Upload
others
View
8
Download
0
Embed Size (px)
Citation preview
6/2013
T R V A N L I V O S T A Ž I V O T N O S T
B E T O N O V Ý C H K O N S T R U K C Í
S P O L E Č N O S T I A S V A Z Y
P O D P O R U J Í C Í Č A S O P I S
SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR
K Cementárně 1261, 153 00 Praha 5
tel.: 257 811 797, fax: 257 811 798
e-mail: [email protected]
www.svcement.cz
SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR
Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4
tel.: 246 030 153
e-mail: [email protected]
www.svb.cz
SDRUŽENÍ PRO SANACE
BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ
Sirotkova 54a, 616 00 Brno
tel.: 541 421 188, fax: 541 421 180
mobil: 602 737 657
e-mail: [email protected]
www.sanace-ssbk.cz, www.ssbk.cz
ČESKÁ BETONÁŘSKÁ
SPOLEČNOST ČSSI
Samcova 1, 110 00 Praha 1
tel.: 222 316 173
fax: 222 311 261
e-mail: [email protected]
www.cbsbeton.eu
C O N A J D E T E V T O M T O Č Í S L E
26 / PŘEPRAVA BETONU PŘI STAVBĚ
LANOVKY NA SNĚŽKU
46 / MOŽNOSTI A OMEZENÍ
RECYKLACE BETONU
/3NAVRHOVÁNÍ ZAMĚŘENÉ NA ŽIVOTNOST:
IMPLEMENTACE ZÁSAD ZAHRNUTÝCH
V MODEL CODE 2010 DO PROVOZNÍ
NORMY ISO 16204
/30TENKOSTĚNNÝ SENDVIČOVÝ SYSTÉM
Z VYSOKOHODNOTNÉHO BETONU
VYZTUŽENÉHO ČEDIČOVÝMI VLÁKNY
12 / RODINNÝ DŮM POSTAVENÝ Z LEHKÉHO MONOLITICKÉHO
TEPELNĚ-IZOLAČNÍHO BETONU
36 / OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU
– 10. VNÚTORNÉ OŠETROVANIE
A ELEKTRICKÉ CHARAKTERISTIKY
BETÓNU
16 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
ROČNÍK: třináctý
ČÍSLO: 6/2013 (vyšlo dne 16. 12. 2013)
VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ
VYDÁVÁ BETON TKS, S. R. O., PRO:
Svaz výrobců cementu ČR
Svaz výrobců betonu ČR
Českou betonářskou společnost ČSSI
Sdružení pro sanace betonových konstrukcí
VYDAVATELSTVÍ ŘÍDÍ: Ing. Michal Števula, Ph.D.
ŠÉFREDAKTORKA: Ing. Jana Margoldová, CSc.
PRODUKCE: Ing. Lucie Šimečková
REDAKČNÍ RADA:
Prof. Ing. Vladimír Benko, PhD., Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, Prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (před seda), Prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místo předseda), Ing. Jan Hrozek, Ing. Jan Hutečka, Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, Doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D., Doc. Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada Mazurová, Doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D., Ing. Hana Némethová, Ing. Milena Paříková, Petr Škoda, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.
GRAFICKÝ NÁVRH: 3P, spol. s r. o.Staropramenná 21, 150 00 Praha 5
SAZBA: 3P, spol. s r. o.Staropramenná 21, 150 00 Praha 5
ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic
TISK: Libertas, a. s.Drtinova 10, 150 00 Praha 5
ADRESA VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE:
Beton TKS, s. r. o.
Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4
www.betontks.cz
VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE:
Beton TKS, s. r. o.
Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4
www.betontks.cz
Redakce a inzerce: 604 237 681
e-mail: [email protected]
Předplatné (i starší výtisky): 602 839 429
e-mail: [email protected]
ROČNÍ PŘEDPLATNÉ:
základní: 720 Kč bez DPH, 828 Kč s DPH
snížené – pro studenty a nově i seniory nad 70 let: 270,- Kč bez DPH, 311 Kč s DPH
pro slovenské předplatitele: 28 EUR bez DPH, 32,20 EUR s DPH(všechny ceny jsou včetně balného a distribuce)
Vydávání povoleno Ministerstvem
kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157
ISSN 1213-3116
Podávání novinových zásilek povoleno
Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne 23. 11. 2000
Za původnost příspěvků odpovídají autoři.Označené příspěvky byly lektorovány.
FOTO NA TITULNÍ STRANĚ:
Vrtná plošina Troll A v Severním moři, Photo: ABB (Dag Myrestrand).
BETON TKS je přímým nástupcem časopisů
Beton a zdivo a Sanace.
O B S A H ❚ C O N T E N T
RO
ČÍS
VY
VY
Sva
Sva
Če
Sd
VYIng
ŠÉIng
PRPRRRRPRRRRRR
RE
ProDoHájHoIngIngnDoKotDoNééééIngIIngnnngCSCSVes
GR
ÚVODNÍKJana Margoldová / 2
TÉMA
NAVRHOVÁNÍ ZAMĚŘENÉ NA ŽIVOTNOST:
IMPLEMENTACE ZÁSAD ZAHRNUTÝCH
V MODEL CODE 2010 DO PROVOZNÍ
NORMY ISO 16204
Steinar Helland / 3
STAVEBNÍ KONSTRUKCE
RODINNÝ DŮM POSTAVENÝ Z LEHKÉHO
MONOLITICKÉHO TEPELNĚ-IZOLAČNÍHO
BETONU
Luděk Rýzner, Jiří Vincenc, Pavel Hladík, Michala Hubertová / 12
MATERIÁLY A TECHNOLOGIE
TRVANLIVOST LEHKÉHO KONSTRUKČNÍHO
BETONU
Michala Hubertová / 18
POŽADAVKY NA SLOŽENÍ BETONU
VYPLÝVAJÍCÍ ZE SPECIFIKACE BETONU
– PROBLÉMY A ALTERNATIVY
Robert Coufal / 22
PŘEPRAVA BETONU PŘI STAVBĚ LANOVKY
NA SNĚŽKU
Jan Veselý / 26
TENKOSTĚNNÝ SENDVIČOVÝ SYSTÉM
Z VYSOKOHODNOTNÉHO BETONU
VYZTUŽENÉHO ČEDIČOVÝMI VLÁKNY
Kamil Hodický, Thomas Hulin / 30
OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU –
10. VNÚTORNÉ OŠETROVANIE A ELEKTRICKÉ
CHARAKTERISTIKY BETÓNU
Peter Briatka, Peter Makýš / 36
VĚDA A VÝZKUM
MOŽNOSTI POUŽITÍ POČÍTAČOVÉ
TOMOGRAFIE (CT) KE STUDIU BETONU
Éva Lublóy, György L. Balázs / 43
MOŽNOSTI A OMEZENÍ RECYKLACE BETONU
Anette Müller / 46
NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE
POROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ STATICKÉHO
MODULU PRUŽNOSTI V TLAKU RŮZNÝCH
RECEPTUR S HODNOTAMI UVEDENÝMI
V ČSN 1992-1-1
Petr Huňka, Karel Kolář, Jiří Kolísko / 53
ČTVRTÁ ZMĚNA ČSN EN 206-1
Michal Števula / 55
TRVANLIVOST: EN 206 – KONCEPT
K-HODNOTY – MODELOVÁNÍ
Markéta Chromá, Pavla Rovnaníková, Břetislav Teplý / 56
AKTUALITY
PROF. ING. BŘETISLAV TEPLÝ, CSC. –
OSMDESÁTILETÝ / 45
VLADIMÍR KŘÍSTEK 75 LET / 60
PROF. ING. TOMÁŠ VANĚK, DRSC.,
ZEMŘEL / 61
ŽIVOTNÍ JUBILEUM PROF. ING. ALENY
KOHOUTKOVÉ, CSC., FENG. / 62
NĚMECKÝ TRANSPORTBETON
PRODUKUJE 46 MIL M3 / 63
SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA / 64
FIREMNÍ PREZENTACE
CEMEX A VUT V BRNĚ SPOLUPRACUJÍ / 11
Dlubal Software / 35
Betosan / 39
XYPEX / 55
TAZUS / 57
Červenka Consulting / 59
Construsoft / 61
FINE / 63
Krampe Harex / 3. strana obálky
Beton University / 3. strana obálky
SVC ČR / 4. strana obálky
VÁŽENÉ ČTENÁŘKY, VÁŽENÍ ČTENÁŘI,
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 3
Ú V O D N Í K ❚ E D I T O R I A L
právě otevírané číslo časopisu
je zaměřené na trvanlivost beto-
nu a životnost betonových kon-
strukcí, které se v posledních le-
tech dostávají do popředí zájmu.
Jsou i důvodem k novému přístu-
pu k navrhování nových betono-
vých konstrukcí – nejde již pou-
ze o návrh konstrukce odolávají-
cí s jistou bezpečností předpoklá-
danému zatížení, ale je zde nový
požadavek, aby to bylo zajiště-
no po stanovenou dobu. Tato doba se v souladu s přístupem
k ochraně životního prostředí a omezování čerpání přírodních
zdrojů postupně prodlužuje, u významných konstrukcí, např.
velkých mostů, se uvažuje o 200 letech.
Historie betonu a jeho role v architektuře a stavitelství je
dlouhá, táhne se od starověkých Římanů a některé památky
té doby stojí dodnes. Jedním z výrazných bodů této historie
byla ztráta reputace betonu, ke které došlo ve světě v druhé
polovině 70. let (u nás se to mohlo veřejně přiznat až na za-
čátku 90. let). My se z toho vzpamatováváme dodnes, zatím
co ve světě obliba betonu od 90. let rychle narůstala. Jedním
z důvodů deziluze z betonu v 70. letech bylo právě nenaplně-
né očekávaní o jeho trvanlivosti. Na počátku 30. let, kdy řa-
da architektů začala „experimentovat“ s betonem monolitic-
kým či prefabrikovaným, se vytvořila představa, že beton, po-
dobně jako kámen, má téměř neomezenou životnost. V tom-
to pro beton příznivém období vznikla řada pozoruhodných
staveb: z jeho konce uveďme Le Corbusierovy Unite d´habi-
tation v Marseilles a vládní budovy v Chandigharu či Utzono-
vu Operu v Sydney. Na druhou stranu byla v předválečném
období obdivu k možnostem betonu a v rámci poválečné ob-
novy a usilovného budování světlých zítřků navržena a po-
stavena řada staveb, které měly mnohem nižší architekto-
nickou úroveň. Hrubý a drsný betonový povrch jejich fasád,
ne vždy dobře provedených a rychle tmavnoucích ve špat-
ném prostředí velkých měst a průmyslových aglomerací, při-
spěl k růstu negativních konotací betonu v architektuře, kte-
ré postupně vedly až k výrazné antipatii k betonu mezi veřej-
ností. Původní nenaplněná očekávání totiž vzešla ze světlých
vzdušných funkcionalistických staveb a představy, že beton
nestárne, zůstává stejný jako bezprostředně po dokončení.
Proces stárnutí nebýval v návrhu a projektu vůbec zohledněn.
Po útlumu betonového stavitelství v 70. a 80. letech nasta-
lo v 90. letech 20. století jeho nové celosvětové oživení. Stojí
za ním zejména vývoj nových technologií opírajících se o roz-
sáhlý výzkum chování materiálu a jeho jednotlivých složek
od počátků přípravy betonové směsi až po stárnutí konstruk-
ce vystavené různým typům zatížení mechanických, tepel-
ných nebo chemických. Podařilo se objasnit a vysvětlit různé
projevy a příčiny degradace materiálu a na jejich základě při-
stoupit k vývoji technologií výroby betonu a procesu návrhu
betonových konstrukcí tak, aby je bylo možno jednou stavět
na klientem stanovenou dobu životnosti.
K výzkumu a vývoji inovativních průmyslových technolo-
gií, které umožňují zvyšovat konkurenceschopnost produkce
na mezinárodních trzích, se přistupuje v různých zemích růz-
ně. Vyspělé lidnaté země, Francie, Německo, Velká Británie
ad., mají každá řadu výzkumných center, která spolu vzájem-
ně soupeří o nalezení nejvhodnějšího řešení daného problé-
mu. Je otázkou, zda je takové soupeření přínosné i v zemích
s menším počtem obyvatelstva a není naopak vhodnější pro-
středky na výzkum soustředit. Lepší finanční zajištění potom
dovolí pořídit si lepší přístrojové vybavení do laboratoří, při-
pravovat více zkoušek a ve větším rozsahu, a získávat tak ví-
ce informací o materiálu a jeho chování. Velmi mne překvapi-
lo, když jsem postupně zjistila, že jen na pražské stavební fa-
kultě se vyvíjí vysokopevnostní a ultra vysokopevnostní beton
v několika více méně nezávislých skupinách spojených s růz-
nými stavebními firmami, další nepochybně jsou na staveb-
ních fakultách v Brně a Ostravě. Neznám důvody tohoto sta-
vu, ale pro člověka „z venku“ je to těžko pochopitelné. Přiná-
ší toto soupeření opravdu rychlejší a kvalitnější výsledky nebo
je to luxus, na který doplácíme? Pro zamyšlení uvádím popis
norského výzkumu v oblasti betonového stavitelství publiko-
vaný Norskou betonářskou společností v roce 2013:
„...Ačkoliv je norský průmysl i státní podniky až na několik vý-
jimek hodně segmentovaný a individualizovaný, typickým ry-
sem norského výzkumu a vývoje v oblasti betonového stavi-
telství jsou společné projekty a programy, např. vývoj vysoko-
pevnostního betonu (HSC) a lehkého vysokopevnostního be-
tonu (HSLWC) v 80. a 90. letech. I v současnosti jsou inova-
ce hlavním tahounem R & D projektů. Začátkem roku 2005
Norská rada pro výzkum (Research Council of Norway) vy-
dala výzvu pro přihlášení projektů „Výzkumných center pro
inovace“ (Centers for Research-based Innovation – CRI), ja-
ko nástroje povzbuzení zájmu průmyslu o inovace. Účelem
CRI je vybudovat výzkumná centra v těsné spolupráci s part-
nery z průmyslu i veřejného sektoru zaměřeného na inovace.
Předmětem je podpora dlouhodobého výzkumu směřujícího
k zvýšení inovativnosti norské průmyslové produkce, zvýše-
ní její konkurenceschopnosti a rovněž podpora norské účas-
ti ve významných mezinárodních výzkumných strukturách.
V roce 2006 bylo radou vybráno čtrnáct center zaměřených
na výzkum nových technologií a produktů vysokého meziná-
rodního kalibru. Pouze jedno z nich bylo zaměřeno na techno-
logii materiálu a stavebnictví. Bylo jím COIN – COncrete INo-
vation centre (www.coinweb.no), které dostalo vysoké hod-
nocení za vědeckou kvalitu a kreativní potenciál. To je zřej-
mé přiznání důležitosti betonu v moderní společnosti a uzná-
ní kvalit a významnosti norského betonářského výzkumu. CRI
betonu bylo výsledkem dlouhodobé strategické spolupráce
Norské betonářské společnosti, SINTEF (The Foundation for
Scientific and Industrial Research) a významných stavebních
společností. Aktivity COIN jsou organizovány ve třech hlav-
ních oblastech dle současných potřeb společnosti, průmy-
slu a ochrany prostředí: 1 – betonové konstrukce přátelské
k prostředí (pojiva s nízkými emisemi a redukovanou spotře-
bou přírodních zdrojů, užití betonu v konceptu nízkoenergetic-
kých staveb), 2 – konstrukce ekonomicky konkurenceschop-
né (robustní a vysoce tekutý beton s řízenou kvalitou povrchu,
duktilní beton s vysokou pevností v tahu, vysoká kvalita pís-
ků a kameniva pro betony) a 3 – chování betonu (konstrukce
s omezenými trhlinami, životnost, konstrukční chování).“
Na webových stránkách jsou přístupné všechny podstat-
né informace k projektům. Pro umožnění mezinárodní spo-
lupráce a zajištění kontroly je většina vydávaných dokumen-
tů v angličtině.
Rozvahu, zda je v českém prostředí lepší koncentrace či
soupeření, nechť si čtenář udělá sám.
Jana Margoldová
NAVRHOVÁNÍ ZAMĚŘENÉ NA ŽIVOTNOST: IMPLEMENTACE
ZÁSAD ZAHRNUTÝCH V MODEL CODE 2010 DO PROVOZNÍ
NORMY ISO 16204 ❚ DESIGN FOR SERVICE LIFE:
IMPLEMENTATION OF MODEL CODE 2010 RULES IN THE
OPERATIONAL CODE ISO 16204
36 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
T É M A ❚ T O P I C
Steinar Helland
CEB/FIP Model Code 1990 (MC-1990) [1] reprezentoval technologie
a zaměření tak, jak byly aktuální před dvaceti lety. Brzy se ukázalo, že
dokument má v některých oblastech významné mezery. V roce 1995 valné
shromáždění obou organizací schválilo dokument publikovaný v CEB/FIP
bulletinu č. 228 [2], rozšíření MC 1990 o vysokopevnostní beton a v roce
2000 bylo publikováno podobné rozšíření MC 1990 pro beton z lehkého
kameniva jako bulletin č. 4 [3]. V roce 2006 fib schválil k používání Model
Code pro navrhování dle životnosti (MC SLD) publikovaný v bulletinu č. 34
[4]. Všechna uvedená (tři) rozšíření postupně vyzrála a jsou v současnosti
zahrnuta v novém fib Model Code 2010 (MC-2010) [5, 6 a 7]. Hlavním cílem
přípravy fib Model Code je vytvořit modelovou normu, která slouží v dalším
období jako podklad pro zpracování konečných návrhových a prováděcích
norem. Odpovídajícím protějškem k organizaci, jako je fib, je celosvětově
rozšířené ISO. Iniciativa shrnutá v MC SLD byla proto dále rozpracována
v ISO TC-71/SC-3/WG-4 a během léta roku 2012 byla přijata jako norma
ISO 16204 „Trvanlivost – Návrh životnosti betonových konstrukcí“ [8].
Podle závazků stanovených smlouvou WTO (Světová obchodní organiza-
ce) o technických bariérách v obchodu [9] se očekává, že uvedené principy
budou implementovány do národních a regionálních standardů. Článek
popisuje potřebu standardní metodologie pro navrhování na životnost
a proces, který vyvolala skupina nadšenců prostřednictvím organizace fib
před deseti lety a který nyní konečně dospěl k mezinárodnímu konsenzu
v ISO. ❚ CEB/FIP Model Code 1990 (MC-1990) [1] did represent the
technology and focus some 20 years ago. It soon became evident that the
document had some important lacunas. In 1995 the General Assemblies in
the two organisations endorsed CEB/FIP bulletin no. 228 [2], extensions to
MC 1990 for high strength concrete and in 2000 a similar extension to MC
1990 for lightweight aggregate concrete as bulletin no. 4 [3]. In 2006, fib
approved bulletin no. 34 Model Code for Service Life Design (MC SLD) [4].
All these three extensions have since matured and are today incorporated
in the new fib Model Code 2010 (MC-2010) [5, 6, 7]. The main purpose
for a fib Model Code is to act as a model for operational standards. The
obvious counterpart for a body like fib operating world-wide is ISO. The
initiative taken by MC SLD has therefore further matured in ISO TC-71/
SC-3/WG-4 and was accepted as ISO 16204 “Durability – Service Life
Design of Concrete Structures” [8] during summer 2012. According to
the obligations given in WTO Agreement on technical barriers to trade [9],
it is hoped that these principles will be further implemented in national
and regional standards. This article describes the need for a transparent
methodology when dealing with service life design and the process,
originating from a group of enthusiasts one decade ago, through fib and
finally reaching international consensus in ISO.
VÝCHOZÍ S ITUACE
Trvanlivost betonových konstrukcí, a zvláště nedostatečná
trvanlivost, byla v posledních dekádách v centru pozornosti
společnosti obecně. Rostoucí potřeby oprav se staly výzvou
pro stavební průmysl.
Tradiční přístup většiny národních či regionálních betonář-
ských norem se zaměřuje na zajištění určité návrhové život-
nosti pomocí mezních hodnot kompozice materiálu a geo-
metrie konstrukce, které vychází z názorů odborníků za-
stoupených v normotvorné skupině.
Tento přístup však má určité slabiny, např.:
• Často je nejasné, které podmínky vyjadřují konec život-
nosti.
• Požadovaná úroveň spolehlivosti je v návrhu často nejas-
ná.
• Kritéria by měla být založena na dlouhodobých praktic-
kých zkušenostech. Pro nové materiály a konceptuální ná-
vrh však jsou takové zkušenosti nedostupné a koncept se
sledováním životnosti delším než 50 let je užíván zřídka.
V roce 1998 skupina evropských nadšenců, všichni dlou-
hodobě činní v CEB a FIP, podepsala s Evropskou komi-
sí kontrakt na vývoj společné platformy pro návrh betono-
vých konstrukcí se zaměřením na trvanlivost, který bude za-
hrnovat stejné prvky a filozofii jako moderní návrh konstruk-
cí. Tato evropská síť byla nazvána „DuraNet“ a kontrakt bě-
žel do roku 2001.
Účastníci (z Evropy a Severní Ameriky) závěrečného
workshopu „DuraNet“, který se konal v roce 2001 v nor-
ském Tromsø, vypracovali plán postupu pro standardizaci
nové metodologie a její celosvětové přijetí v betonovém sta-
vebnictví (obr. 1).
Zdálo se tedy, že ISO je pro tuto činnost nejvhodnější pro-
středí.
Někteří členové naší skupiny se proto zúčastnili zasedání
ISO TC-71 na podzim roku 2001 v Norsku a představili tam
naše vize. Členové TC-71, která je zodpovědná za normali-
zaci v oblasti betonu na půdě ISO, podpořili naši iniciativu,
Obr. 1 Duranet workshop v Tromsø, 2001, který přišel s „cestovním
plánem“, jak implementovat mezní stavy a na spolehlivosti založený
návrh životnosti do norem ❚ Fig. 1 The Duranet workshop in
Tromsø, 2001, coming up with a road-map for how to implement limit
state and reliability based service life design in standards1
4 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
T É M A ❚ T O P I C
ale dali nám na vědomí, že ISO obvykle vychází ve své čin-
nosti z již existujících dokumentů. Proto jsme se společně
rozhodli požádat mezinárodní betonářskou federaci fib (kte-
rá v té době vznikla sloučením aktivit CEB a FIP) o vypraco-
vání vhodné předlohy pro normu.
Na půdě fib byla z předních odborníků z Evropy, Sever-
ní a Jižní Ameriky a Japonska ustanovena Pracovní skupina
5.6 (Task Group – TG 5.6).
V roce 2006 byl valným shromážděním fib schválen v Nea-
poli fib „Model Code pro návrh podle životnosti“ (bulletin
č. 34).
fib TG 5.6 předsedal prof. Peter Schiessl z Německa. Dal-
šími členy komise byli Gehlen (Německo), Baroghel-Bou-
ny (Francie), Bamforth (Velká Británie), Corley (USA, sou-
časný předseda ISO TC-71), Faber (Dánsko), Helene (Brazí-
lie), Ishida (Japonsko), Markeset (Norsko), Nilsson (Švédsko),
Rostam (Dánsko) a Helland (Norsko).
Komise se brzy rozhodla vytvořit paralelní dokument
k ISO 2394 „General principles on reliability for structu-
res“ [10] (ČSN ISO 2394 Obecné zásady spolehlivosti kon-
strukcí). Tato norma tvoří dnes referenci pro fib MC-2010
a nejmodernější normy pro navrhování konstrukcí. ISO 2394
je také zdrojovým dokumentem pro evropský Eurocode-0
„Basis of structural design“ (EN 1990) [11] (ČSN EN 1990
(730002) Zásady navrhování konstrukcí).
fib potom založil svůj přístup na mezních stavech (MS)
a konceptu spolehlivosti.
Tento přístup uznává, že povaha časově závislé degrada-
ce betonových konstrukcí musí být vyjadřována statistickým
způsobem ze dvou důvodů:
• přirozeného rozptylu materiálových vlastností,
• rozptylu v meso- i mikroklimatických podmínkách, kterým
je betonová konstrukce vystavena.
Od roku 2006 fib skupina připravující MC-2010, Special
Activity Group no. 5, úzce spolupracuje s ISO TC-71/SC-3/
WG-4.
Na jaře roku 2013 (v době, kdy vyšla angl. verze toho-
to článku v Structural Concrete Vol. 14, March 2013, pozn.
red.) byl fib MC-2010 dokončován včetně částí zahrnujících
návrh dle životnosti.
V létě roku 2012 získala norma ISO 16204 „Durability –
Service life design of concrete structures“ pozitivní meziná-
rodní podporu.
Tyto dva dokumenty jsou dnes, s výjimkou obalu a odka-
zů, téměř identické pohledem na návrh konstrukcí podle ži-
votnosti.
PŘÍSTUP VĚTŠINY NOREM K NÁVRHU ŽIVOTNOSTI
Ustanovení k zajištění dostatečné trvanlivosti jsou dnes běž-
ně zahrnuta v betonářských normách. V Evropě je trvanlivost
stále vnímána jako národní specifikum a předpokládá se, že
ustanovení, která se k ní vážou, budou součástí národní pří-
lohy k evropské normě. V CEN TR 15868 [12] zpracoval
Tom Harrison srovnání, jak 31 evropských zemí spolupracují-
cích v CEN řešilo požadavek uvedený v EN 1992/EN 13670/
EN 206-1 [13, 14, 15] stanovující 50letou životnost založe-
nou na požadavcích vážících se zejména k maximálnímu po-
měru w/c, minimální krycí vrstvě výztuže a typu cementu.
Rozptyl požadavků na konstrukce vystavené obdobným
podmínkám je pozoruhodný. Některé příklady pro třídy pro-
středí XC3 (vystaveny působení karbonatace a chráněny
před deštěm), XC4 (vystaveny působení karbonatace a vy-
staveny dešti) a XS2 (ponořeny v mořské vodě) pro pade-
sátiletou životnost jsou uvedeny v tab. 1. Rozdíly ve skuteč-
ných provedeních pro tyto extrémy jsou opravdu velké.
Porovnání požadavků na trvanlivost z ostatních částí světa
vychází podobně široké.
Předpokládáme-li, že odborné znalosti o uvažovaných
otázkách jsou v těchto zemích více méně na stejné úrovni,
vysvětlení lze nalézt v tom, že různé národní normové sku-
piny chápou odlišně, co skutečně představuje konec život-
nosti stejně jako jaká je zamýšlená (plánovaná) úroveň spo-
lehlivosti.
KONCEPT MEZNÍHO STAVU PRO NÁVRH
ŽIVOTNOSTI
Koncept mezního stavu uznává potřebu specifikovat pod-
mínku, která svým splněním představuje „konec životnosti“.
Zavedení navrhování dle životnosti založené na spoleh-
livosti a mezním stavu v obou dokumentech, ISO 2394
a EN 1990, vyplývá z jejich zaměření. Pro fib TG 5.6 to po-
tom byl jasný úkol – otevřít diskuzi o nutnosti jejich doplně-
ní, příp. novelizaci, o odpovídající dokumenty.
Na první pohled se tyto myšlenky mohou zdát revoluční,
ale ve skutečnosti tomu tak není.
Všichni zpracovatelé norem v minulosti museli mít nějakou
představu o tom, co považují za „konec životnosti“, když při-
cházeli se svými opatřeními. Museli mít představu, zda se
jedná pouze o rezavé skvrny, nebo o úplné zhroucení kon-
strukce. Pak uplatnili koncept „mezních stavů“.
Museli si také uvědomovat, zda v návrhu na životnost po-
čítají s jakousi průměrnou konstrukcí daného typu, či jejich
většinou. Nakonec byl použit pravděpodobnostní přístup.
Avšak je čestné přiznat, že tyto postupy byly jen zřídka
transparentní.
ISO 2394 definuje mezní stav použitelnosti jako stav, kte-
rý odpovídá podmínkám, za kterých již není možné spl-
nit požadavky na použitelnost konstrukce nebo konstrukč-
ních prvků.
fib MC SLD, MC-2010 a ISO 16204 užívají stejnou definici,
ale MC-2010 prosazoval skupinu „Mezních stavů spojených
s trvanlivostí“ jako samostatnou kategorii.
V principu to může být jakýkoliv stav, který způsobí, že
vlastník objektu se cítí nepohodlně. Pro betonové konstruk-
ce je koroze výztuže často kritickým procesem zhorše-
ní kvality konstrukce. Mezním stavem může být depasiva-
ce výztuže, vznik trhlin, odprýskávání či kolaps konstruk-
ce (mezní stav únosnosti). Vzhledem k problémům při vývo-
ji spolehlivých časově závislých modelů pro postup koroze
(po depasivaci) je mezní stav depasivace možností, která je
přijatelná pro většinu inženýrů.
Tab. 1 Srovnání některých evropských požadavků na zajištění návrhu
padesátileté životnosti [12] ❚ Tab. 1 Comparison of some European
durability requirements to ensure 50 years design service life [12]
Rozsah XC3 opatření
pro CEM I v rámci Evropy
UK w/c < 0,55
a minimální krycí vrstva
25 mm
Německo w/c < 0,65
a minimální krycí vrstva
20 mm
Rozsah XC4 opatření
pro CEM I v rámci Evropy
Nizozemsko w/c < 0,5
a minimální krycí vrstva
25 mm
Německo w/c < 0,6
a minimální krycí vrstva
25 mm
Rozsah XS2 opatření
CEM I v rámci Evropy
UK w/c < 0,5
a minimální krycí vrstva
35 mm
Norsko w/c < 0,4
a minimální krycí vrstva
40 mm
56 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
T É M A ❚ T O P I C
ÚROVEŇ SPOLEHLIVOSTI – NÁSLEDKY SELHÁNÍ
fib MC SLD, MC-2010, EN 1990 a ISO 2394, všechny navr-
hují tříúrovňové rozdělení následků dosažení mezního stavu:
a) nízké riziko pro život – ekonomické, sociální a environmen-
tální následky jsou malé nebo žádné,
b) střední riziko pro život – ekonomické, sociální a environ-
mentální následky jsou značné,
c) vysoké riziko pro život – ekonomické, sociální a environ-
mentální následky jsou velmi vysoké.
