug

1850

200400

200

2000 1850

200 ~100

3600

925

925

7200

5450

Filtr Bentonitoví

t sn ný

Ztracení

bedn ný

St ýkanř

vláknobeton

Tlakovacý

komora

Hydroizolace

St ýkanř

vláknobeton

Betonoví

tvárnice

2

3a

3c

3b

3d



bu) byl zvolen tak, aby co nejlépe odo-

lával tlakovému namáhání a přenášel jej

do hostitelského horninového prostředí.

Pro vnitřní a vnější zátku byl použit

stříkaný vláknobeton se sníženým pH,

které má omezit možnost poškození

bentonitu výluhem z betonu. Pro do-

sažení sníženého pH byla v betonové

směsi nahrazena značná část cemen-

tu mikrosilikou. Jako rozptýlená výztuž

byla použita skelná vlákna, jejichž funk-

ce spočívala zejména ve snížení množ-

ství trhlin od smrštění a ve zlepšení pev-

nostních charakteristik. Jiná výztuž ne-

byla použita.

Zátka byla realizována mokrým způ-

sobem nástřiku. Válcová pevnost do-

sáhla hodnoty přes 50 MPa. Maximál-

ní teplota uvnitř zátky během hydratace

nepřekročila 55 °C s vrcholem jeden až

dva dny po nástřiku. Chladnutí zátky tr-

valo více než měsíc.

Velikost profilu štoly (štolou projede

pouze jedno vozidlo s možností vy-

hnout se v jedné části páteřní štoly)

a dlouhá dopravní vzdálenost v Pod-

zemní laboratoři Josef zásadně ovlivnila

technologii a logistiku nástřiku. Zároveň

se doprava uvnitř laboratoře ukázala ja-

ko limitující pro rychlost nástřiku.

Nástřik byl proveden kontinuálně

za 23 h pomocí strojní sestavy s trys-

kou na manipulátoru. Rychlost nástři-

ku limitovala omezená rychlost dopra-

vy betonové směsi. Směs k sestavě

dopravovaly od portálů (dopravní vzdá-

lenost 2 km; délka obrátky 40 min)

podzemím střídavě dva domíchávače

o kapacitě 1 m3.

Betonová směs byla vyráběna v TBG

Metrostav v Praze a k portálům převá-

žena autodomíchávači. Po přejímce by-

la směs postupně překládána do ma-

lých domíchávačů pro dopravu k mís-

tu nástřiku.

Po vyzrání vnitřní zátky byl proveden

tlakový test. Na základě jeho výsledků

byla zainjektována kontaktní spára me-

zi zátkou a horninou.

Po dokončení injektážních prací byl in-

stalován hlavní těsnicí element experi-

mentu – bentonitové jádro (obr. 4). Já-

dro tvoří pelety z lisovaného bentonitu

B75, které byly po uložení vibračně hut-

něny (obr. 5). Přístropí, tedy části, kde

nemohlo být použito klasické ukládání

a hutnění, byly zaplněny metodou stří-

kaného jílu opět z bentonitových pe-

letek. Bentonit byl jako těsnicí mate riál

vybrán pro svou bobtnací schopnost

a velmi nízkou propustnost.

Současně s ukládáním bentonitu se

stavěly pomocné separační stěny fil-

tru, neboť vnitřní separační stěna zá-

roveň sloužila jako opora pro ukláda-

ný bentonit. Filtr tvoří štěrk mezi těmi-

to separačními stěnami. Jeho funkcí je

sbírat případné průsaky z experimen-

tu. K tomu je vybaven patním drénem,

který je vyveden skrz vnější betonovou

zátku. Kromě patního drénu je filtr vyba-

ven i tlakovací armaturou. To umožňu-

je v případě potřeby využít filtr i jako tla-

kovací komoru a vyzkoušet zátku v dal-

ších režimech.

Vnější zátka ze stříkaného vláknobeto-

nu má shodný design jako zátka vnitřní.

Jejím primárním účelem je zajistit celko-

vou stabilitu experimentu. Přestože není

v přímém kontaktu s bentonitem, jsou

na ni kladeny stejné požadavky jako

na zátku vnitřní (pro případ, že bude filtr

sloužit pro tlakování). Zátka byla stavě-

na stejným způsobem jako zátka vnitřní.