Vycházejíce z odpovídající třídy následků a v kombinaci
s uvážením nákladů na bezpečnostní opatření by měla být
při návrhu životnosti stanovena odpovídající úroveň spoleh-
livosti tak, aby nedošlo k dosažení mezního stavu.
V rámci pravidel, která lze obvykle najít v národní stavební
legislativě, by úroveň spolehlivosti použitá v návrhu měla být
odsouhlasena majitelem stavby.
fib a ISO navrhují limitní pravděpodobnost porušení pf = 10-1
pro depasivaci výztuže (karbonatací nebo napadením chlo-
ridy) v případech, kdy přístup oxidu a vlhkosti umožňují vnik
koroze. Když je jako MS chápán kolaps konstrukce, je mož-
né uvažovat pf = 10-4 až 10-6 podobně, jako v tradičním návr-
hu konstrukce, pokud možné následky jsou v třídách b) a c).
KONEC ŽIVOTNOSTI
Jak bylo uvedeno, hlavním prvkem dokumentů fib a ISO je
doplněná kvantitativní definice k původní kvalitativní, kte-
rou lze najít v tradičních normách, např. v ISO 2394 nebo
EN 1990:
• Tradiční kvalitativní definice: Návrh životnosti je předpoklá-
dané období, po které konstrukce nebo její část má být
užívána pro svůj zamýšlený účel při odpovídající údržbě, ale
bez nutnosti významných oprav.
• Kvantitativní doplnění dle fib a ISO: Návrh životnosti je de-
finován pomocí:
- definice odpovídajícího MS,
- počtem let,
- úrovně spolehlivosti, se kterou nebude dosaženo MS bě-
hem tohoto období.
Obr. 2 ukazuje, jak mohou být různé mezní stavy spojová-
ny s odpovídajícími úrovněmi spolehlivosti, že nebude dosa-
žen mezní stav v rámci návrhu dle životnosti v případě, kdy
koroze výztuže je kritickou situací.
V principu musí ověření návrhu prokázat, že konstrukce vy-
drží všechny kombinace MS s pravděpodobností poruchy pf.
Pro praktický návrh dosud nemáme vhodný časově závis-
lý model pro predikaci vzniku koroze po dosažení depasiva-
ce výztuže, pro který bylo dosaženo mezinárodního konsen-
zu. Odpovídající pf potom musí být dostatečně nízké, aby by-
lo zajištěno, že tento MS dá stejné nebo přísnější požadav-
ky na materiál a tloušťku krycí vrstvy než ostatní kombinace.
Uvažujeme-li účinek koroze výztuže po její depasivaci,
měl by zde být vedle účinků jiných mechanických namáhá-
ní na krycí vrstvu zahrnut i účinek rozpínavých tlaků koroz-
ních produktů výztuže. Kdekoliv, kde působí napětí v sou-
držnosti na výztuž, působí také „rozpínavé napětí“ (bursting
stresses) v betonu, které je stejné povahy jako expanzní tla-
ky korozních produktů, vedoucí až k mezním situacím, tj. ke
vzniku trhlin a odprýskávání krycí vrstvy.
0
5
10
15
20
25
0 5 10 15 20 25 30 35
Time
Det
erio
ratio
n (c
orro
sion
)
Depassivationpf 10 -1
Formation of cracks
Spalling
Collapse of structurepf 10 -4- 10 -6
0
25
50
75
100
0 50 100 150years
cum
ulat
ive
failu
re (%
)
A2%
B30%
C50%
10%
years
0
25
50
75
100
0 50 100 150
years
cum
ulat
ive
failu
re (%
)
Obr. 2 Různé mezní stavy a odpovídající úrovně spolehlivosti
na příkladu postupující koroze výztuže ❚ Fig. 2 Various Limit States
and related reliability levels exemplified for corrosion of reinforcement
Obr. 3 Čas do depasivace povrchu výztuže (příklad převzat z [16]),
norská standartizace stanovila 10% přijatelnost pro depasivace
jako kritérium stanovující opatření trvanlivosti, zatímco země A, B
a C stanovují 2%, 30% a 50% přijatelnost ❚ Fig. 3 Time till
depassivation of reinforcement surface (example derived from [16]).
The Norwegian Standardisation body applied a 10% acceptance
for depassivation as criteria when determining its durability provisions,
while country A, B and C applied 2%, 30% and 50%, resp.
Obr. 4 Stejný příklad jako na obr. 3, ale přidáno 10 let probíhající
koroze k dosažení vzniku trhlin a odprýskávání krycí vrstvy, MS na 50%
pravděpodobnosti depasivace potom dává cca 35% pravděpodobnost
porušení pro MS vzniku trhlin a odprýskávání ❚ Fig. 4 The same
example as in Fig. 3, with added 10 years active corrosion to reach
cracking and spalling of the rebar cover. The Limit State at 50%
probability for depassivation then gives a ≈ 35% probability of failure
for Limit State cracking and spalling
2 3
4
6 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
T É M A ❚ T O P I C
To je další z argumentů pro vyloučení „minového pole“
vzniku trhlin a odprýskávání jako kritéria MS pro návrh ži-
votnosti.
Budeme-li se věnovat příkladu depasivace výztuže způso-
bené karbonatací, všechny sledované charakteristiky budou
mít určitý statistický rozptyl. Bude to např. skutečná tloušťka
krycí vrstvy, mikroklimatické podmínky, vlhkost betonu, jeho
ošetřování ad. Výsledek, určený interval iniciace koroze, bu-
de mít také jistý statistický rozptyl.
Obr. 3 odvozený Bamforthem [16] ukazuje kumulativní čas
depasivace povrchu výztužných prutů v konstrukci s pro-
bíhající karbonatací. Pro stanovení skutečné životnosti této
konstrukce musí MS depasivace odpovídat úrovni spolehli-
vosti. Ve fib komisi 5, TG 5.11 v současné době připravujeme
podpůrný dokument k MC-2010 / ISO 16204. Práce odhalu-
je, že norské požadavky, současně považované za dostateč-
né, používají pf = 10-1. V tomto případě je dosažena životnost
70 let. Avšak představitelé tří jiných evropských zemí uvedli,
že odborníci z jejich normotvorných organizací udávají jako
vhodné hodnoty pf 2 .10-2, 3 .10-1 a 5 .10-1 (2, 30 a 50 %).
To dává rozptyl nominální životnosti 50 až 109 let pro stej-
nou konstrukci vystavenou stejnému prostředí.
Tento nedostatek shody v užití spolehlivosti vycházející
z konceptu mezních stavů je pravděpodobně hlavním dů-
vodem pro výše uvedené velké rozdíly v požadavcích tr-
vanlivosti mezi evropskými normami. Současný nedostatek
transparentnosti je také velmi matoucí pro odbornou veřej-
nost, mezi níž se o návrhu životnosti diskutuje.
V obr. 4 jsem zahrnul často používaný předpoklad, že uply-
ne deset let mezi napadením výztuže korozí a vznikem trhlin,
případně počátkem odprýskávaní krycí vrstvy. V takovém
případě národně akceptovaná 50% pravděpodobnost de-
pasivace výztuže implikuje také přijatelnou 35% pravděpo-
dobnost vzniku trhlin a počátku odprýskávání krycí vrstvy.
Zatímco je pro klienta snadné přijmout vysokou pravdě-
podobnost dosažení nedramatických projevů, jako depasi-
vace výztuže, během životnosti konstrukce, je pro něj mno-
hem obtížnější přijmout vznik a rozvoj trhlin a odprýskávání
krycí vrstvy. Následky související s příliš vysokou pravděpo-
dobností poruchy související s depasivací výztuže by proto
měly být řádně objasňovány.
JAKÁ JE PŘIJATELNÁ DÉLKA NÁVRHOVÉ
Ž IVOTNOSTI?
ISO 2394 dává návod pro přijatelnou volbu délky návrhové
životnosti (tab. 2).
Stejný návod je uveden v evropské normě EN 1990 a je
v praxi nejčastěji užívaným postupem v nejvýznamnějších
částech světa. Tabulka je však obecně platná pro všechny
typy stavebních materiálů a měla by být užívána pro beto-
nové konstrukce s nejvyšší opatrností. A to zvláště pro tří-
du 3 zahrnující budovy, která je nejrozmanitější skupinou.
Některé budovy, např. továrny, mají životnost stanovenou
ekonomicky v závislosti na instalovaném strojním vybavení.
Na druhé straně konstrukční části rezidenčních budov bu-
dou mít obecně ve společnosti očekávanou životnost mno-
hem delší než 50 let (tab. 2).
ISO 16204 proto důrazně doporučuje uživatelům používat
vyšší hodnoty přinejmenším pro ty konstrukční části betono-
vých budov, kde by oprava nebo výměna prvků byla obtížná
nebo finančně nákladná.
Obr. 5 Vývojový diagram
pro návrh životnosti [8]
❚ Fig. 5 Flowchart for service
life design [8]
Tab. 2 ISO 2394, Table 1 [10], dává příklady návrhové životnosti, stejná
tabulka je v EN 1990 [11], ISO 16204 [8] udává, že by měly být použity
tři třídy s ohledem na konstrukční části budovy, kde je oprava obtížná
nebo drahá ❚ Tab. 2 ISO 2394, Table 1 [10], gives examples of
design service lives. The same table is given as guidance in EN 1990
[11]. ISO 16204 [8] states that class 3 should be used with care for
structural parts of buildings where repair is complicated or expensive
TřídaNárodní návrhová
životnost [roky]Příklady
1 1 až 5 dočasné konstrukce
2 25vyměnitelné konstrukční části, např. jeřábové nosníky,
ložiska
3 50 budovy a další konstrukce, které nejsou uvedeny níže
4 100 a vícemonumentální budovy a jiné speciální nebo důležité
konstrukce, velké mosty
Establishing the general layout, the dimensions and selection of materials
In t
he c
ase
of n
on-c
onfo
rmity
to
the
perfo
rman
ce c
riter
ia,
the
stru
ctur
e be
com
es o
bsol
ete
or s
ubje
ct t
o fu
ll or
par
t ia
l red
esig
n
Verification by the
“Full probabilistic” method
Involving:
* Probabilistic models
- resistance
- loads/exposure
- geometry
* Limit states
Verification by the
“Partial factor” method.
Involving:
* Design values
- characteristic values
- partial factors
* Design equations
* Limit states
Verification by the
“Deemed-to-satisfy”
method.
Involving:
Exposure classes,
limit states and other
design provisions
Verification by the
“Avoidance of
deterioration”
method.
Involving:
Exposure classes,
limit states and other
design provisions
Establishing the serviceability criteria
Execution specification
Maintenance plan
Condition assessment plan
Execution of the structure
Inspection of execution
Condition assessments during operational service lifeMaintenance
5
76 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
T É M A ❚ T O P I C
NÁVRH ŽIVOTNOSTI A JEJ Í VERIF IKACE
Návrh konstrukce zahrnuje všechny činnosti potřebné k nale-
zení vhodného řešení z hlediska funkčních, environmentálních
a ekonomických požadavků (definice v MC-2010).
To znamená, že činnosti směřující k návrhu životnosti by mě-
ly probíhat dle vývojového diagramu na obr. 5. Podobný graf
je obsažen v MC SLD a slovně popsán v fib MC-2010.
Kritéria použitelnosti musí být odsouhlasena majitelem ob-
jektu v rámci platné legislativy.
Dokumenty nespecifikují, jak projektant vyřeší základní dis-
pozici, rozměry a výběr materiálů. Ověření/posouzení návrhu
v projektu je však důrazně požadováno. fib i ISO dokumenty
umožňují čtyři formy posouzení návrhu životnosti:
• Plně pravděpodobnostní metoda: Čas k dosažení MS s po-
žadovanou úrovní spolehlivosti je počítán na základě sta-
tistických dat o zatížení vlivem prostředí a odolnosti kon-
strukce.
• Metoda dílčích součinitelů bezpečnosti: Postup je podob-
ný jako v případě plně pravděpodobnostní metody, ale sta-
tistická data o zatížení a odolnosti konstrukce jsou nahra-
zena charakteristickými hodnotami a dílčími součiniteli bez-
pečnosti.
• Metoda dodržení zásad životnosti (The deemed-to-satis-
fy method): Soubor podmínek (obvykle w/c, tloušťka kry-
cí vrstvy výztuže, šířka trhliny, pórovitost ad.), pro něž jsou
normotvornou komisí stanovena návrhová kritéria splnění.
• Metoda vyloučení vlivů způsobujících degradaci (The
avoidance-of-deterioration method): tato metoda předpo-
kládá, že k degradačnímu procesu nedojde, protože např.
zatížení a konstrukce jsou odděleny obkladem nebo mem-
bránou, jsou použity nereaktivní materiály, reakce jsou po-
tlačeny pomocí elektrochemických metod ad.
Pátý způsob nabízený MC-2010 pro ověření celkové únos-
nosti konstrukce, tzv. celková odolnost, není pro návrh život-
nosti používán.
Obě metody, metoda dílčích součinitelů bezpečnosti i me-
toda dodržení zásad životnosti, by měly být kalibrovány, a to
buď plně pravděpodobnostní metodou, nebo na základě
dlouhodobých zkušeností s použitím tradičních postupů.
Z uvedených čtyř možností je plně pravděpodobnostní me-
toda nejsložitější a nejpropracovanější. Proto je pro většinu
akademiků tou nejprestižnější a nejpřesnější. To je však zá-
sadně špatně. Vzhledem k běžnému nedostatku dobrých
a reprezentativních dat, a nejistotám v modelování, je plně
pravděpodobnostní metoda jen zřídka vhodná pro návrh no-
vé konstrukce. Na druhou stranu je to však metoda velmi
vhodná pro posouzení zbytkové životnosti existujících kon-
strukcí, kde data mohou být získána ze skutečné konstrukce.
Posuzováním zbytkové životnosti stávajících konstrukcí po-
mocí plně pravděpodobnostní metody získáváme velmi silný
nástroj pro ověřování metody dodržení zásad životnosti (de-
emed-to-satisfy) a jejích ustanovení pro návrh nových kon-
strukcí v podobné expozici i dalších návrhových podmínkách.
Metoda dílčích součinitelů je semi-pravděpodobnostní pří-
stup, kde jsou výpočty prováděny deterministicky a statis-
tický rozptyl vstupních parametrů je do procesu vnášen pro-
střednictvím dílčích součinitelů. Kalibrace těchto dílčích sou-
činitelů pro návrhovou životnost v obecném použití je velmi
náročná a její praktické využití je proto v blízké budoucnosti
obtížně představitelné.
Oba dokumenty, MC-2010 i ISO 16204, předpokládají, že
metoda dodržení zásad životnosti i metoda vyloučení vlivů
způsobujících degradaci budou dominantní při praktickém
návrhu životnosti nových konstrukcí v budoucnosti, ale usta-
novení první z nich se budou vztahovat ke specifickým MS
a spolehlivosti. Toto bude dále ověřováno normalizační komi-
sí a komunikováno s odbornou veřejností.
MODELOVÁNÍ
Obecně
Abychom mohli používat plně pravděpodobnostní metodu
a metodu dílčích součinitelů bezpečnosti, potřebujeme mode-
ly, které dokážou popsat degradační proces v čase.
Takových a ještě se širokým mezinárodním konsenzem však
v naší oblasti (betonové stavebnictví, pozn. red.) zatím mno-
ho není.
fib MC SLD, MC-2010 a ISO 16204 doporučují 2. Fickův zá-
kon modifikovaný časově závislým difúzním koeficientem pro
průnik chloridů a tradiční model druhé odmocniny času pro
karbonataci. Oba modely, popsané a vysvětlené v uvedených
třech dokumentech, jsou vysvětleny i v dalším textu.
Dokumenty nevylučují pro užívání také další modely s pod-
mínkou, že jsou dostatečně ověřeny zkušenostmi v reálných
případech.
Karbonatace
Postup karbonatace lze popsat následujícím vztahem
x t W k tc
, (1)
kde k je součinitel vyjadřující základní odolnost vybrané beto-
nové směsi (poměr w/c, typ cementu, přísady) v referenčních
podmínkách a za vlivu základních podmínek prostředí (tj. re-
lativní vlhkosti a koncentrace CO2) proti postupu karbonata-
ce. Odráží také vliv provádění betonové konstrukce. W vnáší
do vztahu vliv proměnných meso-klimatických podmínek pro
specifický betonový prvek během jeho životnosti, jako jsou
vlhkost a teplota.
Při návrhu nové konstrukce mohou být faktory k a W od-
vozeny ze záznamů o stávajících konstrukcích, kde je návrh
směsi betonu, provádění i vystavení podmínkám prostředí
podobné jako u nově navrhované konstrukce.
Pro posouzení zbytkové životnosti stávající konstrukce mo-
hou být hodnoty k a W stanoveny přímo dle stavu vyšetřova-
né konstrukce.
Průsak chloridů
Průsak chloridů z mořské vody (nebo rozmrazovacích solí,
pozn. red.) by měl být posuzován pomocí následujícího vztahu
Cx
s s iC(x,t) C ( C ) erf(
2 ( ) tD)
appt
. (2)
V tomto modifikovaném 2. Fickově zákonu difúze C (x, t) vy-
jadřuje obsah chloridů v betonu v hloubce x (povrch kon-
strukce: x = 0 mm) a v čase t [wt. – %/obsah pojiva], Cs ob-
sah chloridů v povrchové vrstvě betonu [wt. – %/obsah po-
jiva], Cj počáteční obsah chloridů v betonu [wt. – %/obsah
pojiva], x je hloubka odpovídající obsahu chloridů C (x, t)
[mm], Dapp(t) je koeficient difúze chloridů betonem [mm2/rok]
v čase t (viz vztah (3)), t čas vystavení působení chloridů [ro-
ky] a erf je chybová funkce.
D t D tt
tapp app( ) ( )
00 , (3)
kde Dapp (t0) je koeficient difúze měřený v referenčním čase t0
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 ❚ 6 / 2 0 1 3
T É M A ❚ T O P I C
a α je faktor věku ovlivňující snižování difúzního koeficientu
v čase. V závislosti na typu pojiva a podmínkách mikropro-
středí se pohybuje mezi 0,2 až 0,8.
Zdánlivý koeficient difúze po časovém úseku t vystavení
působení chloridů Dapp(t) představuje konstantní ekvivalent-
ní koeficient difúze dávájící podobný chloridový profil jako
měřený profil pro konstrukci vystavenou chloridovému pro-
středí po dobu t.
K poklesu zdánlivého koeficientu difúze dochází z několi-
ka důvodů:
• pokračující reakce pojiva,
• vliv snižování obsahu vody v kapilárách v povrchové zó-
ně v čase,
• stupeň nasycení betonu,
• působení chloridů vniklých do betonu z mořské vody ne-
bo rozmrazovacích solí (výměna iontů s následným zaná-
šením (uzavíráním) pórů v povrchové vrstvě).
Pro návrh nové konstrukce lze parametry Cs, Ci, Dapp (t0) a α odvodit z nějaké stávající konstrukce, kde jsou betonová
směs, provádění a podmínky expozice stejné jako ty před-
pokládané pro novou konstrukci.
Při posuzování zbytkové životnosti stávající konstrukce,
faktory, s možnou výjimkou α, mohou být určeny přímo
z odpovídajících měření na konstrukci.
Pro oba případy, návrh nové konstrukce i posouzení zbyt-
kové životnosti stávající konstrukce, lze faktor stáří α získat
z místního šetření konstrukce s podobnou betonovou směsí,
realizací a podmínkami prostředí, jako u řešené konstrukce.
Pro výpočet faktoru stárnutí jsou třeba výsledky alespoň ze
dvou intervalů (s dostatečným odstupem mezi nimi) expozi-
ce konstrukce v chloridovém prostředí.
Další degradační mechanismy
O účinku kyselin, síranů a alkalické reakci MC-2010 a ISO
16204 uvádí, že zatím nejsou dostupné žádné časově zá-
vislé modely s širokým mezinárodním konsenzem a že pl-
ně pravděpodobnostní přístup a přístup na základě meto-
dy dílčích součinitelů bezpečnosti nejsou v těchto případech
v současnosti vhodné.
Pro tyto mechanismy by měly být použity postupy zahrnu-
té v metodě dodržení zásad životnosti a metodě vyloučení
vlivů způsobujících degradaci (deemed-to-satisfy and avoid-
ance-of-deterioration approaches).
Pro rozmrazovaní a zmrazování byl formulován obecný
časově závislý model, který je však vzhledem ke složitos-
ti vstupních parametrů zatím obtížně použitelný. Proto by
i v tomto případě měly být v praxi používány přístupy me-
tod dodržení zásad životnosti a vyloučení vlivů způsobují-
cích degradaci.
Jak bylo zmíněno, komise fib a ISO měly problém s dopo-
ručením časově závislých modelů pro výpočet rychlosti po-
stupu koroze výztuže po její depasivaci, přestože modely
schopné určit celkový objem korozivních produktů již existu-
jí. Je však u nich problematické rozlišit koncentrovanou (důl-
kovou) korozi a korozi rozprostřenou na větší plochu s mé-
ně vážnými následky.
Vliv trhlin
Intuitivně předpokládáme, že konstrukce poškozené trhli-
nami budou degradovat rychleji než konstrukce bez trhlin.
Avšak ani fib ani ISO komise nerozhodly o doporučení něja-
kého obecného modelu, který by zahrnoval tento jev.
Komise zatím doporučují setrvat u zjednodušeného přístu-
pu užívaného ve většině současných operativních norem.
To znamená, že koroze výztuže není ovlivněna šířkou trhli-
ny pod určitou hodnotou. V závislosti na náročnosti prostře-
dí a citlivosti konstrukce je tato mezní šířka trhliny udávána
jako charakteristická hodnota (horní 5% kvantil) v intervalu
0,2 až 0,4 mm.
V nejtvrdších podmínkách expozice (např. expoziční třídy
XD3/XS3, jak je definuje ISO 22965-1 [17] a EN 206-1), jsou-
-li použitelnost nebo konstrukční celistvost narušeny a jest-
liže sledování, kontroly a případné zásahy nelze provádět, je
doporučeno vyloučit vlivy způsobující degradaci.
Nejistoty v modelech a datech
Jako inženýři skromně přiznáváme a připouštíme, že mode-
Obr. 6 Platforma Oseberg A v bouřlivém počasí [19] ❚
Fig. 6 Oseberg A platform in stormy weather [19]
Obr. 7 Inspektor posuzující stav betonového pláště těžní platformy
v Norském moři [19] ❚ Fig. 7 An inspector assessing the condition
of a concrete shaft on a North Sea petroleum installation [19]
6
7
96 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
T É M A ❚ T O P I C
ly, které používáme, jsou pouze přiblížením skutečného cho-
vání konstrukcí.
Podobně jako v tradičních postupech návrhu, musí být ne-
jistoty modelů do výpočtů zahrnuty tak, aby jejich následky
byly, pokud možno, potlačeny.
Stejně tak máme základní problém, když se pokoušíme po-
psat dlouhodobou odolnost konstrukce pomocí zrychlených
zkoušek mladých betonových prvků v laboratoři.
MC-2010 a ISO 16204 varují uživatele před nekritickým
spoléháním se na předpovědi založené na laboratorních tes-
tech vzorků starých pouze několik měsíců a extrapolovaných
do konce návrhové životnosti bez zohlednění nejistot mode-
lu i vstupních dat.
Jedna z cest, jak redukovat tyto vlivy, je užívat k extrapola-
ci dat modely vycházející ze sledování konstrukcí vystavených
po určenou dobu ve skutečném prostředí.
Norská normalizační komise užívala tento přístup, když jsme
prověřovali současné požadavky na dodržení zásad životnos-
ti zahrnuté v norských normách.
Maage a Smeplass [18] analyzovali a extrapolovali místní še-
tření o karbonataci konstrukcí starých přibližně jednu dekádu.
Helland, Aarstein a Maage [19] analyzovali zbytkovou život-
nost deseti betonových konstrukcí v Norském moři na zákla-
dě 180 chloridových profilů sestavených po 2 až 26leté ex-
pozici (obr. 6 a 7).
Obě studie byly zpracovány podle modelů a principů zalo-
žených na MS (depasivaci) a stupni spolehlivosti, jak jsou po-
psány pro plně pravděpodobnostní metodu v MC-2010 a ISO
16240.
PŘEDPOKLADY NÁVRHU Z HLEDISKA PROVÁDĚNÍ ,
ÚDRŽBY A OPRAV
Navrhujeme-li novou konstrukci (nebo rekonstrukci stávající
konstrukce), je třeba pracovat s některými základními před-
poklady.
Proces výstavby konstrukce musí zajistit, že výsledná kon-
strukce bude mít vlastnosti, které předpokládal její návrh.
Kvalita odváděné práce a kvalita řízení procesů na staveniš-
ti musí proto dosahovat určité úrovně. MC-2010 a ISO 16204
proto považují za minimální požadovanou úroveň splnění po-
žadavků uvedených v ISO 22966 „Provádění betonových
konstrukcí“. Tato norma je více méně identická s evropskou
normou EN 13670.
Je zdůrazněno, že některé zvláštní požadavky na materiály
nebo provádění vztažené k trvanlivosti nejsou vždy provádě-
cí normou pokryty a měly by být vyjasněny mezi autorem ná-
vrhu a realizátorem stavby jako část „specifikace provádění“.
Očekává se, že dokončená konstrukce bude řádně prohléd-
nuta a zkontrolována.
Je doporučováno, aby návrh a projekt konstrukce byl za-
končen prováděcí dokumentací. Část této dokumentace,
která obsahuje vstupní parametry k návrhu životnosti, a slou-
ží proto jako podklad pro posouzení stavu během používání
konstrukce, je často označována jako „rodný list“ konstrukce.
Pokud kontrola odhalí odchylky od specifikace, které pře-
kračují dané tolerance, musí být zahájen proces činností
směřující k dosažení shody.
Předpoklady týkající se sledování konstrukce během jejího
užívání jsou v MC-2010 zahrnuty v kapitole 9 „Údržba“ a pro
normu ISO 16204 jako navazující norma ISO 16311 [21].
ISO 16311 pro údržbu a opravy betonových konstrukcí při-
pravuje ISO TC-71/SC-7 pod vedením profesora Tamona Ue-
dy, jednoho z hlavních autorů Kapitoly 9 MC-2010. Je to dal-
ší z příkladů implementace ustanovení fib MC-2010 do ope-
račních norem ISO.
Dále je požadováno, aby projektant zpracoval v součinnos-
ti s organizací, která se bude starat o provoz a údržbu kon-
strukce, „Plán údržby“. Tento plán by měl obsahovat instruk-
ce k činnostem, o kterých se předpokládalo, že je bude tře-
ba vykonávat, např. generální úklid, kontrola systému odvod-
nění, pravidelné prohlídky a opravy těsnění ad.
V projektu by měl být také zahrnut plán prohlídek a kontrol.
Tento plán by měl stanovit:
• jaké typy kontrol jsou požadovány,
• které prvky konstrukce by měly být kontrolovány,
• frekvenci prohlídek,
• kritéria, která by měla být splněna,
• zápis výsledků kontrol,
• návrh postupu v případě, že nebudou splněna požadova-
ná kritéria.
Protože úroveň spolehlivosti, na které je založeno posou-
zení návrhu, je zvolena na základě možných následků stavu,
kdy by konstrukce nevyhověla odpovídajícímu MS, je důleži-
tost prohlídek a kontrol během životnosti konstrukce velmi vy-
soká. Bude-li konstrukce často podrobena důkladným kon-
trolám kvalifikovanými pracovníky, poškození a poruchy bu-
dou rozeznány v raném stadiu, které umožňuje místní vyspra-
vení či opravu konstrukce, což zabrání vážnějším následkům.
Není-li konstrukce (ani její části) vůbec podrobena kontrolám
(často např. základy), mohou být případné následky jejích po-
ruch či poškození mnohem vážnější.
Je třeba, aby to bylo vzato v úvahu už při návrhu a v pro-
jektu konstrukce.
ROZDÍLY MEZI f ib MC SLD, f ib MC-2010 A ISO 16240
MC SLD byl prvním z tohoto typu dokumentů. Jeho poslá-
ním bylo představit nový koncept, a proto zahrnuje rozsáh-
lé komentáře, vysvětlení a řadu informativních příloh s příkla-
dy použití.
Příklady byly pro čtenáře velmi užitečné, ale někteří si je
špatně interpretovali a považovali je za obecně platné. Tako-
vé chyby v užívání způsobily různá nepochopení a rozčarová-
ní, protože získané výsledky byly v těchto případech nereali-
stické a matoucí.
Část odborné veřejnosti spojovala MC SLD pouze s mode-
lováním na základě plně pravděpodobnostní metody. V pra-
xi a v oblasti standardizace byla k novému přístupu z těchto
důvodů značná skepse.
V kontrastu k MC SLD je MC-2010 obecný dokument po-
krývající všechny oblasti návrhu, výstavby, údržby a případ-
ného odstranění konstrukce. Různé prvky důležitosti pro ná-
vrh životnosti jsou zde předkládány a rozebírány paralelně jak
v návrhu konstrukce, tak i v návrhu z pohledu udržitelnos-
ti. Hlavní prvek návrhu životnosti konstrukce je zahrnut v ka-
pitole 7.8 „Posouzení mezních stavů z pohledu trvanlivosti“.
MC-2010 nepřejal informativní přílohy z MC SLD, ale odkazu-
je na tento dokument, pokud čtenáři mají zájem.
Text MC-2010 je v zásadě stejný jako v normativní části
MC SLD, je však vyzrálejší díky předchozím zkušenostem
s MC SLD a faktu, že staré jádro fib TG 5.6 bylo rozšířeno
o dvacet pět odborníků pracujících v komisích ISO, aby sou-
časně s fib SAG-5 pracovali na MC-2010.
ISO 16204 je téměř ekvivalentní v otázkách návrhu život-
nosti s MC-2010, ale obsahuje méně komentářů. Protože
ISO 16204 je především operativní norma, její rozsah se od
MC-2010 liší.
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 3
T É M A ❚ T O P I C
Tato mezinárodní norma specifikuje principy a doporuču-
je postupy pro posouzení trvanlivosti betonových konstruk-
cí vystavených:
• známým nebo předvídatelným vlivům prostředí způsobu-
jícím degradaci materiálu vedoucí až k nemožnosti sloužit
účelu, ke kterému byla konstrukce navržena,
• zhoršování materiálových vlastností bez agresivity ze stra-
ny vnějšího prostředí konstrukce, označované jako stárnu-
tí materiálu.
Poznámka: Např. chloridy přítomné v betonové směsi mohou způsobit vnitřní
degradaci materiálu i v případě, že další chloridy nebudou z povrchu vnikat.
Tato mezinárodní norma je určena pro národní normotvor-
né orgány pro jejich práci v posuzování a oceňování jejich po-
žadavků na trvanlivost betonových konstrukcí. Norma může
být také použita pro:
• posouzení zbytkové životnosti stávající konstrukce,
• pro návrh životnosti nových konstrukcí za předpokladu
kvantifikovaných parametrů na úrovni spolehlivosti a návr-
hových parametrů daných národními přílohami tohoto mezi-
národního standardu.
V příloze E k ISO 16204 jsme uvedli návod na obsah tako-
vé národní přílohy.
DALŠÍ AKTIV ITY f ib NA POLI NÁVRHU ŽIVOTNOSTI
Komise 5 „Aspekty životnosti konstrukce“ je základní fib komi-
sí na toto téma. Pracovní skupiny v současnosti zpracováva-
jící dokumenty v přímé podpoře MC-2010 a ISO 16204 jsou:
• TG 5.08 „Podmínky kontroly a posuzování železobetono-
vých konstrukcí vystavených korozivnímu prostředí“,
• TG 5.09 „Předlohy technických specifikací pro účely oprav
a zásahů“,
• TG 5.10 „Rodný list a další doklady pro management život-
nosti“,
• TG 5.11 „Kalibrace předpisů dodržení zásad životnosti
vzhledem k trvanlivosti“,
• TG 5.13 „Operativní dokumenty pro podporu návrhu život-
nosti“.
ZÁVĚRY
MC-2010 zahrnuje návrh betonové konstrukce souběžně
z hlediska únosnosti, její životnosti a udržitelnosti. Hlavní au-
tor části MC-2010 zaměřené na udržitelnost je prof. Koji Sa-
kai. Je také předsedou paralelní subkomise ISO TC-71, kte-
rá se zabývá implementací těchto ustanovení do ISO 13315
[22], soustavy norem zajišťující kompatibilitu mezi oběma sou-
bory dokumentů.
Návrh životnosti konstrukce je hlavní jmenovatel všech vý-
počtů zaměřených na náklady a udržitelnost pro vlastníka
i společnost.
Jako předseda pracovní skupiny ISO TC-71/SC-3/WG-4
doufám, že koncept založený na MS a spolehlivosti vyvinutý
fib a implementovaný ISO zlepší současnou situaci a umožní
praxi přistupovat k racionálnějším rozhodnutím.
V Evropě jsme začali s procesem revize našich hlavních nor-
mových předpisů pro výstavbu betonových konstrukcí. Vý-
sledky tohoto procesu by se měly objevit na konci této de-
kády.
Spojením pracovní skupiny CEN TC-104 (materiály a pro-
vádění) a TC-250/SC-2 (návrh) s překrývajícími se náplně-
mi se nová metodologie dostala do jejich diskuzí. Podobná
snaha zařadit fib/ISO metodologii návrhu životnosti byla vy-
jádřena TC-250/SC-2, když se začínalo s procesem revize
EN 1992 [23].
Doufám, že tato metodologie bude promítnuta i do „lehké“
revize evropské normy pro výrobu betonu EN 206, jejíž do-
končení bylo plánováno na rok 2013 (a bylo odsunuto, pozn.
red.). Revize má umožnit 31 národním normotvorným orgá-
nům zajistit pro jejich národní přílohy v rámci CEN vyšší míru
harmonizace a transparentnosti, než je tomu v současnosti.
DOI: 10.1002/suco.201200021 – původní anglický text článku v Structural Concrete,
Vol. 14, March 2013, pp. 10–18.
Steinar Helland
Skanska Norge as
Post box 1175, Sentrum, 0107 Oslo, Norway
e-mail: [email protected]
Pozn. red.: O dokumentech, které jsou předmětem článku,
bylo referováno v Beton TKS 3/2006 a 2/2010.
Literatura:[1] CEB/FIP Model Code 90, fib – fédération internationale du béton,
International Federation for Structural Concrete. Case Postale 88, CH-1015 Lausanne, Switzerland, 1993
[2] FIP/CEB Bulletin No 228, High Performance Concrete. Extensions to the Model Code 90, fib, Lausanne, Switzerland, 1995
[3] fib Bulletin No. 4, Light Weight Aggregate Concrete – part 1: Recommended extensions to Model Code 90, fib, Lausanne, Switzerland, 2000
[4] fib Bulletin No. 34, Model Code for Service Life Design, fib, Lausanne, Switzerland, 2006
[5] fib Bulletin No. 65, Model Code 2010, Final draft, Vol. 1, fib, Lausanne, Switzerland, 2012
[6] fib Bulletin No. 66, Model Code 2010, Final draft, Vol. 2, fib, Lausanne, Switzerland, 2012
[7] Walraven J., Bigaj-van Vliet A.: The 2010 fib Model Code for con-crete structures: a new approach to structural engineering, Structural Concrete, Journal of the fib, Vol. 12, No. 3, September 2011
[8] ISO 16204 Durability – Service Life Design of Concrete Structures, International Organization for Standardization ISO Central Secretariat. 1, ch. de la Voie-Creuse, CP 56, CH-1211 Geneva 20, Switzerland, 2012
[9] WTO Agreement on technical barriers to trade (TBT), Uruguay Round Agreement, World Trade Organization, https://www.wto.org/english/docs_e/legal_e/17-tbt_e.htm
[10] ISO 2394 General Principles on reliability for structures, ISO, Geneva, Switzerland, 1998
[11] EN 1990, Eurocode – Basis of structural design, CEN – European Committee for standardization, Avenue Marix 17, B-1000 Brussels, Belgium, 2002
[12] Harrison T.: CEN/TR 15868 Survey of national requirements used in conjunction with EN 206-1:2000, CEN, Brussels, Belgium, 2009
[13] EN 1992-1-1, Eurocode 2: Design of concrete structures – Part 1-1: General – Common rules and rules for buildings, CEN, Brussels, Belgium, 2004
[14] EN 13670 Execution of concrete structures, CEN, Brussels, Belgium, 2009
[15] EN 206-1 Concrete – Part 1: Specification, performance, production and conformity, CEN, Brussels, Belgium, 2000
[16] Bamforth Ph.: Enhancing reinforced concrete durability, Concrete Society Technical Report no 61. The Concrete Society, Riverside House, 4 Meadows Business Park, Station Approach, Blackwater, Camberley, Surrey, GU17 9AB, 2004
[17] ISO 22965-1 Concrete – Part 1: Methods of specifying and guidance for the specifier, ISO, Geneva, Switzerland, 2007
[18] Maage M., Smeplass S.: Carbonation – A probabilistic approach to derive provisions for EN 206-1, DuraNet, Third workshop, Tromsø, Norway, June 2001, Reported in “Betongkonstruksjoners Livsløp” report no 19, Norwegian Road Administration, P.O.Box 8142, 0033 Oslo, 2001
[19] Helland S., Aarstein R., Maage M.: In-field performance of North Sea offshore platforms with regard to chloride resistance, Structural Concrete, Journal of the fib, Vol. 11, No. 2, June 2010
[20] ISO 22966 Execution of concrete structures, ISO, Geneva, Switzerland, 2009
[21] ISO/DIS 16311 Maintenance and repair of concrete structures, ISO, Geneva, Switzerland, 2011
[22] ISO 13315 Environmental management for concrete and concrete structures, ISO, Geneva, Switzerland, 2012
[23] CEN TC250/SC2 document N 833 Future development needs in EN 1992’s, Secret. DIN, mailing address: 10772 Berlin, Germany
CEMEX A VUT V BRNĚ SPOLUPRACUJÍ NA VÝZKUMU
VYUŽITÍ FLUIDNÍCH POPÍLKŮ VE STAVEBNICTVÍ
1 16 / 2 0 1 3 ❚ 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
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
Společně s růstem pozornosti, která je věno-vána ochraně životního prostředí, se význam-ným způsobem zvyšují nároky na stavební prů-mysl a ekologické otázky s ním spojené. Záso-by a zdroje přírodních surovin jsou omezené, proto je nutné i v tomto odvětví hledat prostor pro možnosti využívání alternativních zdrojů. Těmi mohou být např. druhotné resp. odpad-ní materiály vzniklé při výrobě primárních su-rovin nebo energie. Z ekonomického hledis-ka je výhodné nakládat s odpadními materiály, protože není potřeba je těžit ani jinak získávat. Z hlediska ekologického je výroba z druhot-ných surovin také výhodná – jejich vícenásob-né použití pomáhá šetřit zdroje přírodních suro-vin pro další generace a obecně chrání životní prostředí.
Z těchto důvodů začaly spolupracovat firmy CEMEX Czech Republic, s. r. o., a ČEZ Ener-getické produkty, s. r. o., spolu s Fakultou sta-vební VUT v Brně. Na společný projekt – Mož-nosti průmyslového využívání fluidních popílků z nízkoteplotního spalování pro výrobu staveb-ních hmot – získali účelovou podporu v rámci programu TIP Ministerstva průmyslu a obcho-du ČR (projekt ev. č. FR-TI4/582).
Projekt si klade za cíl zvýšit efektivitu využi-
trná rozdílnost obou druhů. Zejména tvar částic a od něj odvíjející se měrný povrch.
Složení popílku je ovlivněno druhem použité-ho sorbčního činidla – vápence nebo dolomitu. Z toho také plyne poměr obsahu CaO (oxidu vápenatého) a MgO (oxidu hořečnatého). Hod-nota ztráty žíháním je zvýšena v důsledku ob-sahu zbytků uhlíku a vázané vody a CO2 (oxi-du uhličitého) v CaCO3 (uhličitanu vápenatém), resp. MgCO3 (uhličitanu hořečnatém).
Fluidní popílek není ve většině zemí brán v úvahu jako příměs do betonu. Vymyká se totiž požadavkům na chemické složení. Zejména se jedná o obsah síranů a CaO. V případě síranů se jedná o nebezpečí pozdějšího vzniku ettrin-gitu, čímž by došlo k narušení vnitřní struktury betonu, a tím ke snížení jeho pevností. Podob-ně je tomu u oxidu vápenatého, kdy by moh-lo docházet k opožděné hydrataci, a tím nabytí objemu výsledného produktu a možnému roz-padu zatvrdlého cementového kamene.
V současném stavu výzkumných prací jsou testovány možnosti využití fluidních popílků v betonech jako částečná náhrada portland-ského cementu. Ověřovány jsou možnosti úprav fluidního popílku z produkce elektráren ČEZ, a. s., a to lokality Ledvice a Tisová. Jako
tí fluidního popílku jako složky pro výrobu sta-vebních hmot na bázi cementu. Sníží se tak spotřeba energie při výrobě cementu, přírod-ní suroviny se nahradí surovinou odpadní a zá-roveň se sníží náklady na ukládání fluidních po-pílků na složiště (úložiště / skládky). Začlenění fluidního popílku do průmyslové výroby dalších stavebních hmot a výrobků by zajistilo efektivní využití fluidního popílku produkovaného uhel-nými elektrárnami v České republice a nabídlo velký ekonomický a ekologický potenciál.
Konsorcium tří účastníků projektu disponuje potřebným technickým zázemím, týmy vyško-lených odborníků a pokrývá rozhodující většinu činností potřebných k realizaci a dosažení vý-sledků. Prozatím došlo k uzavření 1. etapy vý-zkumu. Zde by bylo zajímavé představit ales-poň dílčí závěry výzkumu.
Fluidní spalování se stává stále běžnější tech-nologií pro „čistší“ produkci elektrické energie. Tato technologie je používána v několika evrop-ských státech, v Indii, Japonsku a USA. Hlav-ním přínosem je možnost snížení obsahu SO2
(oxid siřičitý) a NOx (oxidy dusíku) ve spalinách.V případě fluidního popílku částice nema-
jí kulový tvar a ani nejsou z větší části skelné. Na obr. 1 jsou snímky fluidního popílku a popíl-ku z klasického spalování. Na obrázcích je pa-
možnosti úprav popílků pro přímé použití v be-tonech byly navrženy následující metody. Prv-ní metodou bylo předvlhčení fluidních popílků, čímž mělo dojít k přeměně oxidu vápenatého na portlandit. V úvodních testech bylo potvrze-no, že k hydrataci CaO je potřeba množství vo-dy odpovídající 5% hmotnosti popílku. Popílek tříděný byl předvlhčen a důkladně homogeni-zován před přimícháním k cementu.
V následujícím textu jsou uvedeny výsled-ky úvodních experimentálních ověření mož-né substituce portlandského cementu fluidním popílkem z elektrárny Ledvice. Pro výrobu zku-šebních těles byly použity vstupní suroviny: ce-ment Rudersdorf a Dětmarovice CEM I 42,5 R, kamenivo frakce 8 – 16 mm Olbramovice, pí-sek frakce 0 – 4 mm Žabčice, plastifikátor Cem Flow, fluidní popílek Ledvice.
Byly použity vždy oba výše uvedené cemen-ty pro receptury označené jako referenční (Ref). Dále byly navrženy receptury s částečnou ná-hradou cementů fluidním popílkem Ledvice (A – 30 %, B – 36 %, C – 42 %). Z každé varianty byla vyrobena zkušební tělesa – krychle o hra-ně 100 mm, z každé receptury 9 těles. Násled-ně byly na zatvrdlých betonech stanovené ob-jemové hmotnosti a pevnosti v tlaku po 7 a 28 dnech zrání. Dosažené výsledky po 28 dnech zrání jsou uvedeny na obr. 2 a 3.
SHRNUTÍ VÝSLEDKŮ ÚVODNÍCH
ZKOUŠEKPotvrdil se možný potenciál využívání uprave-ných fluidních popílků jako částečné náhra-dy cementového pojiva pro dosažení i lepších pevností v tlaku, zejména po 28 dnech zrání. Vývoj pevností je pro jednotlivé receptury mír-ně odlišný pro stejné receptury, ale jiný typ po-užitého portlandského cementu. V dalších ex-perimentech bude sledován dopad na dlou-hodobý vývoj pevností a hlavně na stav mik-rostruktury a případných degradačních změn v závislosti na složení a granulometrii fluidních popílků z lokalit Tisová a Ledvice.
VÍCE O SPOLEČNOSTI CEMEXCEMEX je globální firmou vyrábějící stavební materiály, která poskytuje vysoce kvalitní vý-robky a spolehlivé služby zákazníkům a spo-lečenstvím ve více než 50 zemích po celém světě. Jako výrobce stavebních surovin a sou-visejících výrobků si uvědomuje své zásahy do přírody, ale také svou úlohu dodavatele pro stavební průmysl. Proto klade důraz na využí-vání přírodních zdrojů co nejšetrněji, snaží se co nejvíce chránit přírodu a usiluje o hospo-dárné využití zásob surovin včetně funkčního zapojení vytěžených ploch do krajiny tak, aby byly využity pro přírodu, rekreaci a jiné.
1a 1b
2
3
Obr. 1 Porovnání snímku fluidního popílku
(vlevo) a popílku z klasického spalování
(vpravo)
Obr. 2 Pevnosti v tlaku po 28 dnech
normálního zrání pro cement Dětmarovice
Obr. 3 Pevnosti v tlaku po 28 dnech
normálního zrání pro cement Rudersdorf
Pevnost v tlaku [N/mm2]Cement Dětmarovice
Pevnost v tlaku [N/mm2]Cement Rudersdorf
RODINNÝ DŮM POSTAVENÝ Z LEHKÉHO MONOLITICKÉHO TEPELNĚ-IZOLAČNÍHO BETONU ❚ FAMILY HOUSE BUILT FROM LIGHTWEIGHT INSULATING CONCRETE
1 2 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
S T A V E B N Í K O N S T R U K C E ❚ S T R U C T U R E S
Luděk Rýzner, Jiří Vincenc,
Pavel Hladík, Michala Hubertová
Článek popisuje návrh a realizaci rodinného
domu postaveného s využitím lehkého tepelně
izolačního betonu. Jedná se o teprve dru-
hou významnou aplikaci tohoto typu betonu
v České republice. Technologie monolitického
lehkého betonu je náročná jak na přípravu
všech částí projektu a návrh betonové směsi,
tak i na vlastní realizaci, která vyžaduje důsledné
dodržování pokynů projektu ve všech tech-
nologických fázích. ❚ This article describes
design and realization of a family house built
from lightweight insulating concrete. It is only
a second significant application of this type of
concrete in the Czech Republic. The lightweight
concrete technology is demanding not only
concerning preparation of all project parts and
the concrete mixture recipe, but also concerning
the realization of its own – keeping the project
directions consistently in all technologic phases.
KONCEPT DOMU
Stavba vychází ze základního obdél-
níkového půdorysu. Hmotově je po-
jednána jako těžký, betonový kvádr
(2. NP) na odlehčené, prosklené pod-
noži (1. NP). Systém vnitřních atrií za-
ručuje maximální intimitu ve všech pro-
storách a řeší tak těsný kontakt domu
s veřejnou plochou.
Dům má jedno podzemní podlaží, dvě
nadzemní a malou pracovnu na horní
střeše. 1. NP má obytný charakter,
smě rem do ulice je uzavřeno, do zah-
rady se masivním prosklením ote-
vírá. 2. NP je klidovou zónou objek-
tu s ložnicemi všech členů rodiny, je-
ho půdorysná plocha přesahuje pří-
zemí a vytváří tak kryté prostory a stí-
nění. Pracovna na střeše je odsazená
od hran objektu, z lehké konstrukce
a pohledově maximálně potlačena.
Konstrukčně je budova navržena ja-
ko čtyřpodlažní, železobetonová stav-
ba v kombinaci s ocelovými sloupy.
Na domě bylo použito několik typů be-
tonu – dle konkrétního umístění.
Hlavní inovace vychází z použití izo-
lačního pohledového Liaporbetonu,
takže mohly být vyloučeny složité de-
taily kolem sendvičových konstrukcí
a isonosníků. Použité stěny o tloušťce
700 mm nevyžadují žádnou dodateč-
nou tepelnou izolaci. Také stropy jsou
vybetonovány včetně konzol v jednom
monolitickém celku tloušťky 530 mm.
Konstrukční výška je proměnlivá,
světlá výška místností je ve všech hlav-
ních prostorách 2,8 m.
Střechy jsou ploché, pochozí s terasa-
mi nebo ozeleněné extenzivní vegetací.
KONSTRUKCE DOMU
Dům byl navržen nad poměrně strmým
erozně denudačním údolním svahem
potoka. Řešené území je v 2. ochran-
ném pásmu vodárny.
Založení a konstrukce suterénu
Založení konstrukce domu je navrženo
plošné pomocí základové desky v pod-
sklepené části a na základovém roštu
nepodsklepená část.
Pod základovou desku byl prove-
den podkladní beton tloušťky 100 mm
z betonu C8/10. Základová deska
a suterénní stěny jsou navrženy z „vo-
dostavebného“ betonu v systému „bí-
lá vana“. Základová deska horní stav-
by má dvě hlavní výškové úrovně. Po
vnějším obvodu základové desky 1. PP
1a
1 3
S T A V E B N Í K O N S T R U K C E ❚ S T R U C T U R E S
6 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
a v místech změn výškových úrovní
jsou základové prahy (náběhy), které
mají zešikmená čela.
Výztuž základové desky je váza-
ná, distanční výztuže z vláknobetonu.
Střední distanční výztuž u tloušťky ví-
ce jak 450 mm byla provedena z váza-
né výztuže, jinak dle zvyklosti dodava-
tele. V místech kotvení ocelových slou-
pů byly osazeny kotevní plechy před
betonáží základové desky. V extrém-
ně namáhaných místech byly použity
pro přenos smykového napětí v desce
smykové lišty (Schöck Bole). Krytí vý-
ztuže bylo navrženo 35 mm.
Svislé konstrukce 1. PP byly navrženy
spolu se základovou deskou v systému
„bílé vany“ s těsněním pracovních spár
a se systémem řízených smršťovacích
spár. Tloušťky železobetonových stěn
jsou 200 a 300 mm. Vnitřní stěny jsou
napojeny pomocí vylamováků (Dumbo-
-Stahl) na obvodové stěny. Armokoše
byly navrženy z vázané výztuže s krytím
35 mm u vnějších stěn a 20 mm u vnitř-
ních stěn. Distanční prvky z vláknobeto-
nu. U vnitřních stěn, které nejsou v po-
hledové úpravě betonu, bylo možno po-
užít distanční prvky dle zvyklostí doda-
vatele. Do obvodové stěny byly osazeny
prvky pro přerušení tepelného mostu
(Schöck Isokorb) mezi zázemím bazé-
nu a konstrukcí domu. Do stěn střední
stěny jsou zakotveny schodišťové stup-
ně pomocí navrtané a nalepené výztu-
že stupňů (na HILTI HIT-RE500).
Stropní konstrukce nad 1. PP byly na-
vrženy v jedné výškové úrovni o tloušť-
ce 200 mm. Do této stropní desky byly
před betonáží osazeny kotevní plechy
ocelových sloupů 1. NP. Výztuž byla
navržena vázaná, v horní vrstvě z KARI
sítí s krytím 20 mm, distanční podlož-
ky dolní výztuže z vláknobetonu, hor-
ní výztuže dle zvyklostí dodavatele.
Ve stropní desce je smyková výztuž ře-
šena pomocí vázané výztuže a třmín-
kovými lištami (Schöck BOLE).
Sloupy v 1. PP jsou ocelové o prů-
měru 300 mm přivařené ke kotevním
plechům zabetonovaným v základo-
vé desce. V hlavě jsou sloupy opatřeny
hlavicí, ke které byla přivařena dolní vý-
ztuž stropní desky nad 1. PP.
Nosné konstrukce horní stavby
Horní stavba v 1. až 3. NP kombinuje
materiály: ocelové sloupy, výztuhy že-
lezobetonových konstrukcí, konstruk-
ce z běžných tříd betonu a konstrukce
z Liaporbetonu.
Stěny v 1. NP jsou navrženy jak
z obyčejného betonu tloušťky 200, 250
a 300 mm, tak z Liaporbetonu v tloušť-
ce 700 mm. Část vnitřních stěn je na-
pojena pomocí vylamováků (Dumbo-
-Stahl) na obvodové stěny. Armokoše
jsou navrženy z vázané výztuže s kry-
tím v tloušťce 40 mm u stěn z Liapor-
betonu, 20 mm u vnitřních stěn z oby-
čejného betonu a 35 mm u vnějších
stěn z obyčejného betonu. Distanční
prvky jsou z vláknobetonu, jen u vnitř-
ních stěn, které nejsou v pohledové
úpravě betonu, byly použity distanční
prvky dle zvyklostí dodavatele.
V 1. NP jsou ocelové sloupy o průmě-
ru 245 mm přivařené ke kotevním ple-
chům zabetonovaným ve stropní desce
nad 1. PP. V hlavě jsou sloupy opatřeny
1.011.071.061.051.04 1.02
1.03
1.08
1.09
1.10
1.01 ZÁDVEŘÍ1.02 GARÁŽ1.03 OBÝVACÍ POKOJ1.04 SPÍŽ1.05 KUCHYŇSKÝ KOUT1.06 PŘEDSÍŃ WC1.07 WC1.08 TERASA1.09 VNITŘNÍ SCHODIŠTĚ1.10 VENKOVNÍ SCHODIŠTĚ
2.01
2.02
2.03
2.04 2.06 2.09
2.05 2.07
2.08
2.12
2.11
2.10
2.01 HALA2.02 KOUPELNA2.03 ŠATNA2.04 POKOJ2.05 KOPELNA2.06 POKOJ2.07 KOUPELNA2.08 ŠATNA2.09 LOŽNICE2.10 ATRIUM2.11 VNITŘNÍ SCHODIŠTĚ2.12 VENKOVNÍ SCHODIŠTĚ
Obr. 1 Pohled na rodinný dům ze zahrady ❚ Fig. 1 View from the garden
Obr. 2 Půdorysy, a) 1. NP, b) 2. NP ❚ Fig. 2 Ground plan, a) ground floor, b) 1st above-
ground floor
Obr. 3 Řezy konstrukcí, a) podélný, b) příčný ❚ Fig. 3 Construction sections, a) longitudinal,
b) cross section
2b
3a 3b
2a
1 4 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
S T A V E B N Í K O N S T R U K C E ❚ S T R U C T U R E S
hlavicí, ke které byla přivařena dolní vý-
ztuž stropní desky nad 2. NP.
Stropní konstrukce byla navržena
tloušťky 530 mm, v částech 700 mm
z Liaporbetonu, část stropní desky nad
garáží je z obyčejného betonu tloušť-
ky 200 mm. Do této stropní desky by-
ly před betonáží osazeny kotevní ple-
chy ocelových sloupů 2. NP. Výztuž by-
ly navržena vázaná ve třech úrovních,
dolní, střední a horní, distanční podlož-
ky dolní výztuže z vláknobetonu, střed-
ní a horní výztuže dle zvyklostí do-
davatele. Ve stropní desce je smyko-
vá výztuž řešena pomocí třmínkových
lišt. Ve stropní desce je osazen ocelo-
vý průvlak uložený na ocelové sloupy
a spřažený se stropní deskou pomocí
spřahovacích trnů.
Obr. 4 a) Kuchyně, b) obytný prostor se
schodištěm do 2. NP, c) jídelna ❚
Fig. 4 a) Kitchen, b) living room and staircase
to the 1st above-ground floor, c) dining room
Obr. 5 a) Schodišťový prostor, b) detail
vykonzolovaných schodišťových stupňů ❚
Fig. 5 a) Staircase, b) detail of the cantilevers
of the stairs
4a
4b
4c
1 5
S T A V E B N Í K O N S T R U K C E ❚ S T R U C T U R E S
6 / 2 0 1 3 ❚ 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
Stěny v 2. NP jsou opět navrženy z obyčejného betonu
i z Liaporbetonu, ve stejných tloušťkách jako v 1. NP. Téměř
všechny vnitřní stěny jsou v tomto podlaží navrženy jako stě-
nové nosníky a spřažením se stropními deskami tvoří prosto-
rovou nosnou konstrukci. Armokoše jsou opět navrženy z vá-
zané výztuže s krycími vrstvami a distančními podložkami na-
vrženými dle stejných pravidel jako v 1. NP.
Ocelové sloupy mají v 2. NP průměr 160 mm, jsou opět při-
vařeny ke kotevním plechům zabetonovaným ve stropní des-
ce nad 1. NP a v hlavě jsou opatřeny hlavicí, ke které byla při-
vařena dolní výztuž stropní desky nad 2. NP.
Stropní konstrukce nad 2. NP je navržena tloušťky 530 mm,
v částech 700 mm z Liaporbetonu. Do této stropní desky by-
ly před betonáží osazeny kotevní plechy ocelových sloupů
3. NP. Výztuž je navržena stejná jako u stropů v nižších pod-
lažích.
Svislé konstrukce jsou železobetonové o tloušťce 250
a 200 mm, které vybíhají nad stropní desku ve formě železo-
betonových atik. Stropní konstrukce nad 3. NP byla navržena
v jedné výškové úrovni o tloušťce 200 mm z běžného betonu.
Schodiště v celém objektu byla navržena jako konzo-
ly vetknuté do železobetonových stěn v podlažích. Vetknu-
tí bylo provedeno dodatečně vrtanou a vlepenou výztuží. Vý-
ztuž stupňů je z vázané výztuže a distanční podložky z vlák-
nobetonu.
Doporučení a požadavky pro realizaci konstrukce
Před realizací konstrukce byl vypracován plán betonáže v ná-
vaznosti na pohledové plochy a požadavky na spáry mezi
bedněním stropních konstrukcí a stěn. U konstrukcí z pohle-
dového betonu byly zešikmeny hrany lištami 10/10 mm a by-
lo nutno dodržet kladečské plány bednících dílců dle staveb-
ní části projektové dokumentace, včetně rozmístění „schwub-
tyčí“ apod.
Vibrování betonové směsi muselo být prováděno zvlášť
pečlivě, hlavně v místech, kde jsou stropní desky silně vy-
ztuženy.