Obr. 4 Vibrační hutnění uložených pelet ❚

Fig. 4 Vibration compaction of pellets

Obr. 5 Pelety z lisovaného B75 před

a po hutnění ❚ Fig. 5 Pellets from B75

before and after compaction

Obr. 6 Vývoj hydratačního tepla uvnitř

vnitřní zátky ❚ Fig. 6 Development of the

hydration heat in the inner plug

4

6

5



MONITORING A TECHNOLOGIE

Důležitou součástí experimentu je in-

strumentace, která monitoruje chová-

ní jednotlivých komponent již od po-

čátku výstavby. V průběhu výstavby

byl sledován vývin hydratačního tep-

la (obr. 6), rozložení teplot a deforma-

cí (smrštění) uvnitř zátek ze stříkaného

vláknobetonu.

Od spuštění experimentu je navíc

monitorováno chování bentonitového

jádra. Sledují se absolutní tlaky (bobt-

nací tlak a tlak na kontaktu expe-

riment-masiv), pórové napětí a šíře-

ní vlhkosti. Kromě chování vlastního

experimentu je důležité monitorovat

i odezvu masivu pomocí měřicích svor-

níků instalovaných ve vrtech v okolí ex-

perimentu. Celkem je v experimentu,

jeho okolí a technologii měřeno přes

300 hodnot každých 10 min. Veške-

rá měření jsou ihned dostupná on-line

přes webové rozhraní.

Tlakování experimentu zajišťuje elek-

tronicky řízená sestava čerpadel, která

je umístěna ve vedlejší, 25 m vzdálené

rozrážce. Tlakovací médium je do ex-

perimentu přiváděno spojovacími vrty

ústícími do tlakovací komory (a filtru).

Sledování tlaku a množství tlakovacího

média je součástí monitoringu.

ZÁVĚR

Cílem projektu DOPAS a experimentu

EPSP je ověřit funkčnost návrhu, vhod-

nost materiálů a příslušné technologic-

ké postupy pro zátky HÚ. Proto by-

la důležitou součástí experimentální-

ho programu i vlastní výstavba, během

níž byly získávány poznatky o vhod-

nosti jednotlivých technologií pro rea-

lizaci zátek v budoucím HÚ. Dalším,

v současné době probíhajícím krokem

je vlastní tlakování zátky, kdy je ově-

řována funkčnost celého návrhu. Vý-

sledky projektu DOPAS a experimentu

EPSP budou sloužit jako jeden ze vstu-

pů do bezpečnostní analýzy a pro ak-

tualizaci referenčního projektu.

Tento projekt je realizován za finanční podpory

EU sedmého rámcového programu Evropského

společenství pro atomovou energii (Euratom

FP7, smlouva č. 323273, projekt DOPAS)

a z prostředků státního rozpočtu prostřednictvím

Ministerstva školství, mládeže a tělovýchovy ČR

(smlouva č. 7G13002).

Ing. Jiří Svoboda, Ph.D.

Fakulta stavební ČVUT v Praze

Centrum experimentální geotechniky


T E C H N I C K É Ú D A J E ❚

P R E - P R E S S

zlom InDesignpřibalit použitá písma a obrázky

inzerce Acrobat režim CMYK, formát PDF

grafikaPhotoshop (bitmapa)

režim CMYK, formát TIFFmin. rozlišení 300 b/p – fotografiemonochromatický režim, formát TIFFmin. rozlišení 600 b/p – pérovky

Illustrator (vektory) režim CMYK, formát AImédia CD, DVD, USB flash PC / MAC

T I S K

čistý formát (maketa) 210 x 297 mmbarevnost 4 barvy (CMYK)technologie tisku plochý ofsetpapír obálka 250 g/m2 lesklá křída/laminopapír vnitřní strany 150 g/m2 matná křídatiskový rastr / rozlišení 175 lpi / 3810 dpi

INZERCE V BETON TKS PRO VÁS!

F O R M Á T Y ❚

195 x 86,5 180 x 86,5 195 x 61,5 180 x 61,5

71,7 x 259 56,7 x 259 102,5 x 127,5

1/3 A4

87,5 x 127,5

1/4 A4

210 x 297 102,5 x 259 87,5 x 259

1/2 A4 A4

Rozměry inzerátů

jsou čisté. Na spad je třeba přidat 5 mm

195 x 259 180 x 259 195 x 127,5 180 x 127,5

56,7 x 127,5

180 x 41

71,7 x 127,5

195 x 41

1/6 A4

102,5 x 65,8

87,5 x 65,8

1/8 A4

Formát Umístění Cena v KčA4 4. strana obálky 80 000,-A4 3. strana obálky 50 000,-A4 vnitřní strana 35 000,-

1/2 A4 vnitřní půlstrana (na šířku / na výšku) 20 000,-1/3 A4 vnitřní třetina strany (na šířku / na výšku) 15 000,-1/4 A4 vnitřní čtvrtstrana (na šířku / na výšku) 12 000,-1/6 A4 inzerát nebo tisková zpráva 8 000,-1/8 A4 inzerát nebo tisková zpráva 6 000,-

propagační článek – za každou celou stranu

30 000,-

vklad vlastních propagačních materiálů 8 000,-

C E N Í K ❚

Ceny jsou uvedeny bez DPH.Způsob placení: inzerce a PR články jsou placeny na základě faktury vystavené po jejich vytištění v časopise. Klient obdrží současně s fakturou dva výtisky časopisu, v případě záj mu lze přiobjednat větší množství.