Úpravě pracovních spár mezi jednotlivými betony byla věno-
vána zvláštní pozornost.
Zpracovatel statické části projektové dokumentace upozor-
nil účastníky projektu na možný výskyt trhlinek v místě svo-
dů kanalizace, kde jsou tloušťky železobetonových stěn osla-
beny.
Před betonáží konstrukcí bylo nutno zkontrolovat, zda jsou
všechny prostupy provedeny v souladu se statickou i staveb-
ní částí projektové dokumentace.
Před betonáží byly do konstrukcí vloženy veškeré rozvody
elektro (chráničky, krabice, svítidla, zemnící prvky apod.) dle
příslušné části projektové dokumentace.
V projektu bylo předepsáno, aby po betonáži obvodových
stěn, které jsou součástí „bílé vany“, byly tyto ponechány min.
pět dnů v bednění pro minimalizaci negativních vlivů při rych-
lém poklesu gradientu teploty na rozvoj smršťovacích trhli-
nek. Stejné doporučení platilo i pro všechny stěny z pohle-
dového betonu.
POHLEDOVÝ MONOLIT ICKÝ TEPELNĚ IZOLAČNÍ
BETON
Pohledový monolitický tepelně izolační beton není sice běž-
ným stavebním materiálem, ale je v posledních letech využí-
ván evropskými architekty pro ztvárnění velmi zajímavých sta-
veb [1]. Výhodou tohoto betonu je zejména možnost využití
pohledového betonu současně v exteriéru i interiéru bez při-
5a
5b
1 6 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
S T A V E B N Í K O N S T R U K C E ❚ S T R U C T U R E S
dání tepelných izolací. Na druhou stranu
je vhodné si uvědomit, že tento druh be-
tonu patří z hlediska technologie výro-
by, ukládání a ošetřování mezi náročněj-
ší aplikace a je proto nutné na tento fakt
brát zřetel již při přípravě stavby.
Vylehčení betonu se provádí dvěma
způsoby.
• Přidáním lehkého kameniva Liapor
a napěněním cementové matrice. Lia-
porbeton dosahuje nízké objemové
hmotnosti pod 1 000 kg/m3. Pórovi-
tost charakteristická i pro kamenivo
Liapor zabezpečuje výbornou tepel-
nou izolaci.
• Napěnění cementové matrice se do-
cílí použitím napěňujících přísad. Exis-
tuje několik variant receptur tohoto ty-
pu betonu a místně se jeho vlastnos-
ti mohou lišit, což je dáno právě pou-
žitými surovinami v dané lokalitě. Před
návrhem konstrukce z tohoto beto-
nu je doporučeno na určené betonár-
ně provést průkazní zkoušku betonu.
Objemová hmotnost ztvrdlého betonu
ve vysušeném stavu se pohybuje mezi
900 a 950 kg/m3, s přirozenou vlhkostí
do 1 000 kg/m3. Pevnostní charakteris-
tiky jsou znázorněny na obr. 9.
Napěněním struktury betonu dochází
ke zvýšení jeho objemu o 17 až 20 %.
Stanovením charakteristik vzducho-
vých pórů (Spacing factor) se tyto hod-
noty víceméně potvrzují. Uvedené vý-
sledky ale do určité míry ovlivňuje fakt,
že při míchání betonu se vždy částečně
podrtí lehké kamenivo a do výsledků te-
dy mohou vstupovat póry rozdrcených
částeček lehkého kameniva. Obsah mi-
kroskopického vzduchu (do 300 μm) se
ale pohybuje kolem 6 %.
Metodou horkého drátu byl u receptu-
ry stanoven koeficient tepelné vodivosti
λ = 0,24 W/m.K.
Specifika výstavby s použitím
lehkého izolačního betonu
Monolitický izolační beton s využitím
kameniva na bázi expandovaného jílu
zajišťuje žádoucí statické a požadova-
né tepelně izolační hodnoty pro mono-
litické nosné tepelně izolační konstruk-
ce, u kterých se nemusí používat doda-
tečná izolace ani jakékoliv jiné úpravy
povrchů. Od parotěsných zábran, izo-
lace nebo omítky se naprosto upouš-
tí. Stavební fáze se tak zkracuje na od-
Obr. 6 Terasa a atrium v 1. NP ❚
Fig. 6 Terrace and atrium in the ground floor
Obr. 7 Terasa ve 2. NP ❚ Fig. 7 Terrace
on the 1st above-ground floor
Obr. 8 Betonová fasáda domu z ulice a ze
zahrady ❚ Fig. 8 Concrete façade a) from
the street, b) from the garden
Obr. 9 Grafické znázornění pevnostních
charakteristik lehkého betonu ❚
Fig. 9 Graph of the lightweight concrete
strength
6
7
1 7
S T A V E B N Í K O N S T R U K C E ❚ S T R U C T U R E S
6 / 2 0 1 3 ❚ 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
stranění bednění a vysušení stavební-
ho prvku.
Monolitickou konstrukci je třeba na-
vrhnout tak, aby se v ní nevytvářely te-
pelné mosty. Docílené betonové povr-
chy jsou homogenní a jemně strukturo-
vané, není nutné je dále upravovat nebo
dodatečně zušlechťovat. Estetický do-
jem, jež vyvolávají, odpovídá dnešnímu
duchu doby. Doporučuje se však opat-
řit povrch hydrofobním nátěrem na be-
ton, a to nejen kvůli vytvoření povrchu
odpuzujícímu vodu, ale také z důvodu
snížení špinivosti povrchu pohledové-
ho betonu.
Při technologii výroby, ukládání a ošet-
řování existují určité odlišnosti, které je
třeba akceptovat.
Např., tak jako u jiných typů lehkých
betonů s využitím lehkého pórovitého
kameniva, se jedná o vyřešení nasáka-
vosti lehkého kameniva. Použitím před-
máčeného lehkého kameniva se do-
sáhne stabilnějšího reologického cho-
vání čerstvého betonu a lépe se regulu-
je napěnění cementové matrice.
Tento monolitický izolační beton lze
ukládat bádiemi. Nelze ho čerpat, čímž
se zpomaluje samotná rychlost betoná-
že a musí se s tím tedy počítat již při ná-
vrhu samotné konstrukce.
Doba zpracovatelnosti se dle okol-
ních podmínek (zejména počasí) pohy-
buje od 60 do 90 min. Zejména vysoké
letní teploty nejsou pro betonáž vhod-
né. Aby byly splněny tepelně technické
požadavky, stěna z tohoto typu beto-
nu musí být cca 700 mm silná. Lehké
kamenivo Liapor má výraznou tepelně
akumulační vlastnost, a proto může při
vyšších teplotách prostředí docházet
po uložení čerstvého betonu do bed-
nění k velkému nárůstu teploty samot-
ného betonu.
Velmi důležité je dodržovat technolo-
gickou kázeň při hutnění betonu ponor-
nými vibrátory. Pokud se během vibra-
ce vibrátor dotýká stěn bednění, do-
chází k vadám povrchu. Také kontakt
s výztuží není vhodný.
ZÁVĚR
Rodinný dům v Praze Kunraticích je
druhou významnou aplikací pohledo-
vého tepelně izolačního betonu v Čes-
ké republice a poprvé zde byl tento typ
betonu použit nejen na stěny, ale také
na stropní konstrukci. Před výstavbou
byly provedeny zkušební stěny, které
napomohly k nalezení optimální techno-
logie na dané stavbě.
Závěrem lze konstatovat, že se ten-
to inovační ultralehký beton výborně
osvědčuje v praxi i přes některá techno-
logická úskalí, která je třeba během mí-
chání, dopravy a ukládání překonat.
Investor soukromá osoba
Zpracovatel
OK Plan architects, s. r. o.,
Humpolec, Ing. arch. Luděk Rýzner,
Ing. arch. Jiří Vincenc
Projekt nosné
konstrukce
Ing. Pavel Hladík,
Hladík a Chalivopulos, s. r. o.
Generální
dodavatelROSS Holding
Dodavatel
betonuSkanska, a. s.
Návrh LWCLiaporbeton
Ing. Michala Hubertová, Ph.D., MBA
Realizace 2010 až 2013
Fotografie: Iveta Kopicová
Ing. arch. Luděk Rýzner
Ing. arch. Jiří Vincenc
oba: OK plan architects, s. r. o.
Na Závodí 631, 396 01 Humpolec
Ing. Pavel Hladík
Hladík a Chalivopulos, s. r. o.
Pekařská 398/4, 602 00 Brno
e-mail: [email protected]
tel.: 539 085 600-2
www.hch.cz
Ing. Michala Hubertová, Ph.D., MBA
e-mail: [email protected]
Pevnostní charakteristiky
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 7 28 180stáří [dny]
pevn
ost
[MP
a]
Vývoj pevnosti v tlaku Vývoj pevnosti v tahu za ohybu
Literatura:
[1] Hubertová M.: Monolitický izolační beton. Beton TKS, 2008/
samostatná příloha časopisu Povrchy betonu, pp. 102–107,
ISSN 1213 – 3116
[2] Hubertová M.: Lehké betony. Beton TKS, 2012/samostatná
příloha Betonové konstrukce 21. století – betony s přidanou
hodnotou, pp. 106–119, ISSN 1213 – 3116
[3] Liapornews 2/2005; 1/2008 Liapor GmbH Pautzfeld;
www.liapor.com
[4] Liapornews 3/2007 Lias Vintířov, Lehký stavební materiál, k. s.;
www.liapor.cz
8a
9
8b
TRVANLIVOST LEHKÉHO KONSTRUKČNÍHO BETONU ❚
DURABILITY OF LIGHTWEIGHT STRUCTURAL CONCRETE
1 8 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
Michala Hubertová
Trvanlivost je schopnost výrobku provozu-
schopnosti po stanovenou dobu v určeném
prostředí. Může být také definována jako schop-
nost betonu odolávat vnějším vlivům, jako jsou
klimatické podmínky, vliv životního prostředí,
chemickým látkám a mechanickému poško-
zení. Lehký beton stejně jako obyčejný beton
podléhá normě ČSN EN 206-1/Z3 a musí být
tedy klasifikován podle tříd agresivity prostře-
dí. K trvanlivosti lehkého betonu se přistupuje
shodně jako k trvanlivosti obyčejného betonu,
která je závislá zejména na pórovitosti a vlh-
kosti ztvrdlého betonu a na okolních pod-
mínkách prostředí. Cílem článku je upozornit
na odlišnosti v chování betonu zejména díky
přidání lehkého pórovitého kameniva, které
mohou mít vliv na trvanlivost konstrukce vyro-
bené z tohoto typu betonu. ❚ Durability is the
capability of a product, component, assembly,
or construction to maintain its serviceability
over a specified period of time in a specified
environment. The durability of concrete can be
defined as its ability to resist external influences
such as climatic conditions, environmental
exposure, chemical attack and mechanical
damage. Lightweight concrete as well as
ordinary concrete belong to standard EN 206-1/
Z3 and must therefore be classified according
to classes of aggression environments. The
issue of durability of lightweight concrete is
the same as for normal concrete durability,
which is particularly dependent on the porosity
and moisture content of hardened concrete,
and then to the surrounding environmental
conditions. This article aims to highlight the
differences in the behaviour of the concrete
especially with the addition of lightweight porous
aggregates, which can affect the durability of
the construction made of this type of concrete.
Pantheon postavený kolem roku 126
stále zůstává nedotčen. Jeho kopule je
postavena z lehkého betonu vyrobené-
ho z přírodního lehkého kameniva z vul-
kanických zdrojů a objemová hmotnost
tohoto betonu se od spodní části ko-
pule směrem k vrcholu snižuje. Skuteč-
nost, že mnoho betonových konstrukcí
postavených v dnešní době má krátkou
životnost, což vede k nákladným opra-
vám, zdůrazňuje význam trvanlivosti.
U konstrukčního lehkého betonu se
očekává, že poskytne stejnou pevnost
a trvanlivost jako obyčejný beton. Lze
uvést řadu příkladů odolných konstrukcí
z lehkého betonu, přesto existují obavy
o životnost konstrukcí z lehkého beto-
nu, zejména pokud jde o mrazuvzdor-
nost, odolnost povrchu vůči CHRL
a mechanickou odolnost.
Konstrukční lehké betony obvykle ob-
sahují kamenivo vyrobené výpalem jílů
či břidlic, expandovaného či sbalkova-
ného popílku nebo strusky nebo kame-
nivo z přírodních pórovitých vulkanic-
kých zdrojů. Protože se v České repub-
lice používá zejména lehké kamenivo
na bázi expandovaného jílu, článek bu-
de zaměřen převážně na lehké betony
vyrobené z tohoto kameniva.
Trvanlivost betonu je ovlivňována pro-
pustností (permeabilita) krycí vrstvy be-
tonu. Základní podmínkou pro členění
mechanismů v betonu je přístup k vodě
a propustnost mikrostruktury určující,
jak rychle jsou agresivní kapaliny nebo
ionty dopravovány do struktury ma te-
riá lu. Pronikání agresivních iontů a teku-
tin do a z betonu závisí na mikrostruktu-
ře materiálu a povaze prostupující látky,
stejně jako na vlhkosti, teplotě a tlaku.
V praxi je nejčastějším problémem ži-
votnosti železobetonové konstrukce ko-
roze výztuže. Hlavním faktorem koroze
je propustnost betonu, konkrétně pro-
pustnost krycí vrstvy betonu.
Trvanlivostní aspekty LWAC, které je
vždy třeba zvážit podrobněji, jsou:
• propustnost (permeabilita),
• koroze výztuže,
• odolnost proti zmrazování a rozmra-
zování,
• mechanická odolnost (otěr),
• chemická odolnost,
• alkalicko-křemičitá reakce (ASR).
PROPUSTNOST (PERMEABIL ITA)
Vysoká pevnost a trvanlivost lehkého
betonu je dána kvalitní (nepórovitou) ce-
mentovou matricí a kvalitním lehkým ka-
menivem jako plnivem. V důsledku ab-
sorpce vody lehkým kamenivem v prů-
běhu zrání čerstvého betonu (zejmé-
na je-li použito suché lehké kamenivo)
mají lehké betony velmi kvalitní kontakt-
ní zónu (přechodové pásmo) mezi ka-
menivem a cementovým tmelem. Kva-
litní hutná cementová pasta a kontakt-
ní zóna zajišťují vysokou odolnost proti
průniku agresivních látek, kyslíku a vo-
dy. Proto se u kontaktní zóny lehkých
betonů často hovoří o další fázi kompo-
zitu, které je třeba věnovat pozornost.
Slabým článkem, pokud jde o propust-
nost, je samotné lehké kamenivo. Pó-
rovitost i propustnost určují vlastnos-
ti cementové matrice, lehkého kameni-
va a kontaktní zóny kameniva a cemen-
tové pasty.
Voda hraje důležitou roli ve všech de-
gradačních mechanismech v betonu
a míra absorpce vody je proto dobrým
ukazatelem potenciální trvanlivosti.
Je známo, že při vyšším vodním sou-
činiteli vznikají v cementové matrici me-
zi zrny hydratujícího cementu kapilární
póry nepravidelného tvaru, jejichž veli-
kost se pohybuje od 0,1 do 10 μm.
Množství těchto pórů lze technologic-
ky ovlivnit snížením vodního součinitele
a způsobem ošetřování zrajícího beto-
nu. Stejně jako u obyčejného i u lehké-
ho betonu platí, že čím nižší vodní sou-
činitel cementová pasta má, tím mé-
ně obsahuje kapilárních pórů. Hutnou
strukturou cementové pasty se ome-
zí možnost lehkého pórovitého kameni-
va podílet se na transportu vody v kapi-
lárním systému betonu. Opačně, zvýše-
ní vodního součinitele způsobuje hrubší
pórový systém, kapilární odpor v pastě
se sníží, což teoreticky umožní pórovi-
tému kamenivu podílet se na transpor-
tu vody uvnitř betonu.
Propustnost betonu také určuje dlou-
hodobý obsah vlhkosti lehkého betonu
a lehkého kameniva při styku s vodou
či ve vlhkém prostředí. Tento parame-
tr je důležitý pro dlouhodobou objemo-
vou hmotnost, ale i pro všechny trvan-
livostní mechanismy spojené s přítom-
ností vody. Podrobná studie zaměře-
ná na vliv úrovně dlouhodobé vlhkos-
ti lehkého betonu na trvanlivost dosud
nebyla publikována. Lze konstatovat,
že, stejně jako u obyčejného betonu,
je vhodné zajistit opatření proti dlouho-
dobému působení vlhkosti na železo-
betonové konstrukce, a to konstrukčně
i technologicky.
Vznik trhlin v krycí vrstvě betonu má
místně vliv na propustnost a může
způsobit vyšší nasákavost betonu vo-
dou a vniknutí agresivních látek s ná-
sledným vlivem na trvanlivost. Přírod-
ní kamenivo je velmi pevné v porovná-
ní s okolní matricí, což způsobuje míst-
ní koncentrace napětí a rozvoj trhlin.
Na druhou stranu pro lehké betony je
charakteristická rovnost modulu pruž-
nosti kameniva a matrice, což umožňu-
je rovnoměrnější rozložení napětí a mé-
ně rozsáhlý vznik případných trhlin [10].
Vznik trhlin může způsobit smršťová-
ní. Lehký beton má v porovnání s nor-
1 96 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
málním betonem velmi nízké smršťo-
vání vysýcháním i autogenní smršťová-
ní. To je způsobeno vodou obsaženou
v jednotlivých zrnech lehkého kameni-
va, která plní úlohu vodního zdroje bě-
hem zrání betonu, díky kterému dochá-
zí k lepší hydrataci cementu a reduk-
ci smrštění samovysýcháním ztvrdlého
betonu zvláště u betonů s nízkým vod-
ním součinitelem. Tento proces se čas-
to označuje jako „vnitřní samoošetřová-
ní“ betonu [11].
Vnitřní samoošetřování lehkého beto-
nu nabízí výhody ve zlepšení hydratace,
snížení průniku chloridů a nižším smrš-
ťování. To pomáhá betonu dosáhnout
svého maximálního potenciálu jako udr-
žitelného stavebního materiálu s dlou-
hou životností. Vnitřní samoošetřování
není novým pojmem, v posledních le-
tech probíhalo mnoho výzkumů na to-
to téma. Je už známo, jak tento proces
funguje a dokonce i způsob, jak navrh-
nout řízený proces vnitřního samoošet-
řování.
V USA se při návrhu lehkého betonu
začíná počítat s vnitřním ošetřováním
k zvýšení odolnosti a životnosti budova-
né konstrukce. Jde o nový přístup k ná-
vrhu lehkého betonu a dokonce oby-
čejného betonu s objemovou hmotnos-
tí nad 2 000 kg/m3. Vnitřní samoošetřo-
vání nabízí možnosti, které klasické be-
tony ani konvenční ošetřování betonu
nemůže poskytnout. Potřeba vnitřního
samoošetřování se zvyšuje při nižším
vodním součiniteli. Výzkumy ukazují, že
i u betonů s běžným v/c (0,4 až 0,46)
nedojde k úplné hydrataci cementu,
a to ani po mnoha měsících.
Ukazuje se, že vnitřního samoošetřo-
vání může být výhodně použito u be-
tonů využívajících vyšší obsah přímě-
sí (popílek, struska atd.), protože po-
třeba vody je během jejich reakce zvý-
šená. V těchto případech se objevuje
myšlenka využití pórovitého kameni-
va v běžném betonu, tzn., že objemová
hmotnost ztvrdlého betonu bude nad
2 000 kg/m3. Pouze část přírodního ka-
meniva je nahrazena pórovitým, jehož
hlavní úlohou je tzv. rezervoár vody bě-
hem hydratace betonu. Je třeba zdů-
raznit, že vnitřní samoošetřování nena-
hrazuje konvenční ošetřování povrchu
betonu [6].
Příručka ESCSI’s „Guide for Concrete
Mixture Designs using Prewetted ESCS
Lightweight Aggregates for Internal Cu-
ring“ z roku 2011 udává doporučená
množství přídavné vody [12]. Autor uvá-
dí jako vhodnější stanovit toto množství
vždy na základě druhu použitého póro-
vitého kameniva a použité technologie
míchání a ukládání betonu.
První experimenty ukládání tohoto
druhu betonu finišerem prokázaly pod-
statné snížení vzniku trhlin v betonu.
Následovaly reálné aplikace, kterých
v poslední době přibývá:
• The Union Pasific Intermodal Terminal
(Hutchins, Texas 2005),
• Texas State Highway SH 121 (Dallas,
Texas 2007),
• mostní desky (State of Indiana, USA
2010),
• atd., viz [6].
Na druhou stranu může být lehký be-
ton, vzhledem k absorpci vody v pří-
padě použití suchého kameniva, v po-
čáteční fázi zrání citlivější na plastic-
ké smršťování oproti obyčejnému be-
tonu [13].
KOROZE VÝZTUŽE
A KARBONATACE
Schopnost chránit betonářskou ocel
před korozí je rozhodující pro trvanlivost
konstrukčního lehkého betonu. Koroze
výztuže má za následek snížení efek-
tivního průřezu dané konstrukce a od-
lupování krycí vrstvy betonu. Ke koro-
zi výztuže dochází po snížení pH krycí
vrstvy betonu (tzv. depasivaci), které je
převážně důsledkem karbonatace be-
tonu, tedy pronikání iontů oxidu uhliči-
tého do betonu za přítomnosti vlhkosti.
Je-li výztuž v kontaktu se zrnem leh-
kého kameniva, které se nachází v zó-
ně napadené karbonatací, riziko koroze
se zvyšuje. Aby bylo zajištěno, že zrno
lehkého kameniva umístěné na povr-
chu betonu není v kontaktu s ocelovou
výztuží, a bylo tak zabráněno, aby zr-
no plnilo funkci „difúzního mostu“, mu-
sí být krycí vrstva lehkého betonu ales-
poň o 5 mm silnější oproti obyčejnému
betonu. Toto zohledňuje norma ČSN
EN 1992-1-1 Navrhování betonových
kon strukcí, kapitola 11 – Konstrukce
z be tonu s pórovitým kamenivem.
Kvalita krycí vrstvy betonu je stejně
důležitá jako její tloušťka. Extrémní pří-
pady rychlé karbonatace jsou způsobe-
ny spíše špatnou kvalitou betonu v kry-
cí vrstvě. Pokud je použit kvalitní, dob-
ře zhutněný beton, který měl možnost
zrát za dobrých vlhkostních podmínek,
potřeba silné krycí vrstvy je diskutabil-
ní. Silná krycí vrstva může do jisté míry
kompenzovat špatnou kvalitu betonu.
Bylo prokázáno [14], že lehkému betonu
s krycí vrstvou pouhých 30 mm, v mír-
ně vlhkém prostředí (do 20 %), s v/c
menším než 0,65, bude trvat více než
50 let, než se nasytí oxidem uhličitým
a karbonatace dosáhne výztuže. Pod-
statně důležitější je vliv okolního pro-
středí, a zejména obsah CO2 ve spolu-
působení s vlhkostí.
Stejně tak, jako u karbonace, kde má
větší vliv kvalita cementového tmele,
je tomu u pronikání chloridů či dalších
agresivních látek. Rozdíl oproti normál-
nímu betonu je pouze v zrnech lehkého
kameniva, která jsou pórovitá a můžou
urychlovat prostup agresivních médií
strukturou betonu, což je ošetřeno již
v návrhu větší minimální krycí vrstvou
výztuže. Na druhou stranu je kontakt-
ní zóna lehkého kameniva a cemento-
vého tmele v případě dobře zvolené-
ho návrhu a výroby betonu mnohem
kvalitnější.
Lehké betony s různými typy lehkých
kameniv (expandované jíly a břidlice,
popílkové kamenivo či přírodní pem-
za) nevykazují významný rozdíl v per-
meabilitě, avšak za předpokladu stejné-
ho složení cementové pasty s vysokou
kvalitou. Mikrosilika a další pucolánové
příměsi svým vlivem na zkvalitnění ce-
mentové matrice zvyšují odolnost leh-
kého betonu.
MECHANICKÁ ODOLNOST
Odolnost proti opotřebení betonu závi-
sí na tvrdosti, pevnosti a houževnatos-
ti ztvrdlé cementové pasty definované
vodním součinitelem, druhem a množ-
stvím cementu, kameniva, vazbou mezi
jednotlivými složkami a konečnou úpra-
vou povrchu betonu.
V dobrém povrchu betonové podla-
hy jsou hrubá zrna kameniva překryta
cementovým tmelem, který má nízkou
otěruvzdornost. I když lehké kamenivo
může obsahovat relativně tvrdý materiál,
jeho otěruvzdornost je relativně nízká
a může být i nižší než u vytvrzené ce-
mentové pasty. Lehký beton je tedy
méně otěruvzdorný oproti obyčejnému
betonu, a to ve chvíli, kdy se mechanic-
kým působením otevře jeho struktura
až k zrnům lehkého kameniva.
Provedené experimenty prokázaly, že
opotřebení v důsledku otěru bylo dva-
krát až pětkrát vyšší u lehkých betonů
s použitím lehkého kameniva na bá-
zi expandovaných jílů, s pevností v roz-
mezí mezi 25 a 55 MPa, oproti obyčej-
nému betonu s přírodním kamenivem
[15]. Rozptyl výsledků závisí na obje-
mové hmotnosti lehkého betonu a sa-
motného lehkého kameniva a na vod-
ním součiniteli cementového tmele.
Mechanická odolnost lehkého betonu
může být zlepšena přidáním drobného
přírodního kameniva – písku. Kombina-
2 0 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
ce relativně měkkého lehkého kameni-
va s tvrdým drobným kamenivem zlep-
šuje kvalitu matrice. Dalším opatřením
je použití povrchových úprav.
Vzhledem ke své nižší otěruvzdornos-
ti by lehký beton měl být používán pro
středně namáhané konstrukce. Je-li
použití ve více namáhaných konstruk-
cích nutné, je vhodné opatřit povrch
vsypem z otěruvzdorného materiálu.
MRAZUVZDORNOST
Mrazuvzdornost betonu se zvyšuje do-
datečným provzdušněním betonu, kdy
vzniklé drobné kulové póry v cemen-
tové matrici slouží pro vtlačování vody
během vzniku ledových krystalů. Tím
se snižuje hydrostatický tlak vznikají-
cí díky zvýšení objemu ledu. Stejně tak
fungují póry v lehkém kamenivu.
Obecně lze konstatovat, že lehké be-
tony jsou mrazuvzdorné. Norští vědci
prokázali, že lehké betony s vyšší pev-
ností vykazují stejnou nebo lepší mra-
zuvzdornost v porovnání s obyčejnými
betony, a ve většině případů i bez do-
datečného provzdušnění [11, 16].
Mrazuvzdornost lehkého betonu mů-
že být ale ovlivněna obsahem vody
v lehkém kamenivu [17]. Neprovzduš-
něný lehký beton obsahující suché leh-
ké kamenivo vykazuje vynikající mra-
zuvzdornost. Pokud lehký beton obsa-
huje v době zmrazování plně nasycené
pórovité kamenivo, má to za následek
velké trhliny uvnitř betonu, neboť vo-
dou zaplněné póry neslouží jako vol-
ný prostor při tvorbě ledových krysta-
lů. Na druhou stranu se plně nasycený
beton neobjevuje v mnoha případech.
Tato situace se např. řešila při výstav-
bě těžebních plošin na moři, které jsou
navrženy z lehkého betonu. Při beto-
náži byl použit beton se suchým leh-
kým kamenivem a přídavkem mikrosi-
liky. Při zkoumání vlivu obsahu vlhkosti
pórovitého kameniva na mrazuvzdor-
nost bylo zjištěno, že pokud je stupeň
nasycení vyšší než 90 %, má to za ná-
sledek snížení mrazuvzdornosti [18].
Různé druhy lehkého kameniva se liší
ve své kvalitě. Distribuce velikosti pó-
rů a struktura pórů lehkého kameniva
jsou důležité faktory ovlivňující schop-
nost jednotlivých zrn absorbovat vodu.
Kamenivo s dostatečně velkými pó-
ry vyloučí snadno vodu během zmra-
zovacích cyklů, je tedy méně náchyl-
né k poškození oproti kamenivu s ma-
lými póry, které brání snadnému trans-
portu vody.
CHEMICKÁ ODOLNOST –
SULFATACE
Chemická odolnost lehkého kameniva
je obvykle stejně dobrá, ne-li lepší než
přírodního kameniva. Zásadní je ovšem
také kvalita cementové matrice.
Potencionální sírany se nejčastěji vy-
skytují v podzemních vodách. V mi-
nulosti existovaly některé technologic-
ké postupy při průmyslové výrobě leh-
kého kameniva, jejichž důsledkem by-
la přítomnost menšího množství síranů
ve výsledném produktu. Síran reaguje
s hydroxidem vápenatým v hydratova-
né cementové pastě, což má za násle-
dek vznik trhlin v důsledku zvýšení obje-
mu vzniklých novotvarů. Pokud by leh-
ké kamenivo obsahovalo sírany, ty by
mohly postupně pronikat do struktury
cementové matrice a způsobit opoždě-
ný vznik ettringitu.
V posledních desetiletích se výrobní
postupy zdokonalily tak, že lze konstato-
vat, že lehká kameniva v zásadě neob-
sahují sírany. Dlouhodobé experimenty
prokazují, že lehký beton má v případě
přítomnosti kvalitní cementové matrice
dobrou odolnost proti pronikání sírano-
vých iontů. Problematika sulfatace je te-
dy shodná s obyčejnými betony.
ALKALICKO-KŘEMIČITÁ REAKCE
Podmínky nutné pro tvorbu ASR jsou:
• vysoký obsah alkálií v betonu,
1 4
2
3
Obr. 1 Schéma transportu vody v lehkém
kamenivu během hydratace cementu [3] ❚
Fig. 1 Scheme of water transport in
lightweight aggregate during the hydration
of cement [3 ]
Obr. 2 Princip vnitřního samoošetřování
betonu [2] ❚ Fig. 2 Principle of internal
curing [2]
Obr. 3 Schematické znázornění procesu
vnitřního samoošetřování [4] ❚
Fig. 3 Schematic illustration of the process
of internal curing [4]
Obr. 4 Vliv vnitřního samoošetřování
na propustnost (permeabilitu) betonu, zkoušeno
po 90 dnech, ošetřování 50% RH (Espinoza,
Hajazin 2010) [5] ❚ Fig. 4 Influence of
internal curing on permeability of concrete;
tested after 90 days; curing at 50% RH [5]
Obr. 5 Řez lehkým betonem – detail zrna
lehkého kameniva na bázi expandovaného jílu,
cementového tmele a jejich kontaktní zóny
❚ Fig. 5 Section of lightweight concrete –
lightweight expanded clay aggregate grain,
cement paste and their contact zone
5
Water / cement ration
Carg
e p
assed
(co
ulo
mb
s)
Mixture without internal curing
Mixture with internal curing
2 16 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
• množství oxidu křemičitého v kame-
nivu,
• dostupnost vody.
Kameniva na bázi expandovaného jílu
a břidlice jsou nereaktivní. Např. lehké
kamenivo na bázi expandovaného jílu
vyráběné v ČR má následující odolnost
vůči alkalicko-křemičité reakci: rozpíná-
ní po šesti měsících ≤ 0,02 % (dilatome-
trická zkouška dle ČSN 721179).
Vzhledem k nedostatečné reaktivitě
lehkého kameniva je nepravděpodob-
né, že by k ASR došlo i v případě, že by
ostatní dva faktory byly přítomny. Sa-
mozřejmě v případě použití kombinace
lehkého a přírodního kameniva se musí
přihlédnout k případné reaktivnosti po-
užitého přírodního kameniva.
ZÁVĚREČNÉ KOMENTÁŘE
Zvýšená odolnost a životnost lehkého
betonu jsou dány zejména:
• vylepšenými vlastnostmi cementové
matrice (propustnost) díky vnitřnímu
samoošetřování,
• kvalitní kontaktní zónou mezi lehkým
kamenivem a cementovou matricí,
• větší kompatibilitou modulu pružnos-
ti lehkého kameniva a cementové ma-
trice,
• sníženým rizikem vzniku trhlin v leh-
kém betonu díky omezenému smrš-
ťování.
Přestože je trvanlivost obyčejného be-
tonu často korelována s pevností, u leh-
kého betonu tomu tak být nemusí, a to
vzhledem k různým vlastnostem růz-
ných typů lehkých kameniv.
Nejzřetelnější rozdíl mezi lehkým
a obyčejným betonem je v objemo-
vé hmotnosti. To je způsobeno tím, že
při použití lehkého kameniva je obsah
vzduchu v betonu výrazně vyšší.
Srovnává-li se životnost lehkého
a obyčejného betonu o stejné pevnos-
ti (či pevnostní třídě), je třeba mít na pa-
měti, že se jedná o dvě různé směsi,
které se budou pravděpodobně pod-
statně lišit v obsahu cementu a výši
vodního součinitele. Navrhovat, vyrábět
a ukládat lehký beton či obyčejný be-
ton se stejnou pevností vyžaduje různé
úrovně znalostí a dovedností.
U lehkého betonu se očekává nižší
propustnost vzhledem ke kvalitní kon-
taktní zóně lehkého kameniva a ce-
mentového tmele, v důsledku vnitřního
samoošetřování a díky pucolánovému
charakteru materiálu lehkého kameni-
va, který umožňuje chemickou vazbu
mezi kamenivem a cementovou pas-
tou [19]. Lehký beton odolává chemic-
ké degradaci způsobené ASR či sulfa-
tací a vykazuje výbornou mrazuvzdor-
nost.
Lehký beton vykazuje horší mecha-
nickou odolnost danou měkkým leh-
kým kamenivem.
ZÁVĚR
Z uvedeného lze konstatovat, že u leh-
kého betonu je zásadní (stejně jako
u obyčejného betonu) dosáhnout kva-
litní hutné cementové matrice s mini-
mem pórů, která zásadně ovlivňuje pro-
nikání agresivních látek do betonu. Po-
užitím lehkého pórovitého kameniva lze
technologicky významně pozitivně ovliv-
nit hutnost cementové matrice a docílit
tak vysoké trvanlivosti betonu. U beto-
nů vyšších pevnostních tříd toho lze do-
sáhnout samozřejmě. V případě použití
„méně hodnotných“ lehkých betonů (tj.
betonů nízkých pevnostních tříd) to ale
samozřejmostí být nemusí.
Základní opatření, jak zabránit koro-
zi výztuže v betonu, která udává nor-
ma ČSN EN 206-1/Z3, jsou více než
dostatečná i pro lehké betony. V čes-
kých podmínkách (zejména vzhledem
k surovinové základně lehkého kameni-
va) lze označit lehké betony od pevnost-
ní třídy LC25/28 za lehké betony s vel-
mi kvalitní cementovou matricí schop-
né odolávat vnějším agresivním činite-
lům. Toto tvrzení lze jednoduše podlo-
žit faktem: beton pevnosti 25 MPa a výš
s použitím lehkého kameniva o pevnos-
ti do 7 MPa s přídavkem drobného pří-
rodního kameniva musí obsahovat velmi
kvalitní cementovou matrici už jen z dů-
vodu dosažení takovéto pevnosti.
Tento příspěvek vznikl v rámci řešení programu
MPO TIP FR-TI4/412.
Ing. Michala Hubertová, Ph.D., MBA
tel.: 777 740 014
e-mail: michala.hubertova
@gmail.com
Literatura:
[1] Chandra S., Benstsson L..: Lightweight
Aggregate Concrete – Science,
Technology and applications, William
Andrew Publishing/Noyes, 2002, p. 471,
ISBN 978-0-8155-1486-2
[2] Expanded Shale, Clay And Slate Institute
(ESCSI) online na http://www.escsi.org
[3] Lura P., Jensen O. M., Igarashi S. I.:
Experimental Observation of Internal
Water Curing of Concrete. Materials and
Structures, 2007, 40, pp. 211–220
[4] Weiss J., Bentz D., Schindler A., Lura P.:
Internal Curing – Constructing More
Robust Concrete, Structure Magazine,
January 2012, pp. 10–14
[5] Structural Engineer‘s Ass. of Kansas &
Missouri, online na http://www.seakm.
com/
[6] EUROLIGHTCON – Economic design
and construction with lightweight agg-
regate concrete. Online na http://www.
sintef.no.
[7] Henkensiefken R., Nantung T., Weiss J.:
Internal curing – from the laboratory to
implementation, LWC Bridges Workshop
2009 IBC 1, U.S. Concrete, San Jose, CA
[8] www.liapor.com, www.liapor.cz
[9] Hubertová M.: Celosvětové trendy výzku-
mu a aplikací lehkého betonu s pórovitým
kamenivem, Sb. konf. Technologie beto-
nu 2012, ČBS ČSSI, Praha, 2012
[10] Smeplass S.: Mechanical Properties –
Lightweight Concrete. Report 4.5, High
Strength Concrete. SP4 – Materials
Design, SINTEF 1992
[11] Hammer T. A.: High Strength Concrete
Phase 3, SP4 Material Properties, Rep.
4.1 Properties of Concrete with Solite and
Lytag LWA, SINTEF Rep. STF70 A95020,
Trondheim, Norway 1995
[12] Příručka ESCSI’s (Expanded Shale, Clay
and Slate Institute; Chicago, USA) “Guide
for Concrete Mixture Designs using
Prewetted ESCS Lightweight Aggregates
for Internal Curing”, 2011
[13] Smeplass S., Havdahl J.: In Norwegian:
Submerged Tube Bridge – Laboratory
Investigation Permeability and Rebar
Corrosion, SINTEF Report STF65
A90004, Trondheim, Norway 1990
[14] Schulze W., Günzler J.: Corrosion
protection of the reinforcement in light-
weight concrete. 1st Intern. Cong. on
Lightweight Concrete, London 1968,
Vol. 1, pp. 111–122
[15] Wiegler H., Karl S.: Creep of lightweight
concrete on early loading. Betonstein-
Zeitung 35, No. 10/1969, pp. 584–592
[16] Jacobsen S., Hammer T. A., Sellevold
E. J.: Frost testing high strength light-
weight aggregate concrete: internal
cracking vs scaling. CEB/FIP Intern.
Symp. on Structural Lightweight
Aggregate Concrete, Sandefjord,
Norway 1995, pp 541–554, (Editors:
Holand I. et al.)
[17] Osborne G. J.: The durability of light-
weight aggregate concretes after
10 years in marine and acid water
environments, CEB/FIP Intern. Symp.
on Structural Lightweight Aggregate
Concrete, Sandefjord, Norway 1995,
pp. 590–603, Ed. Holand, I. et al.
[18] Fujiki K., Kakizake M., Edahiro H.,
Unisuga Y., Yamamoto Y.: Mixture pro-
portions of high strength and high-fluidity
lightweight concrete, Proc. 4th. Int
CANMET/ACI/JCI Symp. Advances in
Concrete Technology, Tokushima 1998,
Japan, pp. 407–420
[19] Holm T. A., Ries J.: Lightweight
Concrete and Aggregates. Significance
of Tests and Properties of Concrete and
Concrete Making Materials, STP 169D,
ASTM Intern., West Conshohocken, PA,
2006, pp. 548–560
POŽADAVKY NA SLOŽENÍ BETONU
VYPLÝVAJÍCÍ ZE SPECIFIKACE BETONU
– PROBLÉMY A ALTERNATIVY ❚
DEMANDS ON CONCRETE COMPOSITION
ARISING FROM THE CONCRETE
SPECIFICATION – PROBLEMS AND
ALTERNATIVES
2 2 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
Robert Coufal
Přílišný důraz na složení betonu vyplývající ze
specifikace přináší řadu problémů a kompli-
kací. Technolog je často nucen přizpůsobovat
složení betonu požadavkům normy místo opti-
malizace složení z hlediska požadavků reálné
budované konstrukce (smrštění, vývoj hydra-
tačního tepla) při dodržení potřebné trvanlivosti.
Porovnání požadavků na složení betonu a reál-
ných parametrů odolnosti je věnován tento člá-
nek. ❚ A very high emphasis on the concrete
composition due to the concrete specification
can cause many problems and complications.
The technologist is often forced to adapt
the concrete composition to the demands
of the codes instead of optimizing from the
point of view of the real concrete structure
(shrinkage, hydration heat development) and
fulfilling the demands of durability. This article
is focused on comparing the demands on
concrete composition and real parameters of
the durability.
Moderní beton je velmi variabilní mate-
riál s rozsáhlým uplatněním. Současná
technologie betonu je ovlivněná široký-
mi možnostmi v oblasti stavební che-
mie a příměsí a umožňuje vyrobit be-
tony pro velmi specifické využití. Příkla-
dem mohou být ultra vysokohodnotné
betony, nebo naopak betony s extrém-
ní dávkou příměsi (např. popílku) a mi-
nimální dávkou cementu. Tyto beto-
ny mají parametry, které jsou vyžado-
vány (pevnostní, trvanlivostní), ale ne-
jsou pokryty normou, dle které se be-
ton vyrábí.
Zároveň je moderní beton natolik va-
riabilní materiál, že nelze jednoznač-
ně stanovit parametry složení beto-
nu za účelem zaručení jeho vlastnos-
tí. Článek se zabývá potřebou spe-
cifikovat potřebné parametry beto-
nu (pevnost, průsak, modul pružnosti
atd.), bez předepisování složení betonu
(vodní součinitel, obsah cementu atd.),
jak to stanovuje norma ČSN EN 206-1.
SOUČASNÉ NORMOVÉ
POŽADAVKY NA BETON
V dnešní době se beton specifikuje dle
ČSN EN 206-1/Z3 (resp. Z4 – v plat-
nosti od října 2013). Dle této normy
je specifikována pevnostní třída, stu-
peň vlivu prostředí, nebo jejich kombi-
nace, plánovaná životnost konstrukce,
obsah chloridů v betonu, maximální zr-
no kameniva a konzistence. Navíc mo-
hou být předepsány libovolné doplňují-
cí parametry betonu (modul pružnosti,
průsak), které už ale touto normou ne-
jsou regulovány.
Na základě specifikovaného stupně
vlivu prostředí a životnosti (pro Z3) vy-
plývají pro technologa určité minimál-
ní parametry betonu, které při návrhu
musí dodržet. Pro příklad jsou v tab. 1
shrnuty požadavky norem v České re-
publice, Rakousku a Německu na be-
ton stupně vlivu prostředí XF2. U nás je
situace složitější o to, že jsou odlišné
požadavky na beton s plánovanou ži-
votností 50 a 100 let (tabulky F.1 a F.2).
Z tab. 1 je patrné, že ačkoliv všechny
předpisy vychází z jedné normy, poža-
davky se vlivem národních úprav dost
liší. Normy se i přes drobné odchylky
v hodnotách shodnou v požadavcích
na minimální vodní součinitel, minimál-
ní obsah cementu a minimální obsah
vzduchových pórů v čerstvém betonu.
Zaručit trvanlivost betonu dodržením
těchto parametrů je totiž původní logi-
ka normy. Norma předpokládá, že be-
ton splňující tyto parametry je zaruče-
ně dostatečně odolný a není tedy po-
třeba tuto odolnost ověřovat.
V ČR se ovšem k předepsaným pa-
rametrům předepisuje i kontrola odol-
nosti betonu zkouškami (CHRL, prů-
sak). Toto přímo odporuje původní lo-
gice normy, která předepisuje složení,
aby byla odolnost zaručena a nemu-
sela se zkoušet. Ze zkušeností ovšem
víme, že i beton splňující všechny pře-
Tab. 1 Porovnání požadavků na beton pro svp. XF2 ❚ Tab. 1 Comparison of requirements
on concrete for exposure class XF2
Norma / požadavek
ČSN
EN 206-1/Z3
– CZ, F.1
ČSN
EN 206-1/Z3
– CZ, F.2
ÖNORM B
4710-1:2007
DIN EN
206-1/A2
max. w/c 0,55 0,5 0,5 0,55
min. pevnostní třída C25/30 C25/30 – C25/30
min. obsah cementu [kg/m3] 300 300 320 300
min. obsah vzduchu v ČB [%] pro Dmax 22 mm 4 3 2,5 4
max. průsak vody [mm] 50 35 – –
odolnost betonu
vůči zmrazování
a rozmrazování, při
zkoušce dle ČSN
EN 12390-8
– metoda A [g/počet cyklů] 1 250 / 75 1 250 / 100
– –
– metoda C [g/počet cyklů] 1 500 / 50 1 250 / 75
minimální obsah mikropórů A300 [%] – 1 1 –
maximální součinitel rozložení vzduchových pórů
L [mm] 0,24 – –
1
2 36 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
depsané požadavky nemusí být do-
statečně odolný a naopak jsou betony,
které i přes to, že požadavky na slo-
žení nesplňují, mají odolnost dostateč-
nou. Český přístup je sice opatrný, ale
určitě bezpečnější.
Na druhou stranu tento přístup nese
zvýšené ekonomické náklady. Pokud
má beton bezpečně během celé do-
by výstavby plnit požadavky na odol-
nost v prostředí např. XF2 (tzn. vy-
hovět zkouškám odolnosti proti vodě
a CHRL), měl by se obsah cementu
pohybovat v rozmezí 360 až 420 kg/m3
(v závislosti na konkrétních surovinách
na betonárně). Oproti tomu se dle
tab. 1 může obsah cementu pro stej-
nou konstrukci v Německu pohybo-
vat na úrovni 300 kg/m3, bez rizika re-
klamace.
Provzdušnění betonu
Co se týká provzdušnění betonu, je
nutné pro životnost 100 let a prostře-
dí XF2-4 zkoušet nejenom celkový ob-
sah vzduchu v čerstvém betonu, ale ta-
ké jeho kvalitu.
Celkový obsah vzduchu v čerstvém
betonu se zkouší dle ČSN EN 12350-7
tlakovou metodou na hrnci. Tato meto-
da je nejjednodušším způsobem ově-
ření obsahu vzduchu během výroby
na betonárně i přejímky na stavbě.
Touto zkouškou ovšem nezkontroluje-
me kvalitu provzdušnění. Nejdůležitěj-
ším pro odolnost proti vodě a CHRL je
obsah mikropórů A300, tzn. obsah pórů
o průměru do 300 μm (A300) a součini-
tel jejich rozložení (L). Obsah mikropórů
a jejich rozložení se měří mikroskopic-
ky na zatvrdlém tělese, na řezné vyleš-
těné ploše dle normy ČSN EN 480-11.
Hodnoty A300 a L jsou bezesporu
důležité pro vyhodnocení kvality pro-
vzdušnění. Např. pro porovnání pro-
vzdušňovacích přísad dokážeme před-
povědět, který beton bude více a kte-
rý méně odolný. Tyto hodnoty ovšem
nelze brát jako záruku dobré, případ-
ně nevyhovující odolnosti. Problémem
je, že výsledky (hodnoty) A300 a L jsou
velmi závislé na konkrétním složení
betonu, zejména na množství jem-
ných podílů. Např. u samozhutnitel-
ných betonů, nebo betonů vyšší pev-
nosti, které mají vyšší obsah pojiva,
bude větší problém dosáhnout poža-
dovaných hodnot. Oproti tomu např.
betony s nízkým vývinem hydratačního
tepla (nízkým obsahem cementu) spl-
ní požadavky na kvalitu provzdušnění
bez problémů s velkou rezervou, zda-
leka to ovšem neznamená dostačující
odolnost. Porovnání výsledků na těch-
to typech betonů jsou uvedena v gra-
fech na obr. 2 a 3.
Podle logiky normy by z grafu na
obr. 2 měla vyplynout jasně závislost
vyšší A300 = nižší odpad. Toto z gra-
fu zjevně nevyplývá. Jak již bylo zmí-
něno, nejde o betony stejného složení.
Pokud by se jednalo o betony stejné-
ho složení, různě provzdušněné, závis-
lost se projeví.
Graf na obr. 3 by měl ukázat podob-
nou závislost, tzn. nižší L = nižší od-
pad. Tyto závislosti z grafu ovšem ze
stejných důvodů opět nejsou patrné.
Jedná se o stejně rozdílné betony jako
u předchozího grafu.
Vodní součinitel
Vodní součinitel je velmi přeceňovanou
hodnotou. Jeho význam pochází z do-
by, kdy bylo složení betonu mnohem
jednodušší než dnes, tzn. z doby, kdy
byl beton složen pouze z kameniva,
cementu a vody. Ke zvýšení pevnosti
a odolnosti betonu mohlo dojít pouze
zvýšením obsahu cementu, nebo sní-
žením obsahu vody. Oba způsoby mě-
ly za následek snížení vodního součini-
tele. Dnes je složení betonu mnohem
komplikovanější, stejně jako výpočet
vodního součinitele.
První otázkou je výpočet vodního
součinitele. Norma ČSN EN 206-1
umožňuje počítat s tzv. k-hodnotou
(pro popílek v rozmezí 0 až 0,4 dle typu
cementu). Touto k-hodnotou se přená-
sobí množství latentně hydraulické pří-
měsi a výsledná hodnota se může při-
číst k obsahu cementu pro výpočet
vodního součinitele. Příměs obsažená
přímo v cementu je ovšem do výpo-
Obr. 1 Přesná specifikace parametrů betonu je důležitá hlavně u náročných inženýrských konstrukcí, na fotografii výstavba Trojského mostu ❚
Fig. 1 Detailed specification of the concrete parameters is important in demanding structures, picture showing construction of the Trója bridge
Obr. 2 Závislost odolnosti proti vodě a CHRL na A300 ❚ Fig. 2 Dependence of water resistance and de-icing agents on A300
Obr. 3 Závislost odolnosti proti vodě a CHRL na L ❚ Fig. 3 Dependence of water resistance and de-icing agents on spacing factor
Tab. 2 Příklad vypočteného vodního součinitele ❚ Tab. 2 Example of calculated water cement ratio
Cement Samostatná příměs Celkem
pojivo
[kg/m3]
Započitatelné
pojivo
[kg/m3]
Obsah
slinku
[kg/m3]
Uvažovaná
voda
[kg/m3]
Vodní
součinitel
Slinkový
součiniteltypmnožství
[kg/m3]typ
množství
[kg/m3]k-hodnota
CEM I 42,5 350 popílek 100 0,4 450 390 332,5 190 0,49 0,57
CEM III/B 400 - - - 400 400 120 190 0,48 1,58
Od
oln
ost
pro
ti v
od
ě a
CH
RL
[g
/m2]
Obsah účinného vzduchu [%]
XF2 XF4
XF2XF4
7000
6000
5000
4000
3000
2000
1000
0
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5
O
do
lno
st
pro
ti v
od
ě a
CH
RL
[g
/m2]
Součinitel prostorového rozložení pórů [%]
XF2
XF47000
6000
5000
4000
3000
2000
1000
00 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35
XF4XF2
2 3
2 4 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
čtu uvažována celou hodnotou. Příklad
dvou typů betonu je uveden v tab. 2.
Cement typu CEM I obsahuje 95 až
100 % slinku a jde o cement bez pří-
měsi, pouze s doplňující složkou. Ce-
ment typu CEM III/B obsahuje pouze
20 až 34 % slinku, zbytek tvoří vyso-
kopecní struska (66 až 80 %) a dopl-
ňující složka (0 až 5 %).
Vysokopecní struska je podobně ja-
ko popílek latentně hydraulická příměs,
která se účastní procesu hydratace,
ovšem v případě cementu CEM III/B
se celá započítává do vodního souči-
nitele, oproti popílku, kterého se počí-
tá pouze 0,4násobek.
V tab. 2 jsou uvedeny příklady vodní-
ho a slinkového součinitele. Pokud by-
chom si pojivo (cement + popílek) roz-
dělili na slinek („čistý cement“) a pří-
měs (příměs z cementu + příměs z be-
tonu) a spočítali bychom „čistý vodní
součinitel = slinkový součinitel“, do-
padne u cementu CEM III/B velmi
špatně a mohli bychom dovozovat vý-
razně horší parametry betonu, než
u CEM I. Oproti tomu u standardně
počítaného vodního součinitele nám
výrazně hůře vychází beton s CEM I.
Je tedy vidět, že příměs dodávkovaná
na betonárně je výrazně znevýhodně-
ná, oproti příměsi už obsažené v ce-
mentu. Vypovídající hodnota vodní-
ho součinitele je tedy dle mého názo-
ru velmi malá.
Druhou otázkou je, jestli nižší vod-
ní součinitel vždy také znamená vyšší
odolnost zatvrdlého cementového tme-
le a zároveň lepší beton z hlediska fi-
nální konstrukce. Druhý příklad výpočtu
vodního součinitele je uveden v tab. 3.
Na první pohled by měly být betony
stejně odolné, alespoň z hlediska vod-
ního součinitele. Faktem je, že se zvy-
šujícím se obsahem cementu je sná-
ze dosažitelná dobrá zpracovatelnost
betonu. V případě s obsahem cemen-
tu 400 kg/m3 a 200 l vody tedy do-
sáhneme běžné konzistence S3 pouze
s obyčejným plastifikátorem, bez vět-
ších problémů.
Oproti tomu dosáhnout stabilní-
ho dobře zpracovatelného betonu
s 300 kg cementu a 150 kg vody bu-
de výrazně náročnější, tj. za použití sil-
ných superplastifikátorů.
Zatvrdlý cementový tmel s vyšší dáv-
kou cementu tak bude ve výsledku
mnohem méně odolný, než tmel s niž-
ší dávkou cementu, i přes stejný vod-
ní součinitel. Problémem ovšem je, že
dodržení vodního součinitele nás pa-
radoxně nutí zvyšovat obsah cementu,
což ale způsobuje vyšší smrštění beto-
nu a zvýšení rizika trhlin v konstrukci.
Třetí otázkou týkající se vodního sou-
činitele je nutnost jeho dodržení jako
parametru odolnosti konstrukce. Po-
kud budu vycházet z předpokladu, že
odolnost betonu proti většině stupňů
vlivu prostředí vychází z hutnosti beto-
nu, která je ověřitelná maximálním prů-
sakem tlakovou vodou, stává se pro
mě tento maximální průsak garantem
pro odolnost betonu. Pokud tedy bude
beton složen z kvalitních složek (hlavně
kameniva), může vyhovět průsak a te-
dy odolnost betonu i při výrazně ne-
vyhovujícím vodním součiniteli. Toto je
ukázáno v grafu na obr. 4.
Z grafu na obr. 4 je vidět, že i beton
s vodním součinitelem, který vyhovuje
pouze vlivu prostředí X0, vyhoví z hle-
diska parametru maximálního průsaku
i pro nejpřísnější stupně vlivu prostře-
dí. V grafu je uvedena sada betonů ob-
dobného složení, se stejným cemen-
tem i příměsí, pouze s odstupňova-
ným množstvím cementu a plastifikač-
ní přísady. Pokud tedy platí maximál-
ní průsak jako parametr odolnosti, pak
všechny tyto betony bez problémů vy-
hoví. Pokud ale budeme dodržovat
normu ČSN EN 206-1, pak se za odol-
nější betony dají považovat pouze po-
slední dva. U těch už se ale výrazně
zvyšuje cena ale i např. smrštění be-
tonu.
Obsah cementu
S obsahem cementu je to podobné ja-
ko s vodním součinitelem. Normou má-
me předepsáno určité množství, kte-
ré ale není zárukou odolnosti betonu,
pokud za odolnost opět budeme uva-
žovat maximální průsak. Výsledky stej-
ných betonů jako z grafu na obr. 4, ale
v závislosti na množství cementu, jsou
uvedeny v grafu na obr. 5.
Opět je zde vidět, že výrazně se zvy-
šující obsah cementu nemusí zname-
nat významné zlepšení odolností.
Tyto závislosti, jak pro obsah cemen-
tu, tak pro vodní součinitel, jsou ob-
dobné i u dalších záměsí a dalších ce-
mentů. Celkem bylo za tímto účelem
v laboratořích SQZ na Zbraslavi na-
mícháno šestnáct různých receptur,
s obdobným závěrem. Celkové vyhod-
nocení, včetně dlouhodobých zkoušek
ještě nebylo provedeno.
Zkouška odolnosti proti vodě
a CHRL
Nejdůležitější zkouškou pro stupně vlivu
prostředí XF2-4 je odolnost betonu vů-
či zmrazování a rozmrazování. Zde jsou
normou ČSN EN 206-1/Z3 předepsá-
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400
Maxim
áln
í p
růsak t
lako
vo
u v
od
ou [m
m]
Množství cementu [kg/m3]
XD3, XA3
XF3, XF4, XA2
XC4, XD2, XF1, XF2, XA1
XC4, XD2, XF1, XF2, XA1
XD3, XF3, XA2
XF4
XA3
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0,40 0,45 0,50 0,55 0,60
Vodní součinitel [-]
0,65 0,70 0,75 0,80
XD3, XA3
XF3, XF4, XA2
XC4, XD2, XF1, XF2, XA1
XC4, XA2, XF3
XD2, XF1, XF2, XA1
XD3, XF4, XA3
Maxim
áln
í p
růsak [m
m]
Tab. 3 Příklad výpočtu vodního součinitele ❚ Tab. 3 Example
of calculation of the water cement ratio
CementÚčinná voda
[kg/m3]Vodní součinitel
typmnožství
[kg/m3]
CEM I 42,5 300 150 0,5
CEM I 42,5 400 200 0,5
4 5
2 56 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
ny dvě metody. Metoda A, která se pro-
vádí na krychlích, a metoda C, která se
provádí na odřezcích z válců. V obou
případech se zkouší odolnost povrchu
betonu měřením hmotnosti betonu od-
padlého ze zkoušeného povrchu vlivem
zmrazování a rozmrazování.
Nevýhodou zkoušky odolnosti pro-
ti mrazu a rozmrazování metodami
A a C je velký vliv výroby a ošetřová-
ní tělesa na výsledek zkoušky. Tento
vliv je mnohdy větší než samotná kva-
lita betonu. Zejména vlastnosti zkou-
šené povrchové vrstvy jsou velmi pro-
měnlivé. Velmi zde záleží na konzisten-
ci směsi a jí přiměřené intenzitě vibro-
vání, na uložení čerstvého i zatvrdlého
tělesa a hlavně na způsobu úpravy po-
vrchu. Další nevýhodou je, že způsob
a intenzita vibrace většinou neodpoví-
dá způsobu a intenzitě vibrace betonu
ve skutečné konstrukci.
Významným problémem těchto
zkoušek je jejich vypovídající hodno-
ta ve vztahu ke stylu namáhání kon-
strukce. Např. při zkoušení CB krytů
vozovek má zkouška jasně vypovídají-
cí hodnotu. Zkouší se stejná část těle-
sa jako konstrukce, tzn. upravený po-
vrch válce a pojížděný povrch vozov-
ky. Oproti tomu u konstrukcí namá-
haných stupněm vlivu prostředí XF2
je namáhána svislá plocha, tudíž plo-
cha z bednění, která se nezkouší. Typ
zkoušené plochy má vliv nejen na ab-
solutní hodnotu odpadu při zkoušce,
ale také na tvar grafu (obr. 6).