S L E V Y : při opakování inzerátu v rámci ročníku . . . . . . . . . . . . . . . – 10 % pro členy SVC ČR, SVB ČR, ČBS ČSSI a SSBK . . . . . . – 15 %při objednání inzerce do konce ledna . . . . . . . . . . . . . – 10 %při objednání celoroční inzerce (6 ks) . . . . . . . . . . . . . . – 5 %

Jiné možnosti či kombinace po dohodě s redakcí.

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

Nepoužívejte prosím formát Corel, ale export pro AI (všechny texty v křivkách, obrázky ve CMYK režimu).

Není možné použít „hotové“ inzeráty z PowerPointu a Wordu.

P Ř Í J E M I N Z E R C E ❚

Beton TKS, s. r. o., Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4tel.: 602 839 429, e-mail: [email protected]

www.betontks.cz

Číslo Hlavní témaRedakční

uzávěrka

Objednání

inzerce

Dodání

podkladů

inzerce

Datum

vydání

1/2016 Pozemní stavby 18. 12. 2015 15. 1. 2016 25. 1. 2016 15. 2. 2016

2/2016Technologie provádění

betonových staveb22. 2. 2016 15. 3. 2016 25. 3. 2016 15. 4. 2016

3/2016 Sanace a rekonstrukce 22. 4. 2016 16. 5. 2016 25. 5. 2016 15. 6. 2016

4/2016 Mosty a dopravní stavby 22. 6. 2016 15. 7. 2016 25. 7. 2016 15. 8. 2016

5/2016 Beton a architektura 22. 8. 2016 15. 9. 2016 23. 9. 2016 14. 10. 2016

6/2016Vodohospodářské

a inženýrské stavby21. 10. 2016 15. 11. 2016 23. 11. 2016 15. 12. 2016

EDIČNÍ PLÁN BETON TKS NA ROK 2016

7 8


B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 5 / 2 0 1 5

Chris M Forsyth

je fotograf, kte-

rý se narodil a ži-

je v kanadském

Montrealu. Miluje

architekturu, de-

sign a městské

prostory: „Na své

každodenní cestě městem si poměr-

ně rychle a důvěrně zvyknete na těch

svých pár stanic metra. Většinou ne-

máte čas vnímat jejich krásu. Stačí se

však jen zastavit a uvědomit si kouzlo

tohoto prostoru.“ Chris M Forsyth po-

stavil poprvé svůj Canon 70D na stativ

v prostorách metra v říjnu 2014. Od té

doby již vyfotil 40 stanic a jak říká: „Do-

kud v pozorování metra budu nachá-

zet inspiraci a radost, fotit nepřestanu.“

Provoz metra v Montrealu byl zahá-

jen v říjnu 1966, rok předtím než měs-

to pořádalo světovou výstavu World

Expo. Na začátku 20. století, kdy se

poprvé objevily hlasy volající po vybu-

dování podzemní dráhy na Montreal-

ském ostrově, chtěli projektanti razit

podzemní dráhu ve vápencovém pod-

loží štíty. V 60. letech 20. století byla

PŘÍŠTÍ STANICE: POHLEDOVÝ BETON NA LINKÁCH METRA

V KANADSKÉM MONTREALU

De La Savane

Square-Victoria-OACI NamurCharlevoix


však skutečná výstavba mnohem pro-

zaičtější – použil se dynamit. Počáteční

síť tří linek zprovozněná mezi léty 1966

až 1967 byla 25,9 km dlouhá. Posled-

ního rozšíření se montrealská síť do-

čkala roku 2007. V současnosti má

systém montrealského metra 68 sta-

nic a čtyři linky, které používají jak ba-

revné, tak číselné označení, s celko-

vou délkou 70 km, resp. 69,2 km. (Pro

srovnání: pražské metro má 58 stanic

na cca 66 km trati.) Většina tras všech

čtyř linek prochází přibližně 15 m pod

povrchem, nejhlubší stanice Charle-

voix se nachází v hloubce 29,6 m.