V grafu (obr. 6) je vidět srovnání vý-
sledků získaných na tělesech odebra-
ných ze zabetonovaného pokusné-
ho bloku a porovnání se standardně
provedeným zkušebním tělesem (vál-
cem). Tělesa byla odebrána jádrovým
vývrtem z upraveného povrchu vzor-
ku a z boku vzorku z bednění. Dále by-
la zkoušena pro srovnání i řezná plo-
cha vzorku neovlivněná ani bedněním,
ani úpravou povrchu. Z výsledků je vi-
dět podobná dynamika porušení vý-
vrtu z povrchu a standardního tělesa.
V těchto případech je porušení na po-
čátku zkoušky pozvolnější z důvodu
ochrany vzorku povrchovou vrstvou.
Ve chvíli, kdy dojde k rozpadu tohoto
hlazeného povrchu, se výrazně zvýší
rychlost rozrušování mrazovými cykly.
Oproti tomu má povrch z bednění
a řezu na počátku mírně vyšší poruše-
ní, ale po 50 cyklech dochází k zmen-
šení rychlosti porušování. Tyto rozdí-
ly by se pravděpodobně neprojevily
v případě perfektně odolného betonu,
s minimálním odpadem.
Princip specifikace betonu
na základě jeho vlastností
– PSC (performance-based
specifications for concrete)
PSC specifikace betonu vychází z prin-
cipu, že se specifikují všechny para-
metry betonu, se kterými je uvažová-
no ve výpočtu nebo při užívání. Nespe-
cifikuje se složení nebo typy vstupních
materiálů. Tento způsob specifikace se
v současné době zpracovává v pra-
covní skupině fib TG 8.10, které je au-
tor článku členem.
Základní způsob specifikace lze pře-
vzít z ČSN EN 206-1, tzn. specifikace
pevnostní třídy a stupně vlivu prostředí.
Stupeň vlivu prostředí by ovšem pou-
ze stanovoval, jakému prostředí bude
betonová konstrukce vystavena a jaké
odolnostní parametry má splnit. Další-
mi parametry by bylo vše, s čím je uva-
žováno při přípravě projektu.
Dnes se často stává, že při výpočtu
např. šířky trhliny projektant uvažu-
je s určitým smrštěním. Toto smrštění
je odvozeno na základě pevnostní tří-
dy. Převodní vztah, který se využívá, je
přitom velmi starý a vychází z výsledků
naměřených na betonech velmi odliš-
ných od těch dnešních. Výsledkem je,
že konkrétní uvažované smrštění není
známo (ze specifikace), není s ním tedy
při návrhu směsi uvažováno a výsled-
né trhliny v konstrukci mohou být větší,
než bylo spočítáno.
Podobné je to i s modulem pružnos-
ti, který už se ale ve specifikaci dnes
často objevuje. Výsledkem PSC speci-
fikace je jasně daný soubor požadavků
na zatvrdlý beton, v jednoznačně da-
ném formátu. S tímto ale souvisí i přes-
né stanovení zkušebních norem a pod-
mínek zkoušení. Nevýhodou může být
překombinování požadavků, nebo sta-
novení požadavků příliš přísných, a tu-
díž obtížně (cenově nákladně) splnitel-
ných. Zásadním způsobem se ovšem
snižuje riziko nedorozumění, a tím pro-
blémů s konstrukcí.
ZÁVĚR
Dle mého názoru je správné předpiso-
vat a ověřovat odolnostní parametry
betonu. Ty musí být pro každý stupeň
vlivu prostředí jasně stanoveny a výrob-
cem betonu dodrženy. Zkušební meto-
dy a tělesa by měly respektovat způ-
sob namáhání konstrukce.
Na druhou stranu by první část tabu-
lek NA F.1 a NA F.2, předepisující slože-
ní betonu a kvalitativní parametry pro-
vzdušnění, měla být pouze doporuču-
jící, nezávaznou částí. Alespoň částeč-
ně je toto vyřešeno změnou Z4, která
vyšla říjnu 2013 (viz str. 55, pozn. red.)
a ruší tabulku NA F.2, tzn. tabulku mez-
ního složení pro předpokládanou život-
nost 100 let. Zrušením této tabulky se
ruší i požadavky na A300 a L.
Pozn.: V článku jsou uvedeny některé výsledky
z projektu MPO ČR č. FR – TI3/531.
Ing. Robert Coufal, Ph.D.
TBG Metrostav, s. r. o.
Rohanské nábřeží 68
186 00 Praha 8
tel.: 724 283 989
e-mail: [email protected]
www.tbgmetrostav.cz
Počet cyklů při zkoušce dle ČSN EN 12390-8 – metoda C
0 25 50 75
3500
3000
2500
2000
1500
1000
500
0
Od
pa
dy [
g/m
2]
standardní zkušební těleso
vývrt z hlazeného povrchu
vývrt z boku konstrukce z bednění
řezaná plocha z jádra konstrukce
Obr. 4 Závislost maximálního průsaku na vodním součiniteli ❚
Fig. 4 Dependence of maximum leakage on the w/c
Obr. 5 Závislost maximálního průsaku na množství cementu
❚ Fig. 5 Dependence of maximum leakage on the amount of cement
Obr. 6 Vliv zkoušeného povrchu na odpady při zkoušce odolnosti proti
vodě a CHRL ❚ Fig. 6 Impact of the tested surface on waste during
the test of water and de-icing agent resistance
6
2 6 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
Jan Veselý
Článek popisuje neobvyklý způsob přepravy
betonu vrtulníkem při výstavbě podpůrných
konstrukcí a koncových stanic nové lanovky
na Sněžku v chráněné zóně Krkonošského
národního parku. Dlouhé časy přepravy betonu
od namíchání až do horní části lanovky vyža-
dovaly udržet dlouhou zpracovatelnost beto-
nu. ❚ This article presents a very unusual
transportation of concrete by helicopter when
building supporting constructions and terminals
of the new cable car to the Sněžka Mountain in
the protected area of Krkonoše National Park.
Long times from mixing to transport up to the
upper part of the cable car line required to keep
long term workability of concrete.
Sněžka je nejvyšší horou České re-
publiky. Nově však má ještě jedno pr-
venství, je i nejvýše položeným mís-
tem u nás, kam byl dosud dopravo-
ván beton (obr. 1). Na stavbu nové la-
novky vynesl přes 500 m3 betonu vr-
tulník. Oblast Sněžky je totiž součástí
Krkonošského národního parku, a vjezd
speciál ní techniky tak byl výrazně ome-
zen.
Lanovka na Sněžku, která sloužila
až do začátku září 2012, byla nejstar-
ší, nejznámější a zároveň nejvíce na-
vštěvovanou lanovkou u nás (obr. 2).
Od roku 1949 do ukončení provozu vy-
vezla na vrchol Sněžky více než 7 mil.
osob. Pokud všechny současné reviz-
ní kontrolní a zatěžkávací zkoušky dob-
ře dopadnou, už před letošními Váno-
cemi ji nahradí moderní lanová drá-
ha (obr. 3) se čtyřmístnými uzavřenými
kabinami.
Stavba nové lanové dráhy byla zahá-
jena začátkem září 2011 v místě dol-
ní stanice v Peci pod Sněžkou. No-
vá lanová dráha zachovává tři původ-
ní nástupní stanice, stanici Pec pod
1
3a 3b
Obr. 1 Vrtulník s badií
betonu pod vrcholem
Sněžky, září 2012 ❚
Fig. 1 Helicopter with
the container of concrete
on the way to the Sněžka
Mountain, September 2012
Obr. 2 a) Stará stanice
lanovky v Peci pod Sněž-
kou, b) detail infor mační
tabule na stěně stanice
s technickými údaji o pů -
vodní lanovce, srpen
2013 ❚ Fig. 2
a) The old station in Pec
pod Sněžkou, b) detail
of the information board
containing the technical
data about the old chair lift
on the wall, August 2013
Obr. 3 Informační tabule
o výstavbě nové lanovky
na Sněžku, b) detail
technických informací,
srpen 2013 ❚
Fig. 3 Info board with
data about the new cable
car construction, b) detail
of technical information,
August 2013
2a
2b
PŘEPRAVA BETONU
PŘI STAVBĚ LANOVKY
NA SNĚŽKU ❚
TRANSPORTATION
OF CONCRETE
WHEN BUILDING
THE NEW CABLE
CAR TO THE
SNĚŽKA MOUNTAIN
2 76 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
Sněžkou (obr. 5), stanici Růžová ho-
ra (1 339,05 m n. m.) (obr. 6) a stani-
ci Sněžka (1 588,32 m n. m.) (obr. 7),
a vede ve stejné trase jako stará lanov-
ka (obr. 8). Pouze spodní stanice v Pe-
ci pod Sněžkou je posunuta níž k cha-
tě Lesovna, kde navazuje na parkoviš-
tě. Bude tak snadněji dostupná pro
hendikepované občany.
Původní stožáry vyrobené v Poldi
Kladno nahradily nyní moderní oce-
lové podpěry. Na prvním úseku je
jich, při šikmé délce 1 747 m, celkem
sedm náct, na druhém, o šikmé délce
1 969 m, devatenáct.
Při betonážích patek podpěr byl pou-
žit beton C25/30 a C30/37, při stavbě
jednotlivých stanic pak betony C12/15,
C16/20, C20/25, C25/30, C30/37
a navíc cementové potěry MC15
a MC20 (dle technické normy PN ČMB
01-2010).
PŘEPRAVA BETONU
PO TRASE LANOVKY
Do nejvyšších poloh nebylo možné do-
vézt beton autodomíchávači, proto byl
využit vrtulník. „Stavba lanovky na Sněž-
ku je realizována z velké části v 1. zó-
ně Krkonošského národního parku. Ta-
to oblast je tím nejvzácnějším, co má-
me nejenom v Krkonoších, ale v celém
Česku. Jedná se o oblast arkto-alpínské
tundry, která je velice citlivá na jakékoliv
4a
4b
5
6Obr. 4 a) Bourání původní stanice na
Růžové hoře včetně vykopaní základových
patek sloupů, b) vykopaní základových patek
původních sloupů v trase lanovky, srpen 2013
❚ Fig. 4 a) Demolition of the former station
on the Růžová Mountain incl. digging
of the base foots of the columns, b) digging
out the footings of the original columns
of the chair lift, August 2013
Obr. 5 Výstavba nové stanice lanovky
v Peci pod Sněžkou, srpen 2013 ❚
Fig. 5 Construction of the new cable car
station in Pec pod Sněžkou, August 2013
Obr. 6 Výstavba nové stanice lanovky
na Růžové hoře, srpen 2013 ❚
Fig. 6 Construction of the new cable car
station on the Růžová Mountain, August 2013
2 8 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
lidské zásahy. Do tak zranitelné lokality
není možné pustit těžkou stavební tech-
niku,“ upřesňuje Radek Drahný, tiskový
mluvčí ze Správy Krkonošského národ-
ního parku, a dodává: „Využití vrtulníku
bylo proto přijatelným řešením.“
Autodomíchávače dopravovaly be-
ton pro horní část lanovky do lokali-
ty „Lví důl“, kde byl překládán do tzv.
bádií, trychtýřovitých nádob o objemu
0,7 m3, a dále přepravován vrtulníkem
(obr. 10). Celkem bylo vrtulníkem pře-
praveno přes 500 m3 betonu.
Z jednoho autodomíchávače mohlo
být naplněno až deset bádií. Na jedno
natankování paliva vrtulník vynesl po-
stupně na stavbu deset bádií a poté by-
lo nutné palivo doplnit. Vyšší spotřebu
paliva zapříčinila vysoká hmotnost ná-
kladu a náročná byla i manipulace s be-
tonem, zejména překládání. „O tom vy-
povídá například údaj o nejdelší vyklád-
ce jednoho mixu o objemu 8 m3,“ uvá-
dí zajímavost Ing. Jiří Žihlo, zástupce
dodavatele betonu.„Překládka z mixu
do bádií a doprava avií z Portášových
bud na Růžovou horu tehdy trvala té-
měř 5 h. Receptury betonů proto mu-
sely být upraveny tak, aby náběh tuh-
nutí byl pomalejší.“
Dopravu betonu a tuny dalšího sta-
vebního materiálu na nejvyšší místa za-
jišťoval víceúčelový vrtulník střední tří-
dy Mi-8T, vybavený dvěma turbínovými
motory a jedním nosným rotorem. Ten-
to stroj unese na podvěsném zaří zení,
tj. háku, váhu až 2 500 kg, až na vrchol
Sněžky pak cca 2 000 kg (obr. 11). Za
jednu hodinu však spotřebuje až 800 l
leteckého paliva. S ohledem na spotře-
bu paliva byl proto vrtulník vytěžován
i na cestě zpět. Dopravoval na místa,
odkud mohl být už odvezen, vytěžený
materiál uložený do tzv. bagů. Na sva-
zích Sněžky tak nezůstaly žádné hro-
mady, které by hyzdily zdejší krajinu.
STAVBA NOVÝCH STANIC
Největší z trojice stanic je ta v Peci pod
Sněžkou. Jde o objekt na nových beto-
nových základech, jehož suterén, příze-
mí a stěny byly realizovány jako betono-
vé monolity z šedého betonu. Na stav-
bě byly využity betony tříd C16/20,
C25/30 a C30/37 a navíc cemento-
vé potěry MC15 a MC20. Nosnou kon-
strukci nástupní haly lanovky tvoří dře-
věné vazníky a opláštění hliníkové pro-
sklené stěny. Exteriér objektu oživily čer-
vené pohledové desky.
Na místě původní stanice Růžová hora
stojí zcela nová budova, pro jejíž stav-
bu byly asi z poloviny využity betonové
základy původní stanice. Jde o druhou
největší stanici lanovky, technicky však
o její „srdce“, protože právě zde jsou
umístěny její motory. Kromě hybného
centra lanovky jsou ve stanici umístě-
ny dílny, sklady, denní místnosti a sklad
kabinek.
Nejmenší stanicí je stanice na Sněž-
ce. Částečně zděná budova stojí na no-
vých betonových základech. Při je-
jich betonážích se uplatnily betony tříd
C25/30 a C30/37.
Obr. 7 Nová stanice lanovky na Sněžce před dokončením, srpen 2013 ❚ Fig. 7 New cable car station on the Sněžka Mountain, August 2013
Obr. 8 Poslední úsek trasy lanovky ve stoupání na vrchol Sněžky, srpen 2013 ❚ Fig. 8 Last part of the cable car line coming up the Sněžka summit, August 2013
Obr. 9 Bednění a výztuž nových patek příhradových sloupů lanovky v horním úseku, srpen 2013 ❚ Fig. 9 Formwork and reinforcement of the new footings of the girder columns of the cable car, August 2013
Obr. 10 Odlet vrtulníku s naplněnou bádií, srpen 2013 ❚ Fig. 10 Take-off of the helicopter with the container, August 2013
Obr. 11 Vrtulník s bádií betonu nad svahem Sněžky, srpen 2013 ❚ Fig. 11 Helicopter with the container of concrete above the Sněžka slope, August 2013
Obr. 12 Podpěrný sloup nové lanovky ve spodním úseku, srpen 2013 ❚ Fig. 12 Support column of the new cable car in the lower part, August 2013
Obr. 13 Kabinky nové lanovky jsou již připraveny, srpen 2013 ❚ Fig. 13 Cars of the new cable car are ready to use, August 2013
7
8
9
2 96 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
SLOUPY NA MASIVNÍCH
BETONOVÝCH PATKÁCH
Celkem třicet šest speciálních pod-
pěr v trase lanovky stojí na betonových
patkách různých velikostí. Většina sto-
jí na místě původních sloupů. S ohle-
dem na prodloužení lanovky v jejím za-
čátku je zcela nová pouze podpěra me-
zi novou a původní stanicí v Peci pod
Sněžkou. „Všechny původní patky la-
novky musely být odstraněny a realizo-
vány nově,“ upřesňuje Ing. Daniel Slo-
vák, hlavní stavbyvedoucí dodavatel-
ské společnosti. „Byly ve velmi špatném
technickém stavu, některé nebyly ukot-
veny ani v nezámrzné hloubce. Při jejich
realizaci byl navíc použit nekvalitní be-
ton,“ doplňuje.
Spodní úsek lanovky tvoří sedm-
náct podpěr, ocelových kulatých slou-
pů (obr. 12) na masivní betonové pat-
ce. Na druhém úseku je devatenáct
ocelových sloupů příhradových, kaž-
dý na třech menších betonových pat-
kách (obr. 9). „Tyto patky jsou relativ-
ně subtilní, měří 1,5 x 1,5 m a do pod-
loží byly upevněny mikropilotami,“ popi-
suje Ing. Daniel Slovák. Mikropiloty byly
rea lizovány jako štíhlé základové prvky,
přenášející tlaková i tahová osová za-
tížení od patky do hlubších a únosněj-
ších vrstev základové půdy. Na Sněž-
ce se jednalo o vrtané piloty průmě-
ru 110 mm, které jsou svým kořenem
vetknuty do okolní horniny injektáží.
Při samotné betonáži jednotlivých
patek byl použit beton pevnostní tří-
dy C30/37. „Jde o poměrně běžnou
pevnost. I v těchto nadmořských výš-
kách bude beton rozhodně odolávat
očekávanému působení vlivu prostředí
na konstrukci,“ uvádí Ing. Jiří Žihlo a do-
plňuje: „V zimním období jsou zde, z po-
hledu cyklického zmrazování a rozmra-
zování, teploty poměrně stabilní. Proto
stačí u tohoto betonu zajistit standardní
odolnost proti působení vody a mrazu.“
ZÁVĚR
Již skutečnost, že nová lanovka vede
právě na nejvyšší horu republiky, po-
sunul tuto realizaci mezi nejzajímavěj-
ší stavby současnosti. Umístění lanov-
ky je však i technickým unikátem, tře-
ba právě z hlediska náročnosti do-
pravy betonu na stavbu a manipulace
s ním.
Lanovka je dostavěna a probíha-
jí všechny předepsané zkoušky kon-
strukcí a technologií. Pokud vše vyho-
ví, už v prosinci 2013 budou moci ná-
vštěvníci obdivovat nejen novou lanov-
ku, ale také unikátní přírodu Krkonoš-
ského národního parku (obr. 13).
Ing. Jan Veselý
Českomoravský beton, a. s.
Beroun 660, 266 01 Beroun
tel.: 311 644 039, 602 468 611
e-mail: [email protected]
www.transportbeton.cz
Investor město Pec pod Sněžkou
Generální projektant
stavby
projekční kancelář
TRENTO, s. r. o.,
Hradec Králové
DodavatelBAK stavební společnost, a. s.,
Trutnov
Dodavatel betonu
betonárna Trutnov,
provoz TBG Východní Čechy,
člen skupiny Českomoravský
beton
celková spotřeba
betonu v letech
2012 a 2013
3 054 m3 betonu
různých pevností
v roce 2012 1 146 m3
v roce 2013 1 908 m3
10 11
12
13
TENKOSTĚNNÝ SENDVIČOVÝ SYSTÉM Z VYSOKOHODNOTNÉHO
BETONU VYZTUŽENÉHO ČEDIČOVÝMI VLÁKNY ❚ A THIN-
WALLED HIGH PERFORMANCE CONCRETE SANDWICH PANEL
SYSTEM REINFORCED WITH BFRP SHEAR CONNECTORS
3 0 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
Kamil Hodický, Thomas Hulin
Práce představuje nový tenkostěnný sendvičový
systém z vysokohodnotného betonu (high perfor-
mance concrete, HPC) vyztuženého čedičovými
vlákny. Systém se vyznačuje vysokou statickou
únosností, tepelně izolační schopností a šetr-
ností k životnímu prostředí. Sendvičový systém
a jeho konstrukční řešení jsou detailně popsány.
Vývoj systému byl strukturován od počátečních
zkoušek segmentů sendvičového systému až
po zkoušky panelů skutečných rozměrů zatě-
žovaných spojitým zatížením. ❚ The paper
presents a new thin-walled high performance
concrete (HPC) sandwich panel system
reinforced with basalt fibre-reinforced plastic
(BFRP). System is characteristic with a high
structural resistance, thermal resistance and
environmental friendliness. The newly developed
shear connecting system made of a BFRP grid
and its structural design is described in a detail.
The development of the system led from the
small-scale specimens to full-scale specimens
testing loaded by uniformly distributed load.
Stavební průmysl se v poslední době
rychle mění. Dle Evropské unie, obytné,
obchodní a průmyslové budovy spotře-
bují přibližně 40 % z celkové spotřeby
energie a vyprodukují obdobné procen-
to CO2 emisí v Evropě. Požadavky pro
snížení energetické spotřeby novosta-
veb jsou již nyní stanoveny nařízením
Evropské unie. Počátkem roku 2020
všechny novostavby musí být navrženy
tak, aby jejich energetická spotřeba by-
la pokryta energií z obnovitelných zdro-
jů [1]. V důsledku toho stavebnictví če-
lí rostoucí poptávce po vývoji a výrobě
modulárních, lehkých a zároveň únos-
ných stavebních prvků, které mají vyso-
kou izolační schopnost, dlouhou život-
nost, nízké emise CO2, nízkou spotře-
bu nerostných surovin a atraktivní po-
vrch s minimální údržbou. Tenkostěnné
sendvičové panely z HPC betonů jsou
velmi zajímavou volbou pro stavbu níz-
koenergetických staveb.
Typický panel je vyroben z vnitř-
ní a vnější vrstvy HPC betonu od-
dělených vrstvou tuhé pěnové izola-
ce. Speciálně navržené smykové prv-
ky prostupují vrstvou izolace a spoju-
jí vrstvy HPC betonů. Panel může být
navržen tak, aby se choval nekompo-
zitně, částečně kompozitně, nebo pl-
ně kompozitně (obr. 1), a to v závislosti
na typu a počtu spojení zajišťovaných
mezi dvěma vrstvami HPC betonů [2].
Smykové prvky musí poskytovat do-
statečnou tuhost a pevnost k dosažení
vysokého stupně kompozitního chová-
ní panelu (tj. minimálně 65 % únosnosti
plně kompozitního chování) a zároveň
přenosu návrhového zatížení v soula-
du s mezním stavem únosnosti a pou-
žitelnosti. Stupeň kompozitního chová-
ní panelu k lze určit pomocí rovnice (1)
kΔ Δ
Δ Δnekompozitní experiment
nekompozitní kompozitní
100 , (1)
kde Δnekompozitní značí teoretický prů-
hyb za předpokladu plně nekompozit-
ního chování, Δkompozitní teoretický prů-
hyb za předpokladu plně kompozitní-
ho chování a Δexperiment průhyb experi-
mentálně naměřený ve zvoleném stup-
ni zatížení.
Návrh smykového prvku představuje
kompromis mezi návrhem plně kom-
pozitního chování pro přenos zatížení
větrem anebo snížením kompozitního
chovaní za účelem snížení deformací
způsobených teplotními vlivy.
Spojení mezi panely je tradičně vy-
tvořeno použitím různě zahnutých
ocelových nebo polymerových smyko-
vých prvků. Zvýšení stupně kompozit-
ního chování použitím jakéhokoliv ty-
pu ze zmíněných smykových prvků ve-
de ke zvýšení únosnosti sendvičových
panelů. Avšak zvýšení stupně kompo-
zitního chování vede k výraznému sní-
žení tepelně izolačních vlastností pane-
lu v důsledku tepelných mostů. Kromě
toho, může dojít k nežádoucímu vy-
boulení zapříčiněnému rozdílem tep-
lot mezi vnitřní a vnější stěnou. Tepel-
né deformace dlouhých panelů mohou
být značné a mohou vést až k praská-
ní HPC betonu v případě jižní expozice,
zejména v rozích budovy [3]. Tuhost
smykového prvku je tedy úměrná tep-
lotním deformacím a hraje důležitou roli
při návrhu sendvičových konstrukcí [4].
Nastavení nových standardů
System Connovate představuje kon-
strukčně a tepelně výhodné sendvičo-
vé panely pro konstrukci vnějších stěn
obytných, obchodních a průmyslových
budov (obr. 2).
Hlavními přednostmi systému jsou
nízká hmotnost, trvanlivost, rych-
lá montáž a atraktivní architektonický
vzhled. Prvky kombinují vysoké hod-
noty izolačních vlastností s minimál-
ní tloušťkou nosné stěny (vrstva HPC
betonu jen 30 mm). Součinitel pro-
stupu tepla panelu se pohybuje v roz-
mezí 0,15 až 0,06 W/m2K v závislosti
na tloušťce a typu izolace. Sendvičo-
vé panely systému Connovate jsou vy-
ráběny jako nosné prvky s výztužnými
žebry v zadní stěně nebo jako nenos-
né fasádní panely. Nízká hmotnost prv-
ků zajišťuje levnou dopravu a snadnou
manipulaci na místě.
Hlavním materiálem sendvičových pa-
nelů je samozhutnitelný HPC beton
s pevností v tlaku 110 MPa, který je vy-
ztužen čedičovými vlákny o průměru
0,9 mm a délky 10 mm. Pevnost HPC
betonu v příčném tahu byla naměřena
6,2 MPa a pevnost v tříbodovém ohy-
bu 13,1 MPa. Použitím nízkého vodního
součinitele, optimalizací křivky zrnitos-
ti kameniva a minerálních přísad je za-
ručeno, že obsah vzduchu v HPC be-
tonu je maximálně 0,8 %. Přestože ne-
lze zajistit dostatečné krytí výztuže pře-
depsané Eurokódem 2, byl proveden
penetrační test chloridových iontů. Vý-
sledky testu ukázaly téměř nulový náboj
[Coloumb]. Výztuž je tedy dostatečně
(a) Nekompozitní
(b) Kompozitní
(a) Částečně kompozitní1
3 16 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
chráněna před korozí po celou předpo-
kládanou dobu životnosti stavby (100
let).
Čedičová mřížovina se používá v nej-
novější generaci stěnových panelů
k dosažení kompozitního chování a zá-
roveň zachování tepelně izolačních
vlastností. Plně kompozitní chování
může být dosaženo spojením pásů če-
dičové sítě orientované pod úhlem 45°.
Kontinuální nebo polo-kontinuální pásy
čedičových vláken jsou zabetonová-
ny na rozhraní dvou HPC betonů. Pá-
sy prochází štěrbinami v tepelné izola-
ci a vzhledem k relativně nízké tepelné
vodivosti čedičových vláken ve srov-
nání s ocelí nevytváří tepelné mosty.
Kromě toho nabízí vysokou únosnost
a odolnost proti korozi.
Zdokonalením výrobních metod a po-
užitím laserových zaměřovacích zaříze-
ní je zajištěno, že prvky jsou vyrobeny
v toleranci ±0,75 mm. Systém byl do-
plněn o nově vyvinutý systém těsně-
ní, kde obvyklé těsnění ze silikonu ne-
bo obdobných materiálů je nahrazeno
těsnicími profily z nerezové oceli. Pou-
žití nerezové oceli jako těsnění zajišťu-
je dlouhodobou životnost a bezchybný
estetický vzhled v porovnání s tradič-
ním řešením.
PREFABRIKACE
Prefabrikované sendvičové panely jsou
vyráběny na dlouhých výrobních linkách
(obr. 3). Vnější hladký povrch je docí-
len betonáží do ocelového bednění. Vý-
ztuž vnější HPC betonové vrstvy (ocelo-
vá svařovaná síť/čedičová síť) je umístě-
na do prázdné formy. Pro docílení po-
žadovaného architektonického vzhle-
du mohou být na dno prázdné formy
vloženy speciální matrice, textury nebo
tenké cihelné pásky. Poté je do přede-
psané výše ve formě nalita vrstva HPC
betonu. Následně jsou na horní plochu
čerstvé vnější HPC betonové vrstvy při-
tisknuty čedičové pásy a tepelná izo-
lace. Čedičové pásy jsou obvykle pře-
dem upevněny do štěrbin izolace a vy-
čnívají z izolace alespoň 15 mm na obě
strany. Na izolaci je položena betonář-
ská výztuž, která může být doplněna
o předpínací výztuž, ocelovou svařova-
nou nebo čedičovou síť. V této fázi jsou
do formy vloženy také kotvy pro zvedá-
ní a manipulaci či jiné kotvící prvky.
V průběhu výroby musí být dodržo-
vána vysoká pracovní kázeň, aby ne-
došlo k poškození čedičových pásů
vyčnívajících z tepelné izolace. Panel
je dokončen zalitím vrstvou HPC beto-
nu do požadované výše a vyhlazením
speciální hladicí lištou.
VÝZKUM A VÝVOJ
Vytvoření nového stavebního systé-
mu, který nabízí srovnatelné mechanic-
ké vlastnosti jako stávající prefabrikova-
né systémy a zároveň je konkurence-
schopný s vyšším stupněm kvality pro-
vedení, vyžaduje mnoho úsilí v oblas-
ti vývoje. Výzkumný projekt zabývající
se tímto vývojem zahrnoval spolupráci
Technické univerzity v Dánsku (Techni-
cal University of Denmark), Výzkumné-
ho ústavu pro vývoj (IPU), Státního po-
žárního institutu (DBI), výrobce betono-
vých sendvičových panelů (AmberCon)
a byl finančně podpořen Státním fon-
dem pro vědu a výzkum (Højteknolo-
gifonden).
K pochopení chování sendvičového
systému a jeho následné optimalizace
byl třeba experimentální výzkum zahr-
nující všechny komponenty systému.
Zkoušky sendvičových panelů zahrno-
valy: materiálové zkoušky HPC smě-
si, tepelné izolace a smykových prv-
ků z čedičových/uhlíkových vláken;
zkoušky prvků sendvičového systé-
mu ve smyku; ve čtyřbodovém ohy-
bu; skutečné panely zatížené spojitým
zatížením a zkoušky požární odolnosti
všech komponentů.
Dále byl výzkum zaměřen na mode-
lování rozvoje trhlin v tenkostěnných
panelech v důsledku kombinace auto-
genního smrštění a teplotního zatíže-
ní [3] a modelování jejich požární odol-
nosti [6]. Studie pokračovala optimali-
zací tepelně izolačních vlastností, mi-
nimalizací tepelných mostů, návrhem
nových typů oken a dveří a integrací
technického zařízení budov do sendvi-
čového systému [1].
Zkoušky ve smyku
Při návrhu sendvičových panelů je dů-
ležité, aby projektant znal návrhovou
pevnost prvku ve smyku a tuhost spo-
jení. Tyto parametry jsou kritické pro
stanovení počtu a délky smykových
prvků k dosažení určitého stupně kom-
pozitního chování. Smyková pevnost
spojení byla určena pomocí segmen-
tů sendvičového systému zkoušených
ve speciálně navrženém ocelovém rá-
mu. Velikost segmentů sendvičového
systému byla 400 x 700 mm.
Vlastní zkoušky se skládaly z uložení
každého segmentu do rámu ve vodo-
rovné poloze a tlačení pístu na spodní
HPC stěnu proti horní HPC stěně. Za-
tížení bylo vnášeno pomocí 25 kN hyd-
raulického pístu a jeho nárůst byl rovno-
měrný (lineární). Horní stěně bylo brá-
něno ve vodorovném posunu, kdežto
spodní stěna byla uložena na válečko-
Obr. 1 Průběh napětí v panelu
❚ Fig. 1 Panel stress diagram
Obr. 2 Detail Connovate sendvičového
panelu z HPC betonu ve spojení
s okenním otvorem a stropními dutinovými
panely ❚ Fig. 2 Detail of Connovate
sandwich wall element with connection to
window opening and hollow core concrete
deck
Obr. 3 Betonáž sendvičových panelů
ve výrobní hale ❚ Fig. 3 Casting the
sandwich elements in the production hall
2 3
3 2 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
vá ložiska s nízkým koeficien tem tření,
aby se mohla v zatíženém stavu volně
pohybovat. Během experimentu byly
na sedmi místech kromě zatížení mě-
řeny také relativní vodorovné/svislé po-
suny mezi oběma HPC stěnami pomo-
cí LVDT senzorů (obr. 4). Pro porovná-
ní smykové únosnosti byly použity růz-
né konfigurace žebra, typu smykového
prvku a izolace [5].
Pracovní diagramy ukázaly (obr. 5), že
všechny konfigurace měly vliv na smy-
kovou únosnost segmentů. Výsledky
navíc prokazují, že segmenty s EPS
izolací mají výrazně vyšší smykovou
únosnost (Fmax = 6,2 kN) než segmen-
ty s Kingspan izolací (Fmax = 2,5 kN).
Toto chování lze vysvětlit výrazně vyš-
ší soudržností EPS izolace s HPC be-
tonem. Segmenty s žebrem ukázaly
očekávanou vyšší smykovou únosnost
než segmenty bez žeber.
Typický způsob porušení segmentů
sendvičového systému během smyko-
vé zkoušky zahrnuje kombinaci ztráty
soudržnosti mezi vrstvami HPC betonů
a tepelné izolace doprovázenou ztrá-
tou stability tlačených diagonál a pře-
tržením tažených diagonál pásů čedi-
čových vláken (obr. 6).
Zkoušky v ohybu
K rozšíření znalostí získaných ze smy-
kových zkoušek bylo navrženo a zkou-
šeno šestnáct sendvičových prvků 450
x 2 000 mm ve čtyřbodovém ohybu
(obr. 7). Pro porovnání chování panelu
v ohybu bylo vyšetřováno různé umís-
tění a délky čedičových pásů. Pane-
ly ukázaly vysoký stupeň kompozitní-
ho chování a daly tak základ pro návrh
skutečných panelů [5].
Pro zkoušky panelů ve skuteč-
né velikosti byly vybrány dva pane-
ly, jež byly použity v pilotním Conno-
vate projektu a navrženy podle dopo-
sud získaných znalostí. Velikost pane-
50kN Upevňovací
popruh
Píst Fmax=25kN
Horizontalní LVDT
Vertikální LVDT
Ztráta stability
tlačených diagonál
Přetržení tažených diagonál
Vytržení baz. vláken
Odtržení vlákenod HPC betonu
0 5 10 15 20 25 30 35 40 450
2
4
6
8
10
12
Posun [mm]
Síla
F [kN
]
Kingspan izolaceEPS izolacePás z bazaltových vláken bez žebraPás z karbonových vláken bez žebraPás z bazaltových vláken s žebremPás z karbonových vláken s žebrem
4
5
6
7a 7b
3 36 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
lů byla stanovena 4 m na délku a 2,7 m
na výšku.
Zkušební rám se skládal ze dvou
podpor, spodní bránila posunům v ro-
vině panelu a ve směru bočního zatíže-
ní, zatímco horní bránila pouze posu-
nům ve směru bočního zatížení. Uspo-
řádání zkoušky umožňovalo součas-
ně panely zatížit vlastní váhou a boč-
ním zatížením. Boční zatížení simulující
zatížení větrem bylo vnášeno pomo-
cí obřího polštáře se stlačeným vzdu-
chem, který se opírá do zadní stěny
panelu.
Cílem experimentu bylo získat co
nejvíce informací o skutečném chová-
ní panelu a následné ověření analýzou
modelu pomocí MKP softwaru.
Horizontální deformace a relativní de-
formace mezi oběma HPC stěnami
byly měřeny pomocí LVDT senzorů
na sedmnácti různých místech (obr. 8).
Byla použita optická technika Aramis
umožňující měření deformací a napě-
tí na povrchu panelu před a po zatí-
žení. Aramis byl umístěn tak, aby sní-
mal oblast přibližně uprostřed výšky
panelu, kde byly očekávány první trh-
liny v důsledku největšího ohybového
momentu.
Zatížení bylo vneseno ve třech cyk-
lech: zatížení odpovídající návrhové-
mu zatížení větrem; odtížení a zatížení
do absolutního porušení.
Výsledky zkoušek ukázaly vysoký
stupeň kompozitního chování. U pa-
nelu 1 (obr. 9) byl naměřen nižší stu-
peň kompozitního chování v důsled-
ku nižšího stupně vyztužení čedičový-
mi vlákny. Dále zkoušky potvrdily, že
vhodným výběrem spojení pomocí če-
dičových vláken může projektant do-
sáhnout požadovaného stupně kom-
pozitního chování.
POŽÁRNÍ ODOLNOST
Zajímavých výsledků bylo dosaženo
při zkouškách systému v oblasti po-
žární odolnosti. Návrh systému s vrst-
vami HPC betonu jen 30 mm je velmi
neobvyklý. Pro popisovaný sendvičo-
vý systém nebylo možno uplatnit stá-
vající normy ani předpisy. Teorie, která
by vysvětlovala chování HPC betonů,
vazbu mezi HPC betonem a izolací,
či spolupůsobení čedičových vláken
s HPC betonem během požáru, také
doposud neexistovala. Během pěti let
se podařilo vyvinout HPC beton, který
vydrží více než 1 050 °C (ISO 834 ná-
vrhová teplotní křivka v požáru) po do-
bu 2 h bez známek odprýskávání, kte-
ré je typickým jevem u podobných ty-
pů betonů. Dosažené výsledky oteví-
rají možnosti pro nové aplikace HPC
betonu, jehož chování zatím neby-
lo v souladu s vysokými požadavky
na požární odolnost.
Při vyhodnocování požárních zkou-
šek byly objasněny i některé pře-
nosové jevy v HPC betonu a rozší-
řeny znalosti chovaní sendvičových
konstrukcí při požáru [6]. V červen-
ci roku 2013 byly uskutečněny sta-
tické požární zkoušky pro zatížené
sendvičové panely. Panely byly za-
tíženy váhou 60 t a vystaveny požá-
ru (ISO 834 návrhová teplotní křiv-
ka v požáru) po dobu 60 a 120 min.
Na základě těchto zkoušek panely
Connovate získaly mezinárodní certi-
fikaci pro požární odolnost, a je tedy
možno v nejbližší době očekávat jejich
rozšíření do ostatních zemí Evropské
unie.
Spodní podpora
Horní podpora
Polštáře se stlačeným
vzduchem
Aramis kamery
LVDT
Testovaný panel
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Deformace [mm]
p [kN
/m2]
Panel 2
Panel 1
Obr. 4 Přední a boční pohled
na instrumentaci smykové zkoušky ❚
Fig. 4 Front and side view of shear test
instrumentation
Obr. 5 Pracovní diagramy segmentů
testovaných ve smyku ❚ Fig. 5 Load-
deflection diagrams of segments tested
in shear
Obr. 6 Typický způsob porušení segmentů
testovaných ve smyku ❚ Fig. 6 Typical
failure modes of shear test specimen
Obr. 7 a) Zkoušky panelů ve čtyřbodovém
ohybu, b) schéma zkoušky ❚
Fig. 7 a) Testing of panels in four-point
bending, b) scheme of the testing
Obr. 8 Pohled na instrumentaci skutečného
panelu před zkouškou ❚ Fig. 8 The view
on instrumentation of the full-scale test prior
testing
Obr. 9 Pracovní diagramy ❚ Fig. 9 Load-
deflection diagrams
9
8
3 4 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
ZÁVĚR
Cílem článku je představit nový ten-
kostěnný sendvičový systém z HPC
betonu vyztuženého pomocí čedičo-
vých vláken. Systém se vyznačuje vy-
sokou statickou únosností, tepelně izo-
lační schopností a šetrností k životnímu
prostředí.
Vývoj systému byl detailně popsán
od zkoušek segmentů sendvičové-
ho systému ve smyku až po panely
ve skutečných velikostech zatěžované
spojitým zatížením.
Systém Connovate kombinuje nej-
novější stavební trendy s tradičním
Obr. 10 První série úspěšných zkoušek požární odolnosti ❚
Fig. 10 The first series of successfully passed fire certification testing
Obr. 11 Vila Vid pilotní Connovate projekt ❚
Fig. 11 Villa Vid the pilot Connovate project
Obr. 12 Vila Vid pilotní Connovate projekt – vnitřní pohled
❚ Fig. 12 Villa Vid the pilot Connovate project – interior look
Obr. 13 Administrativní budova v Horsens, Dánsko ❚ Fig. 13 Office
house in Horsens, Denmark
Obr. 14 Studentské koleje v přístavu, Aarhus, budova navržena
na prestižní britskou cenu WAN Sustainable Buildings Award 2012
❚ Fig. 14 Student accommodation tower block at Aarhus harbour
has been long listed for the prestigious British sustainability prize WAN
Sustainable Buildings Award 2012
Literatura:
[1] Hansen S., Vanhoutteghem L. (2012):
“A method for economic optimi-
zation of energy performance and
indoor environment in the design
of sustainable buildings”, Publ. in
proc. to 5th Intern. Building Physics
Conference, Kyoto, Japan
[2] Rizkalla S. H., Hassan T. K., Lucier G.
(2009): “FRP Shear Transfer
Mechanism for Precast, Prestressed
Concrete Sandwich Load-Bearing
Panels”, Special Publ., Vol. 265,
603–625
[3] Hodicky K., Hulin T., Schmidt J. W.,
Stang H. (2013): “Assessment risk
of fracture in thin-walled fiber reinfor-
ced and regular High Performance
Concretes sandwich elements”, Publ.
in proc. to 8th Intern. Conf. on Fracture
Mechanics of Concrete and Concrete
Structures, Toledo, Spain
[4] Einea A., Salmon D. C., Tadros M. K.,
Culp T. (1994): “A new structurally and
thermally efficient precast sandwich
panel system”, PCI Journal, 39(4),
90–101
[5] Hodicky K., Hulin T., Schmidt J. W.,
Stang H. (2013): “Performance of new
thin-walled concrete sandwich panel
system reinforced with BFRP shear
connectors”, Publ. in proc. to Asia-
Pacific Conf. on FRP in Structures,
Melbourne, Australia
[6] Hulin T., Hodicky K., Schmidt J. W.,
Stang H. (2013): “A model for spalling
of HPC thin plates exposed to fire”,
Publ. in proc. to 5th Intern. conf. on
Structural engineering, mechanics and
computation, Cape Town, SAR
12
11
10
3 56 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
prefabrikovaným řešením. Na zákla-
dě prvních úspěšných užití systému
na různých typech bytových a admini-
strativních budov v Dánsku (obr. 11 až
14) lze očekávat, že systém brzy najde
uplatnění i na mezinárodním trhu.
Kamil Hodický, M.Sc.
e-mail: [email protected]
www.connovate.dk
Thomas Hulin, M.Sc.
e-mail: [email protected]
oba: Technical University
of Denmark
Dept. of CE, Sect. of SE
Brovej, Building 118, Kgs. Lyngby
DK-2800
Denmark
Text článku byl posouzen odborným lektorem.
Dlubal Software s.r.o.Anglická 28, 120 00 Praha 2Tel.: +420 221 590 196Fax: +420 222 519 [email protected]
Aktuální informace
www.dlubal.cz
Podpora nových evropských norem Různé národní přílohy Cena programu již od 33 450 Kč Česká verze včetně manuálů
FEM program pro výpo et 3D konstrukcí
Program pro výpo et prutových konstrukcí
Inzerce 71.7x259 spad Update 08-2013 (Beton CZ)_01.indd 1 25.8.2013 13:49:33
Firem
ní p
reze
nta
ce
14
13
OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU – 10. VNÚTORNÉ
OŠETROVANIE A ELEKTRICKÉ CHARAKTERISTIKY BETÓNU ❚
CONCRETE CURING – 10. INTERNAL CURING AND ELECTRICAL
CHARACTERISTICS OF CONCRETE
3 6 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
Peter Briatka, Peter Makýš
Vo viacerých článkoch tohto cyklu sme sa venovali vnútornému ošetro-
vaniu (IC). Väčšina z nich sa v rámci vnútorného ošetrovania zamerala
na použitie ľahkého kameniva (LWA). V článkoch sa popísal princíp
fungovania IC [32, 33], spôsob návrhu [34, 35] a charakteristiky LWA
determinujú ce jeho vhodnosť pre IC [37]. Neskôr sa pristúpilo k rôznemu
overovaniu pôsobenia IC v maltách a betónoch [36, 38, 39]. V tomto
pokračovaní cyklu dokumentujeme pôsobenie IC vo vzorkách mált pomo-
cou merania elektrických charakteristík, ktoré sú primárne ovplyvnené
vlhkosťou cementového tmelu (množstvom pórového roztoku) a koncent-
ráciami iónov. ❚ In several of the previous papers of this series, we were
dealing with internal curing (IC). Most of them, within the frame of internal
curing, were focused on use of lightweight aggregate (LWA). In the papers,
there was described a principle of IC [32, 33], a designing procedure [34,
35] and LWA characteristics determining its fitness for IC [37]. Later, we
proceed with various verifying of IC action in mortars and concretes [36,
38, 39]. In this episode of the series, we document an action of IC in mortar
samples by measuring of electrical characteristics which are primarily
affected by moisture of the cement paste (amount of pore solution) and
ions´ concentrations.
Meranie elektrických charakteristík sa navrhlo ako metóda
hodnotenia účinnosti IC použitím LWA. Metóda mala poskyt-
núť kvalitatívny obraz o priebehu i stave hydratácie a súvisia-
cich reologických vlastnostiach – zrelosť betónu, stupeň hyd-
ratácie, množstvo pórového roztoku a celková vlhkosť ce-
mentového tmelu. Vychádzalo sa z predpokladu priame-
ho vplyvu IC na dostupnosť vlhkosti pre priebeh hydratácie
a tým aj množstvo pórového roztoku.
Zjednodušený predpokladaný priebeh meraných elektric-
kých charakteristík zachytáva obr. 1. V prvých hodinách ve-
ku, po rozpustení povrchu zŕn cementu za vzniku pórového
roztoku, keď dochádza k pozvoľnému vyzrážaniu CSH gélu,
sa odpor cementového tmelu ustáli a zostáva určitú dobu
(počas tuhnutia) konštantný. Postupne, ako cementový tmel
tuhne a tvrdne (s klesajúcou koncentráciou vodivostných ió-
nov v pórovom roztoku), sa elektrický odpor zvyšuje. Zvyšo-
vanie elektrického odporu je dané vytváraním pevných vä-
zieb, čo súvisí so zmenou stavu fyzikálne viazanej (voľnej)
vody na vodu chemicky viazanú. Zmena množstva fyzikálne
viazanej vody v cementovom tmele (napr. formou vnútorné-
ho ošetrovania) sa predpokladane mala prejaviť na elektric-
kých charakteristikách cementového tmelu – napr.: elektric-
ký odpor, rezistivita alebo konduktivita.
TEORETICKÉ ZÁKLADY
Známymi elektrickými charakteristikami, ktorých vzťah k dy-
namickému systému cementu reagujúceho s vodou je kva-
litatívne popísaný, sú merný elektrický odpor (rezistivita)
ρ [Ωm] a jeho obrátená hodnota, merná elektrická vodivosť
(konduktivita) σ [S/m]. Tieto charakteristiky možno za istých
okolností, ak sa dodržia presné postupy skúšok a skúšky tak
budú reprodukovateľné, pretransformovať do absolútneho
vyjadrenia napríklad elektrického odporu R [Ω].
Teóriou elektrických charakteristík cementového tmelu, ich
meraním a vyhodnocovaním sa v rôznych výskumných úlo-
hách a vedeckých článkoch venovalo viacero autorov [9, 10,
11, 12]. Aj ich pričinením je dnes známe, že s rastúcim ve-
kom cementového tmelu (rastúcim stupňom hydratácie α)
dochádza ku znižovaniu pórovitosti, a tým k poklesu elek-
trickej vodivosti [10].
Princíp merania elektrickej vodivosti spočíva v meraní pre-
chádzajúceho prúdu I [A] cez cementový tmel, do ktoré-
ho sú umiestnené dve kovové elektródy pripojené na zdroj
konštantného napätia U [V]. Dve elektródy prútového tva-
ru (vždy rovnakej dĺžky) sú umiestnené vždy v rovnakej vzá-
jomnej vzdialenosti. Prechádzajúci elektrický prúd sa v ča-
se mení, čo indikuje zmenu vodivosti (konduktivity) ce-
mentového tmelu. Aktuálna konduktivita σ [S/m] cemen-
tového tmelu sa vypočíta podľa vzťahu (1), kde l [m] je
vzdiale nosť elektród a A [m2] je plocha, cez ktorú medzi
elektródami preteká elektrický prúd. Vzhľadom na to, že
elektródy majú tvar líniových vodičov a stanovenie efektív-
nej plochy A sa potýka s problémami nerovnomernej inten-
zity elektrického toku a rozmernosti prostredia, pristupu-
je sa ku zjednodušeniu vzťahu. Tým je nahradenie prvého
zlomku konštan tou. Táto konštanta G [m] sa získa kalibro-
vaním meracej sústavy na prostredí (látke) so známou kon-
duktivitou. Takouto látkou je napr. voda s teplotou 18 °C,
ktorej konduktivitu je možné jednoducho odvodiť, podľa
vzťahu (2), zo známej rezistivity 2,27.105 Ωm [16]. Dosade-
ním σW a nameraných hodnôt napätia U = 14,04 V a prie-
merného prúdu I 8,23 mA do vzťahu (1) sa získa konštanta
G = 7,51.10-3 m.
l
A
I
UG
I
U
I
U7 51 10
3, . [S/m] (1)
WW
14 405 10
6, . [S/m] (2)
Vo vzorke je z hľadiska konduktivity rozhodujúca zlož-
ka tuhnúci a tvrdnúci cementový tmel (kamenivo sa v ča-1Vek betónu [h]
Očakávaný e
lek
trti
ck
ý o
dp
or
[Ω]
Tuhnutie
MAX
3 76 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
se nemení). V cementovom tmele prispieva k toku elektric-
kého prúdu zásadne len pórový roztok [10]. Elektrický prúd
sa v cementovom tmele prenáša prostredníctvom iónov. Je
preto zrejmé, že vodivosť cementového tmelu je nelineárnou
funkciou koncentrácie iónov c, ich nábojom z a ekvivalent-
nou iónovou vodivosťou λ, podľa vzťahu (3) [9,10].
f cj,, ,z
j jj
[S/m] (3)
Ekvivalentná iónová vodivosť λ je funkciu teploty a naras-
tá o cca 1,5 až 2,5 % s každým kladným 1 °C teploty pó-
rového roztoku, čo s najväčšou pravdepodobnosťou súvisí
s klesajúcou viskozitou [17]. Ióny prítomné v pórovom roz-
toku sa dajú predpokladať z chemického zloženia portland-
ského cementu (6C3S, 2C2S, 2C3A a C4AF) a reakcií prebie-
hajúcich počas hydratácie – vzniku CSH gélu, vzťah (4) a (5),
kde H označuje H2O a CH značí Ca(OH)2.
C S H C S H CH3 6 33 3 2 3
(4)
C S H C S H C2 43 3 2 3
HH (5)
Hydratácia cementu sa môže rozdeliť do piatich fáz (obr. 2)
– predindukcia (II), indukcia (I), akcelerácia (III), spomale-
nie (IV) a difúzia (V) [18,19]. Predindukcia sa začína praktic-
ky ihneď po zmiešaní cementu s vodou a trvá niekoľko má-
lo desiatok minút pokiaľ sa vápenaté (Ca) a hydroxidové ió-
ny rozpúšťajú v roztoku. V indukčnej (latentnej) fáze dochá-
dza k pozvoľnému vyzrážaniu CSH gélu, zatiaľ čo koncen-
trácia Ca2+ a OH- pomaly rastie. Na začiatku akceleračnej
fázy dosiahne Ca2+ úplnú saturáciu a začínajú prvé reak-
cie hydratácie – kryštalizácia Ca(OH)2 a ukladanie CSH gélu
v póroch. Počas formovania štruktúry sa znižuje pórovi tosť
a klesá množstvo dostupnej vody, čo vedie k spomaleniu
hydratácie (fáza IV), a ktoré za určitých okolností môže viesť
až k jej zastaveniu. V bežných podmienkach fáza III začína
cca 3 h po zamiešaní a fáza V nastupuje cca po 24 h. Identi-
fikovateľnosť rozhrania medzi fázou III a IV je závislá od vod-
ného súčiniteľa.
Z uvedeného je zrejmé, že pre vodivosť cementového tme-
lu sú rozhodujúce ióny Ca2+ a OH- (najmä OH-) [9]. V póro-
vom roztoku však možno nájsť aj ióny Na+, K+ a SO42-. Kon-
centrácie iónov Ca2+ a SO42- so začiatkom hydratácie po-
maly klesajú, zatiaľ čo koncentrácie Na+, K+ a OH- pomaly
stúpajú [20 až 23]. Obzvlášť vo veku viac ako 24 h sa vďaka
vysokému podielu iónov K+ tieto významne podieľajú na cel-
kovej vodivosti cementového tmelu, a to i napriek približne
tretinovej ekvivalentnej vodivosti v porovnaní s OH- [9]. Kon-
centrácie hlavných vodivostných iónov v pórovom roztoku,
v CSH géle a neskôr v cementovom kameni nie sú konštant-
né [23]. Rozhodne preto nie je možné predpokladať, že vodi-
vosť systému na báze cementu bude konštantná.
Zistilo sa, že vodivosť cementového tmelu ovplyvňujú dva
činitele. Prvým je množstvo pórového roztoku (dané voľ-
nou, resp. zámesovou vodou). Druhým je koncentrácia vo-
divostných iónov (napr. OH-, Ca2+, Na+ alebo K+) [12]. Elek-
trická vodivosť tekutej fázy (pórového roztoku) sa v závislos-
ti od koncentrácie iónov mení v rozsahu cca 1 až 20 S/m.
Elektrická vodivosť betónu (teda systému s pevnou i teku-
tou fázou) je daná najmä zastúpením tekutej fázy v systé-
me a nadobúda hodnoty, ktoré klesajú rádovo k 1.10-9 S/m,
zatiaľ čo (pre porovnanie) konduktivita vzduchu sa pohy-
buje v okolí 1.10-15 S/m [24, 25]. Aktuálny stav resp. zme-
ny v elektrickej vodivosti tuhnúceho a tvrdnúceho cemen-
tového tmelu formálne popisuje vzťah (6). Tento je modifiká-
ciou závislosti konduktivity betónu od konduktivity pórové-
ho roztoku, pričom rešpektuje zmenu pomerov objemu te-
kutej a pevnej fázy, čiže stav či stupeň hydratácie. Vo vzťahu
vystupuje konduktivita betónu σ [S/m], konduktivita pórové-
ho roztoku σPS [S/m], objemový podiel množstva pórového
roztoku φPS [-] a parameter zohľadňujúci prepojenie, efektív-
nu dĺžku a veľkosť pórov (kapilár) v cementovom tmele β [-]
[12, 26, 27].
PS PS
[S/m] (6)
Vnútorné ošetrovanie koncentráciu vodivostných iónov ne-
ovplyvní pretože nezvyšuje vodný súčiniteľ a pôsobiť nezač-
ne skôr, ako dôjde k poklesu relatívnej vlhkosti (RH). Abso-
lútne množstvo pórového roztoku taktiež neovplyvní, no za-
bezpečí vodu potrebnú pre hydratáciu, a teda saturáciu pó-
rov po dlhšiu dobu, čím teda mení φPS, vzťah (6). Na základe
výsledkov merania desorpcie [37] sa predikovala účin nosť
(efekt zvýšenej vodivosti) v závislosti od w/c (ovplyvňuje
čas zvýšenej intenzity samovysychania), a to rádovo vo ve-
ku 18 h.
POUŽITÉ MATERIÁLY
Pre skúšky sa použil portlandský cement CEM I 42,5 N
s mer nou hmotnosťou 3 077 kg/m3. Chemické zmrašťo-
vanie použitého cementu bolo 7 % a jemnosť stanovená
podľa Blaina 344,77 m2/kg. Začiatok tuhnutia sa podľa STN
Obr. 1 Predpokladaný vývoj elektrického odporu cementového tmelu
v čase ❚ Fig. 1 Anticipated development of electrical resistance of
the cement paste in time
Obr. 2 Teplotné a vodivostné správanie cementového tmelu pri teplote
25 °C [10] ❚ Fig. 2 Thermal and conductivity behaviour of cement
paste at 25 °C [10]2
Čas [h]
Tep
lota
[˚C
]
Ko
nd
uk
tivita
[S/m
]
3 8 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
EN 1015-9 stanovil 185,3 min, pričom koniec tuhnutia sa
zistil v 254,6 min. Ako plastifikačná prísada (WRA) sa pou-
žil superplastifikátor Berament HT2 s účinnou látkou na bá-
ze polykarboxylátu.
Ako hutné kamenivo sa použilo prírodné ťažené kameni-
vo frakcie 0/4 s mernou hmotnosťou a ostatnými vlastnosťa-
mi podľa tab. 1. Ako ľahké kamenivo sa s ohľadom na pred-
chádzajúce výskumné úlohy a skúšky použilo LWA s ob-
chodným názvom Liapor, a to vo frakciách 0/4 (M) a 0/1 (D),
dávkované vo vzájomnom pomere 3 : 1. Všetky podstatné
vlastnosti LWA sú uvedené v tab. 1.
RECEPTÚRY
Vzorky na meranie elektrických charakteristík tuhnúceho
a tvrdnúceho cementového tmelu sa vyrobili s a bez vnútor-
ného ošetrovania (IC). Vzorky bez IC sa označili ako refe-
renčné a obsahovali 0 % LWA. Vzorky s IC sa líšili hmotnost-
nou dávkou LWA (4; 7; 10 a 13,2 %). Horná medzná dáv-
ka 13,2 % sa stanovila na základe návrhu vnútorného ošet-
rovania [33] ako dávka postačujúca na dokonalé IC tzv. uza-
vretého systému (sealed system) pri w/c = 0,36. Vzorky sa
navzájom líšili aj vodným súčiniteľom w/c (0,3; 0,36 a 0,42)
zabezpečujúcimi dosiahnutie stupňa hydratácie α (0,83; 1
a 1). V každom variante w/c sa použili všetky uvedené dáv-
ky LWA, a teda každý variant obsahoval päť vzoriek. Pres-
ná receptúra pre každú zámes je uvedená v tab. 2. Jedným
z východísk overovania účinnosti IC ľahkým kamenivom pri
rôznych w/c bol predpoklad výraznejšieho prejavu vplyvu IC
na vodivosť cementového tmelu vo vzorkách, u ktorých sa
očakával významný nedostatok voľnej vody na hydratáciu –
t.j. w/c ≤ 0,36 (obzvlášť 0,3). Nedostatok voľnej vody (spô-
sobujúci nízku vodivosť cementového tmelu) mal byť nahra-
dený vodou postupne sa uvoľňujúcou z LWA, čo sa malo
prejaviť zvýšením konduktivity (resp. znížením elektrického
odporu) cementového tmelu v čase účinnosti IC.
Každá samostatná vzorka pozostávala z 8 skúšobných te-
lies. Pre tri sady (varianty w/c) a päť možných dávok LWA
to činí pätnásť vzoriek, z ktorých každá je reprezentovaná 8
skúšobnými telesami. Celkovo sa teda vyrobilo sto dvadsať
skúšobných telies (obr. 3).