O výjimečnost montrealských sta-

nic metra se již v 60. letech minulého

století zasadil ředitel urbanistiky měs-

ta Claude Robillard. Podle jeho pionýr-

ského projektu je každá ze stanic kon-

cipována jako jedinečná, proto je ta-

ké pod každou z nich podepsán jiný

architekt. Někteří z nich navrhli stani-

ce jako „obnažené“, bez povrchových

úprav, a nechávají tak působit charak-

ter, strukturu a krásu pohledového be-

tonu (např. stanice De La Savane, Ra-

disson a Assomption).

„Když dnes fotím stanice metra,

s úžasem pozoruji, jak se textura be-

tonu časem mění. Každodenní pro-

voz, graffiti, prach, … to vše půso-

bí na „povrchovou úpravu“ betonu

a ten pak vypráví příběh. Fotografová-

ním stanic se snažím nejen ukázat, jak

dnes stanice metra vypadají, ale také

zachycuji otisky času (někde i téměr

40 let) zapsané v jejich stěnách,“ dopl-

ňuje Chris M Forsyth (více fotografií na

www.chrismforsyth.com).

Připravila Barbora Sedlářová, redakce

Sherbrooke Radisson

LasalleDe l'ÉgliseJarry

Assomption Jean-Drapeau

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA


SEMINÁŘE, KONFERENCE

A SYMPOZIA V ČR

DIAGNOSTIKA A STATIKA HISTORICKÝCH

STAVEB 2016

Seminář

Termín a místo konání: 19. ledna 2016, Brno

• Příklady poruch a jejich statické zhodnocení

• Diagnostika železobetonových konstrukcí

• Specifika v hodnocení památkově

chráněných objektů ad.

Kontakt: www.szk.fce.vutbr.cz

JUNIORSTAV 2016

18. odborná konference doktorského

studia

Termín a místo konání: 28. ledna 2016, Brno

• Pozemní stavitelství

• Konstrukce a dopravní stavby

• Vodní hospodářství a vodní stavby

• Fyzikální a stavebně materiálové inženýrství

• Management stavebnictví

• Geodézie a kartografie

• Soudní inženýrství

• Udržitelná výstavba budov a udržitelný

rozvoj sídel

• Městské inženýrství

Kontakt: http://juniorstav2016.fce.vutbr.cz/

MOSTY 2016

21. mezinárodní sympozium

Termín a místo konání:

21. a 22. dubna 2016, Brno

• Mostní objekty v ČR – výstavba, správa

a údržba, normy

• Mosty v zahraničí

• Mosty v ČR – věda a výzkum

• Mosty v ČR – projekty a realizace

Kontakt: http://www.sekurkon.cz/kurz/9973

PODZEMNÍ STAVBY PRAHA 2016

13. mezinárodní konference

a

EETC 2016

3. Východoevropská tunelářská

mezinárodní konference


23. až 25. května 2016, Praha

• Konvenčně ražené tunely

• Mechanizovaně ražené tunely

• Ostatní podzemní stavby a úložiště

• Geotechnický průzkum a monitoring

• Numerické modelování, vývoj a výzkum

• Vybavení, bezpečnost provozu a údržba

• Rizika, smluvní vztahy a financování

• Historická podzemní díla a rekonstrukce

Kontakt: www.pspraha.cz

CENTRAL EUROPE TOWARDS

SUSTAINABLE BUILDING 2016 – CESB16



22. až 24. června 2016, Praha

• Sustainable renovation of existing building

stock

• Industrial heritage regeneration

• Sustainable urban development

• Building design process

• Materials and technologies for sustainable

buildings

• Decision-support tools and assessment

methods

Kontakt: www.cesb.cz

ZKOUŠENÍ A JAKOST VE STAVEBNICTVÍ

9. konference


15. a 16. září 2016, Brno

Kontakt: www.zkouseniajakost.cz

23. BETONÁŘSKÉ DNY

Konference s mezinárodní účastí

Termín a místo konání: 30. listopadu

a 1. prosince 2016, Litomyšl

Kontakt: www.cbsbeton.eu

(detaily budou upřesněny)

ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA

ADVANCES IN CEMENT AND CONCRETE

TECHNOLOGY IN AFRICA – ACCTA

Mezinárodní konference

Termín a místo konání: 27. až 29. ledna 2016,

Johannesburg, Jižní Afrika

Kontakt: www.accta2016.com

INTERNATIONAL CONCRETE

CONFERENCE & EXHIBITION – ICCX

CENTRAL EUROPE

Mezinárodní konference a veletrh

Termín a místo konání: 11. a 12. února 2016,

Ossa, Polsko

Kontakt: www.iccx.org

CREEP BEHAVIOUR IN CRACKED

SECTIONS OF FIBRE REINFORCED

CONCRETE – FRC-CREEP 2016

Mezinárodní workshop RILEM

Termín a místo konání: 9. až 10. března 2016,

Valencie, Španělsko

Kontakt: www.frc-creep-2016.webs.upv.es

ULTRA-HIGH PERFORMANCE CONCRETE

AND HIGH PERFORMANCE MATERIALS

4. mezinárodní sympozium

Termín a místo konání: 9. až 11. března 2016,

Kassel, Německo

Kontakt: http://hipermat.uni-kassel.de

BRIDGES AND STRUCTURES

SUSTAINABILITY – SEEKING

INTELLIGENT SOLUTIONS

konference IABSE

Termín a místo konání: 8. až 11. května 2016,

Guangzhou, Čína

Kontakt: www.iabse.org/Guangzhou2016

FRACTURE MECHANICS OF CONCRETE

AND CONCRETE STRUCTURES –

FRAMCOS – 9


Termín a místo konání: 28. května

až 1. června 2016, Berkeley, California, USA

Kontakt: www.framcos.org

CONCRETE SUSTAINABILITY – ICCS16



13. až 15. června 2016, Madrid, Španělsko

Kontakt: www.iccs16.org

CONCRETE SOLUTIONS 2016

(concrete repair)


Termín a místo konání: 20. až 22. června

2016, Thessaloniki, Řecko

Kontakt: www.concrete-solutions.info

BRIDGE MAINTENANCE, SAFETY

AND MANAGEMENT – IABMAS2016



26. až 30. června 2016,

Foz do Iguaçu, Brazílie

Kontakt: www.iabmas2016.org

fib PH.D. SYMPOSIUM

IN CIVIL ENGINEERING

11. mezinárodní symposium


29. až 31. srpna 2016, Tokio, Japonsko

Kontakt: www.concrete.t.u-tokyo.ac.jp

/fib_PhD2016/

CONCRETE UNDER SEVERE CONDITIONS

– ENVIRONMENT & LOADING – CONSEC

2016


Termín a místo konání: 12. až 14. září 2016,

Lecco, Itálie

Kontakt: www.consec.com

FIBRE REINFORCED CONCRETE

– BEFIB 2016

9. mezinárodní sympozium RILEM


Vancouver, Kanada

Kontakt: www.rilem.org

CHALLENGES IN DESIGN

AND CONSTRUCTION

OF AN INNOVATIVE

AND SUSTAINABLE BUILT

ENVIRONMENT

19. kongres IABSE


Stockholm, Švédsko

Kontakt: www.iabse.org/Stockholm2016

ARCH BRIDGES IN CULTURE

– ARCH 2016


Termín a místo konání: 5. až 7. října 2016,

Wroclaw, Polsko

Kontakt: http://arch16.pwr.edu.pl/

PERFORMANCE-BASED

APPROACHES FOR

CONCRETE STRUCTURES

fib symposium 2016


21. až 23. listopadu 2016,

Kapské Město, Jižní Afrika

Kontakt: www.fibcapetown2016.com

HIGH TECH CONCRETE:

WHERE TECHNOLOGY

AND ENGINEERING MEET!

fib symposium 2017


12. až 15. června 2017, Maastricht,

Nizozemsko

Kontakt: www.fibsymposium2017.com

fib CONGRESS 2018


6. až 12. října 2018,

Melbourne, Austrálie

Kontakt: www.fibcongress2018.com


Firem

ní p

reze

nta

ce

Firem

ní p

reze

nta

ce

Firem

ní p

reze

nta

ce

Firem

ní p

reze

nta

ce

Získejte titul na beton!

betonuniversity.czVypsané semináře v 7. ročníku Beton University jsou zařazeny do akreditovaných vzdělávacích programů v projektech celoživotního vzdělávání ČKAIT i ČKA.

Beton a produkty pro bytovou

a občanskou výstavbu

3. 3. 2016 Ústí nad Labem

10. 3. 2016 Ostrava

Betony pro moderní stavby

a design

17. 3. 2016 Brno

Documents

ZAKLÁDÁNÍ A PODZEMNÍ STAVBY - betontks.cz · Hescon / 63 BASF / 67 ... jazyku, mohli bychom mu dát za povinnost odevzdat daňové přiznání v angličtině a zaplatit ho v eurech