VÝROBA A KONDICIOVANIE VZORIEK
Pred samotnou výrobou vzoriek sa vykonali pomocné a prí-
pravné procesy. Jedným z nich bola príprava hutného ka-
meniva sušením po dobu 24 ± 2 h pri teplote 110 ± 5 °C
(podľa STN EN 1097-6). Vysušené hutné kamenivo sa uloži-
Obr. 3 Sada skúšobných telies ❚ Fig. 3 Set of testing specimens
Obr. 4 Schéma zapojenia a meranie elektrických charakteristík
cementového tmelu ❚ Fig. 4 Circuit diagram and measurement of
electrical characteristics of cement paste
Tab. 1 Vlastnosti použitého hutného
a ľahkého kameniva ❚
Tab. 1 Characteristics of used aggregate
and lightweight aggregate
Vlastnosť
Kamenivo
Hutné
kamenivo
Ľahké kamenivo
LWA
0/4 0/4 (M) 0/1 (D)
Merná hmotnosť
[kg/m3]2510 1070 1700
Sypná hmotnosť
[kg/m3]1630 410 610
Nasiakavosť [%] 1,8 7,73 4,8
Medzerovitosť [%] 35,06 61,68 54,12
Tvarový index [%]
Pozn.: Tabuľka 1 obsahuje aj kolonku
„Tvarový index“, ktorý sa ale pre frakcie
0/4 nestanovuje. Tabuľka je prispôsobená
prípadnému použitiu aj hrubších frakcií.
Pozn. redakce: tab. 1 a 2 jsou v [38], uvádíme
zde pro pohodlí čtenářů
Tab. 2 Použité receptúry ❚
Tab. 2 Used proportionings
Vhodný
súčiniteľ
(w/c)
Zložka
Použitá receptúra [kg/m3]
Referenčný 4 % LWA 7 % LWA 10 % LWA 13,2 % LWA
0,30
Cement 492,782 485,522 422,404 392,352 360,369
Voda 184,191 163,549 153,454 143,26 132,276
Kamenivo 0/4 1705,792 1628,372 1562,750 1490,71 1406,857
WRA 1,891 1,739 1,625 1,511 1,389
LWA 0/4 (M) 0,000 46,376 83,464 122,508 166,293
LWA 0/ (D) 0,000 24,561 44,202 64,88 88,068
0,36
Cement 449,014 412,321 384,872 357,484 328,337
Voda 198,643 176,341 165,394 154,439 142,461
Kamenivo 0/4 1706,850 1629,304 1563,588 1491,455 1407,505
WRA 1,725 1,587 1,483 1,379 1,268
LWA 0/4 (M) 0,000 46,403 83,509 122,57 166,370
LWA 0/ (D) 0,000 24,575 44,226 64,912 88,108
0,42
Cement 412,459 378,746 353,526 328,366 301,289
Voda 210,770 187,072 175,411 163,653 151,005
Kamenivo 0/4 1707,637 1629,997 1564,211 1491,01 1407,988
WRA 1,586 1,459 1,363 1,268 1,166
LWA 0/4 (M) 0,000 46,423 83,542 122,615 166,427
LWA 0/ (D) 0,000 24,585 44,243 64,936 88,139
3
3 96 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
lo v plastových uzatvárateľných nádobách tak, aby nedošlo
k absorpcii vzdušnej vlhkosti. V prípade výroby vzoriek s IC
sa 24 ± 2 h pred miešaním do uzatvárateľnej plastovej ná-
doby pripravila dávka LWA (v danom pomere) spolu s celko-
vou dávkou zámesovej a ošetrovacej vody.
Miešanie sa vykonávalo v počítačom riadenej maltárskej
miešačke (STN EN 196-1) s užitočným objemom 2,5 dm3.
Zložky sa dávkovali vždy v rovnakom poradí. Ako prvé sa
nadávkovali voda a cement. V prípade nenulovej dávky LWA
sa namiesto zámesovej vody pridalo SLWA aj s dekantova-
nou vodou, do ktorej sa pridala WRA. Po 30 s miešania sa
pridalo hutné kamenivo.
Zámes sa po miešaní naplnila do pripravených uzatvára-
teľných valcových foriem (objemu 33,20 cm3) a v závislos-
ti od konzistencie (vyplývajúcej z pomeru objemu kameni-
va a cementového tmelu) sa zhutnila buď poklepom o pod-
ložku alebo ubíjaním. Po zhutnení sa formy uzavreli (sea-
led system) a cez uzáver sa do cementového tmelu zaviedli
(do hĺbky 30 mm) kovové elektródy vo vzájomnej vzdiale-
nosti 23 mm.
Vzorky sa po dobu 72 h uchovávali v prostredí s teplotou
20 ± 2 °C, pričom sa priebežne vykonávalo meranie elek-
trických charakteristík (pretekajúceho elektrického prúdu I).
EXPERIMENTÁLNA ČASŤ
Meranie elektrických charakteristík sa vykonávalo na skú-
šobných telesách utesnených proti strate vlhkosti do pro-
stredia (sealed system) a uchovávaných v prostredí s teplo-
tou 20 ± 2 °C. Dôležitou podmienkou merania bolo použi-
tie striedavého prúdu, aby sa predišlo elektrolýze pórového
roztoku na elektródach. Prístup použitím striedavého prúdu
sa nahradil použitím usmerneného prúdu, no pretekajúce-
ho iba v krátkom čase počas merania. Ako zdroj napätia
cca 14 V sa použil transformátor. Prúd pretekajúci vzorka-
mi sa v čase výrazne menil a hodnoty sa rádovo pohybovali
v mA.
Intervaly medzi meraniami sa menili. Počas prvých 10 až
12 h veku boli približne 30 min. Vo veku 12 až 16 h s pou-
žívali intervaly merania 60 min a ďalej sa predlžovali. Mera-
nie vo veku nad 24 h sa vykonávalo v intervaloch 4 až 6 h.
Meranie elektrických parametrov sa vykonávalo vždy rov-
nakým spôsobom za použitia jedinej aparatúry, čím sa vylú-
čil vplyv vnútorného odporu vodičov a zdroja. Meranie má
komparatívny charakter. Pripúšťa sa chyba spôsobená me-
raním svorkového napätia US, ktoré sa (za splnenia vyššie
uvedených podmienok merania) pre zjednodušenie pova-
žuje za napätie elektromotorické UE akoby bol zdroj neza-
ťažený.
Elektrický odpor R [Ω] cementového tmelu sa stanovil nu-
mericky (podľa vzťahu (7)) z meranej veličiny – jednosmerné-
ho elektrického prúdu I [mA] prechádzajúceho vzorkou me-
dzi dvomi susednými elektródami vzdialenými d [mm] pri za-
pojení obvodu s konštantným svorkovým napätím US v ča-
se t. Princíp merania elektrického prúdu prechádzajúceho
vzorkou zachytáva obr. 4. Z meraných hodnôt svorkového
napätia US a prúdu I [mA] sa podľa vzťahu (7) vypočítal prie-
merný elektrický odpor každej skúšobnej vzorky. Pomocou
vzťahov (1) a (2) sa z priemerných hodnôt US a I v čase t vy-
počítala konduktivita σ (elektrická vodivosť) vzoriek.
R d t
U
I d t
n
S
ii
n
,, 10
31
3
[Ω] (7)
4
Firem
ní p
reze
nta
ce
4 0 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
INTERPRETÁCIA VÝSLEDKOV
Konduktivita
Časový priebeh vypočítanej vodivosti jednotlivých vzoriek
s hmotnostnou náhradou frakcie 0/4 hutného kameniva LWA
0; 4; 7; 10 a 13,2 % zachytávajú obr. 5 až 9 (v tomto po-
radí). Obrázky zachytávajú aj vplyv vodného súčiniteľa (0,3;
0,36 a 0,42) na elektrickú vodivosť vzoriek. Ako doplnková
informácia je v obrázkoch prezentovaný začiatok tuhnutia
cementového tmelu s príslušným vodným súčinitieľom, kto-
rý orientačne vymedzuje nástup tzv. akceleračnej fázy kedy
saturácia pórového roztoku Ca2+ dosiahla maximum a začí-
najú sa formovať prvé väzby (kryštalizácia) za vzniku Ca(OH)2
a poklesu množstva pórového roztoku (voľnej vody). Prezen-
tovaním elektrickej vodivosti sa pri pevnej mierke presnejšie
zobrazuje mladší vek vzoriek.
Z priebehu konduktivity možno najmä pri nižších dávkach
LWA (nižšia náhrada hutného kameniva frakcie 0/4) jas-
ne identifikovať prvé tri fázy hydratácie utesneného (sea-
led) systému. V počiatku akceleračnej fázy, keď sa začí-
najú vytvárať prvé väzby a voľná voda prechádza do formy
pevných chemických väzieb vo vznikajúcich kryštáloch, je
možné pozorovať pokles konduktivity spôsobený prevažne
úbytkom množstva pórového roztoku. Z dôvodu neoptima-
lizovanej čiary zrnitosti pre jemné frakcie (malty) sa so zvy-
šujúcou dávkou LWA (dôsledok zmeneného pomeru kame-
nivo / cementový tmel, obr. 10) mení ako celková hutnosť,
tak aj objemová hmotnosť kompozitu. V cementovom tmele
Citované a súvisiace dokumenty:[1] STN EN 196-3: 2009 Metódy skúšania cementu.
Časť 3: Stanovenie času tuhnutia a objemovej stálosti[2] STN EN 197-1: 2007 Cement. Časť 1: Zloženie, špecifikácie
a kritériá na preukazovanie zhody cementov na všeobecné použitie
[3] STN EN 1015-10: 2007 Metódy skúšania mált na murovanie. Časť 10: Stanovenie objemovej hmotnosti zatvrdnutej malty
[4] STN EN 1015-11: 2007 Metódy skúšania mált na murovanie. Časť 11: Stanovenie pevnosti zatvrdnutej malty v ťahu pri ohybe a v tlaku
[5] STN EN 13139 2004 Kamenivo do malty[6] STN EN 196-1: 2005 Metódy skúšania cementu.
Časť 1: Stanovenie pevnosti[7] STN 73 1315: 1989 Stanovenie objemovej hmotnosti,
hustoty a pórovitosti betónu[8] STN EN 12390-7: 2009 Skúšanie zatvrdnutého betónu.
Časť 7: Objemová hmotnosť zatvrdnutého betónu[9] Snyder K., Feng X., Keen B., Mason T.: Estimating
the Electrical Conductivity of Cement Paste Pore Solutions from OH-, K+ and Na+ Concentrations, Cement and Concrete Research, Vol. 33, No. 6., 2003, pp:793-798
[10] Backe K., Lile O., Lymov S.: Characterizing Curing Cement Slurries by Electrical Conductivity, Society of Petroleum Engineers, Drilling & Completion, 2001, pp:201–207
[11] Ridha S., Irawan S., Ariwahjoedi B., Jasamai M: Conductivity Dispersion Characteristic of Oilwell Cement Slurry during Early Hydration, International Journal of Engineering & Technology IJET-IJENS, Vol. 10, No. 6, 2010, pp:129–132
[12] Rajabipour F., Sant G., Weiss J.: Development of Electrical Conductivity-Based Sensors for Health Monitoring of Concrete Materials, in: TRB 2007 Annual Meeting CD-ROM, Transportation Resear ch Board, Indianapolis, 2007, p:16
[13] Kusák I., Luňák M., Topolář L., Pazdera L., Bílek V.: Sledování hydratace betonu impedanční spektroskopií, Proceedings: 37. mezinárodní konference: Defektoskopie 7.–9.11. 2007, Praha, 2007, pp:123-128
[14] Bentz D.: Influence of water-to-cement on hydration kinetics: Simple models based on spatial considerations.Cement and Concrete Research, Vol. 36, No. 2, 2006, pp:238–244
5
6
7
8
9
Čas [hod]
Čas [hod]
Čas [hod]
Čas [hod]
Čas [hod]
Ele
ktr
ická v
od
ivo
sť
[S/m
]E
lek
tric
ká v
od
ivo
sť
[S/m
]E
lek
tric
ká v
od
ivo
sť
[S/m
]E
lek
tric
ká v
od
ivo
sť
[S/m
]E
lek
tric
ká v
od
ivo
sť
[S/m
]
4 16 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y
sa vytvorili makropóry, ktoré znížili absolútne hodnoty kon-
duktivity vzoriek.
Výsledky desorpcie vlhkosti z SLWA [37] indikovali, že LWA
bude ako IC účinkovať v neskoršom veku vzoriek. Predpo-
klad sa potvrdil, čo sa dokumentuje vzhľadom na referenč-
né vzorky (obr. 5). Účinnosť IC použitím skúmaného LWA
je logicky nepriamo úmerná vodnému súčiniteľu. Vzhľadom
na utesnený (sealed) systém je zrejmé, že vzorky vysychajú
len chemicky (spotreba vody na hydratáciu), a preto je za-
čiatok účinkovania IC determinovaný práve vodným súčini-
teľom. S rastúcim vodným súčiniteľom sa začiatok pôsobe-
nia IC oddiaľuje, ako to je zrejmé z porovnania obr. 5 a 6 (w/c
0,3 – cca 6. hodina; w/c 0,36 – cca 18. hodina a w/c 0,42 –
cca 48. hodina). V priebehu konduktivity vzoriek s w/c 0,36
a 0,42 možno pozorovať relatívne malé rozdiely. Vysvetľuje
to Powers-ov fázový model hydratácie, kedy pre úplnú hyd-
ratáciu cementu je potrebných 0,36 g vody na 1 g cementu.
Pri prekročení tohto pomeru sa dosahuje maximálny stupeň
hydratácie rovný 1 bez ohľadu na ďalšie zvyšovanie pomeru.
Potvrdila sa účinnosť IC pomocou skúšaného LWA, a to
najmä v neskoršom veku. Najvyššia hodnota konduktivity sa
zaznamenala v 72 h vo vzorke s dávkou LWA 7 % (obr. 7),
Obr. 5 Elektrická vodivosť referenčných vzoriek s rôznymi vodnými
súčiniteľmi ❚ Fig. 5 Electrical conductivity of reference samples with
various water-cement ratios
Obr. 6 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 4 % s rôznymi vodnými
súčiniteľmi ❚ Fig. 6 Electrical conductivity of samples with 4 %
of LWA and various water-cement ratios
¨Obr. 7 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 7 % s rôznymi vodnými
súčiniteľmi ❚ Fig. 7 Electrical conductivity of samples with 7 % of
LWA and various water-cement ratios
Obr. 8 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 10 % s rôznymi vodnými
súčiniteľmi ❚ Fig. 8 Electrical conductivity of samples with 10 %
of LWA and various water-cement ratios
Obr. 9 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 13,2 % s rôznymi vodnými
súčiniteľmi ❚ Fig. 9 Electrical conductivity of samples with 13,2 % of
LWA and various water-cement ratios
Obr. 10 Zmeny pomeru kameniva a cementového tmelu pri zvyšovaní
dávky LWA ❚ Fig. 10 Changes in aggregate to cement paste ratio
within increasing LWA dosage
[15] Sant G., Rajabipour F., Fishman P., Lura P., Weiss J.: Electrical Conductivity Measurements in Cement Paste at Early Ages. In International Conference on Advanced Testing of Fresh Cementitious Materials, Stuttgart, Germany, 2006
[16] Mikulčák J., Klimeš B., Široký J., Śůla V., Zemánek F.: Matematicko fyzikálne a chemické tabuľky pre stredné školy, Slovenské pedagogické nakladateľstvo, Bratislava, 1989, p:232
[17] Prentice G.: Electrochemical Engineering Principles, Prentice-Hall, Englewood Cliffs, New Jersey, 1991, p:21
[18] Perez-Pena M., Roy D., Tamás F.: Influence of Chemical Composition and inorganic Admixtures on the Electrical Conductivity of Hydrating Cement Pastes, Journal of Materials Research, Vol. 4, No. 1, 1989, p. 215
[19] Michaux M., Nelson E., Vidick B.: Chemistry and Characterization of Portland Cement, Well Cementing, Elsevier Science Publisher, Amsterdam, 1990
[20] Christensen B. et al.: Impedance Spectroscopy of Hydrating Cement-Based Materials: Measurement, Interpretation, and Application, Journal of the American Ceramic Society, Vol. 77, No. 11, 1994
[21] Michaux M., Fletcher P., Vidick B.: Evolution at Early Hydration Times of the Chemical Composition of Liquid Phase of Oil-Well Cement Pastes With and Without Additives, Part I, Additive Free Cement Pastes, Cement and Concrete Research, Vol. 19, No. 3, 1989, p: 443
[22] Vidick B., Fletcher P., Michaux M.: Evolution at Early Hydration Times of the Chemical Composition of Liquid Phase of Oil-Well Cement Pastes With and Without Additives, Part II, Cement Pastes Containing Additives, Cement and Concrete Research, Vol. 19, No. 4, 1989, p: 567
[23] Lothenbach B.: Modeling pore solutions in the cement-water sys-tem, Materials Day held in EMPA on January 24, 2003. p:17
[24] Rajabipour F.: Insitu Electrical Sensing and Material Health Monitoring in Concrete Structures, PhD. Dissertation Thesis, Purdue University, West Lafayette, Indiana, 2006
[25] Rajabipour F., Weiss J.: Electrical Conductivity of Drying Cement Paste, Materials and Structures, submitted for publication (2006)
[26] Garboczi E. J.: Permeability, Diffusivity, and Microstructural Parameters: A Critical Review, Cement and Concrete Research, Vol. 20, No. 4, 1990, pp: 591–601
[27] Christensen B. J., Coverdale R., Olson R., Ford S., Garboczi E.,
Jennings H., Mason T.: Impedance Spectroscopy of Hydrating Cement-based Materials: Measurement, Interpretation, and Application, Journal of the American Ceramic Society, Vol. 77, No. 11, 1994, pp: 2789–2802
[28] Briatka P., Makýš P.: Nepriame meranie účinnosti vnútorného ošetrovania, Proceedings: Príprava, navrhovanie a realizácia inži-nierskych stavieb, Coneco, 31.3.2011, Bratislava, 2011
[29] Schießl A., Weiss W. J., Shane J.D., Berke N.S., Mason T. O., Shah S. P.: Assessing the moisture profile of drying con-crete using impedance spectroscopy, Concrete Science and Engineering, Vol. 2, June 2000, USA, 2000, pp. 106–116.
[30] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 1. Strata vody z betónu, Beton TKS, Vol. 10, No. 1, Beton TKS, Praha, 2010
[31] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 2. Superabsorpčné polyméry, Beton TKS, Vol. 10, No. 2, Beton TKS, Praha, 2010
[32] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 3. Nasiaknuté ľahké kamenivo, Beton TKS, Vol. 10, No. 3, Beton TKS, Praha, 2010
[33] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 4. Konvenčný návrh ošetrovania pomocou ľahkého kameniva, Beton TKS, Vol. 10, No. 6, Beton TKS, Praha, 2010, pp:40–43
[34] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 5. Návrh receptúry čerstvého betónu s vnútorným ošetrovaním, Beton TKS, Vol. 11, No. 5, Beton TKS, Praha, 2011, pp: 36–42
[35] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 6. Odparovanie vody, konvencia a skutočnosť, Beton TKS, Vol. 12, No. 6, Beton TKS, Praha, 2012
[36] Briatka P., Janotka I., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 7 DTA, TG a DSC overenie pôsobenia vnútorného ošetrovania, Beton TKS, Vol. 13, No. 1, Beton TKS, Praha, 2013
[37] Briatka P., Makýš P.: Možno účinne použiť pórovité kamenivo na vnútorné ošetrovanie betónu?, Beton TKS, Vol. 11, No. 4, Beton TKS, Praha, 2011
[38] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 8. Malty s vnútorným ošetrovaním – pevnosti a objemové zmeny, Beton TKS, Vol. 13, No. 2, Beton TKS, Praha, 2013
[39] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 9. Metódy ošetrovania a vplyv na mechanické vlastnosti, Beton TKS, Vol. 13, No. 3, Beton TKS, Praha, 2013
10
4 2 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
a to bez výrazného zníženia konduktivity v počiatočnom ve-
ku (čerstvá zmes), t.j. nedochádza k radikálnej zmene spra-
covateľnosti vyplývajúcej zo zmeny pomeru množstva ce-
mentového tmelu a kameniva. Optimalizované vnútor-
né ošetrovanie použitím skúšaného LWA (Liapor 0/4 (M) :
0/1 (D) – 75 % : 25 %) by sa malo využívať preferujúc nižšie
dávky. Väčší dôraz na znižovanie dávky LWA sa požaduje
pri betónoch s nižším vodným súčiniteľom (menej ako 0,36).
Zabezpečenie potrebného množstva ošetrovacej vody v be-
tóne je preto nevyhnutné riešiť nosičom (materiálom na IC)
s vyššou kapacitou (nasiakavosťou). Na základe zisteného
sa v ďalších pokračovaniach cyklu pracuje s obmedzeným
rozsahom dávok LWA 0 % (referenčné) a 7 %.
Objemová hmotnosť
Priemerná objemová hmotnosť ρV [kg/m3] sa stanovila nu-
mericky zo stredných hodnôt meraného objemu V [cm3]
a hmotnosti m [g]. Pre skúšobné telesá tvaru valca (obr. 4) sa
použil postup podľa STN 73 1315. Výsledky merania obje-
movej hmotnosti v závislosti od dávky LWA a vodného súči-
niteľa zachytáva obr. 11. Pokles objemovej hmotnosti vzo-
riek s rastúcou dávkou LWA sa predpokladal, pretože časť
hutného kameniva frakcie 0/4 mm s mernou hmotnosťou
2 510 kg/m3 sa nahrádza zmesou LWA s mernou hmotno-
sťou 1 228 kg/m3. Pokles objemovej hmotnosti s rastúcim
vodným súčiniteľom je spôsobený, už viackrát spomínanou,
zmenou pomeru cementového tmelu a kameniva.
ZÁVER
Riešením tejto čiastkovej úlohy overenia účinnosti IC použi-
tím LWA prostredníctvom merania elektrických charakteris-
tík cementového tmelu je možné vyvodiť parciálne kvalitatív-
ne závery.
Ako to dokumentujú najmä obrázky 5, 7 a 9, časový prie-
beh konduktivity vzoriek sa najmä u betónov s nižším vod-
ným súčiniteľom (≤ 0,36) zvýšil, čo je dôkazom zásobovania
pórového systému vodou z IC. Zistenie je v súlade s navr-
hovaným účelom použitia IC pre vysokohodnotné alebo vy-
sokopevnostné betóny (nízky w/c). Účinnosť, z hľadiska ča-
su, sa prejavuje v závislosti od doby, kedy začína betón tr-
pieť tzv. samovysychaním. Tento čas je podmienený vod-
ným súčiniteľom a desorpčnou schopnosťou LWA. IC v be-
tónoch s nízkym w/c začína pôsobiť už po cca 6 h, zatiaľ
čo v betónoch s relatívne vysokým w/c (0,42) začína pôso-
biť až po cca 48 h.
Z pohľadu vplyvu dávky LWA na účinnosť IC je potreb-
né poznamenať, že zmena pomeru objemu cementové-
ho tmelu k objemu kameniva, po pridaní LWA, sa pri vyš-
ších dávkach LWA prejavila na pórovitosti vzoriek, čo vied-
lo ku skresleniu výsledkov hodnotiaceho parametra. Mož-
no však usudzovať, že pre vnútorné ošetrovanie sú vhodné
skôr menšie dávky LWA, t.j. do cca 10 % hmotnosti frak-
cie 0/4 hutného kameniva (v závislosti od pomeru mieša-
nia frakcií LWA). V prípade použitia LWA s vhodnejšou pó-
rovou štruktúrou a zrnitosťou sa odporúčaná horná hrani-
ca môže zvýšiť.
Poďakovanie
Publikované informácie sú čiastkovými závermi dizertačnej práce
„Ošetrovanie plošných betónových konštrukcií proti strate vlhkosti“,
ktorú materiálne podporili STU v Bratislave, TSÚS Bratislava, LIAS Vintířov,
PCLA Ladce a BASF.
Ing. Peter Briatka, PhD.
TSÚS
Studená 3, 821 04 Bratislava
e-mail: [email protected]
Doc. Ing. Peter Makýš, PhD.
Stavebná fakulta STU
Radlinského 11, 813 68 Bratislava
Obr. 11 Závislosť objemovej hmotnosti od dávky LWA
❚ Fig. 11 Dependence of bulk density on LWA dosage
Obr. 12 Zmeny pomerného objemu cementového tmelu v závislosti
od dávky LWA a porovnanie zmeny objemovej hmotnosti vzoriek
s w/c = 0,36 ❚ Fig. 12 Changes in relative volume of cement
paste in dependence on LWA dosage and comparison of bulk density
changes of samples with w/c = 0,36
11
12
Dávka LWA [%]
Po
m.
ob
jem
cem
. tm
elu
[%
]
Ob
jem
ová h
mo
tno
sť
[kg
/m3]
Dávka LWA [%]
Ob
jem
ová h
mo
tno
sť
[kg
/m3]
MOŽNOSTI POUŽITÍ POČÍTAČOVÉ TOMOGRAFIE (CT) KE STUDIU
BETONU ❚ POTENTIALS IN USE OF X-RAY COMPUTER
TOMOGRAPH (CT) TO STUDY CONCRETE
4 36 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
V Ě D A A V Ý Z K U M ❚ S C I E N C E A N D R E S E A R C H
Éva Lublóy, György L. Balázs
Beton je kompozitní materiál složený převážně
z kameniva ukotveného v matrici hydratované
cementové pasty. Matrice je porézní a obsahuje
relativně velké množství volné vody, pokud není
uměle vysušena. Je-li beton vystaven vysokým
teplotám, dochází ke změnám v jeho chemic-
kém složení, fyzické struktuře a v obsahu vody.
K těmto změnám dochází zejména v cemento-
vé pastě a projevují se následně ve fyzikálně-
-mechanických vlastnostech betonu vystavené-
mu nárůstu teploty. K sledování a kvantifikování
velikosti zrn kameniva, jejich rozložení v beto-
nu, vzniku a sledování rozvoje trhlin, stejně
jako pórů v matrici byla postupně vyvinuta řada
různých postupů. Článek je zaměřen na před-
stavení možností počítačové tomografie (CT)
ve studiu 3D mikrostruktury betonu. Počítačová
tomografie ukazuje různou hustotu materiálu
v různých řezech. Následná analýza několika
postupných řezů umožňuje sestavit 3D vizualiza-
ci. Jako příklad je v článku uvedena CT analýza
tunelového ostění vystaveného požární zkouš-
ce. ❚ Concrete is a composite material that
consists mainly of mineral aggregates embedded
in a matrix of hydrated cement paste. The matrix
is porous and contains relatively large amount of
free water unless artificially dried. When exposed
it to high temperatures, concrete undergoes
changes in its chemical composition, physical
structure and water content. These changes
occur primarily in the hardened cement paste in
unsealed conditions. Such changes are reflected
by changes in the physical and mechanical
properties of concrete that are associated with
temperature increase. Several methods have been
developed to observe and quantify aggregate
size and distribution, crack size and distribution
as well as pore structure of concrete. In this
study we would like give some demonstration to
the potentials of Computer Tomography (CT) to
study the three dimensional (3D) microstructure
of concrete. Computer Tomography gives density
differences in the versions concrete sections.
Further analysis of several subsequent sections
may lead to 3D visualisation. As an example
present paper includes the CT analysis of
a concrete tunnel lining after fire test.
Existuje mnoho situací, kdy potřebuje-
me informace o vnitřní struktuře beto-
nu. Jako příklad lze uvést požadavek
na stanovení zbytkové únosnosti be-
tonové konstrukce zasažené požárem.
Je to velmi obtížný úkol, protože tradič-
ní destruktivní i nedestruktivní zkušeb-
ní postupy nejsou obecně vhodné pro
zkoumání vnitřku tak vysoce heterogen-
ního materiálu (fib, 2007, [1]).
Jako zcela nová, je v článku předsta-
vena nedestruktivní metoda počítačo-
vé tomografie (CT), která byla původně
užívána pro lékařská vyšetření lidského
těla. Vedle času, po který se data zpra-
covávají, závisí výsledná kvalita obra-
zu na řadě faktorů. Zobrazení je vypo-
čítáváno na základě elektrických signá-
lů, není to tedy skutečný obrázek jako
tradiční fotografie či radiogram. Teore-
tický základ počítačové tomografie po-
ložili v sedmdesátých letech Hounsfield
a Cormack.
Rentgenové paprsky při průchodu
různými materiály, jejich texturami, sláb-
nou. Stupeň absorpce je menší nebo
větší v závislosti na různé hustotě mate-
riálu, závisí tedy na vlastnostech zkou-
maného materiálu. Schopnost pohlco-
vat rentgenové záření lze vyjádřit koefi-
cientem absorpce záření. Pokud je vy-
zařovaná energie konstantní, pohlcová-
ní rentgenových paprsků závisí pouze
na materiálu, kterým procházejí. Radia-
ce snížená průchodem materiálu je za-
chycována detektorem, který generuje
elektrické signály v závislosti na intenzi-
tě zachycené radiace.
Trubicový detektor se stále otáčí ko-
lem sledovaného objektu a ukládá po-
stupně stovky a tisíce údajů z měře-
ní, z kterých je pomocí CT sestavována
prostorová matice. Na konci procesu
výstupní zařízení vypočítá všechny prv-
ky matice a přiřadí jim příslušné měřítko
zobrazení bodu, které vyjadřuje právě
v místě platný koeficient absorpce záře-
ní. Měřítko je také nazývané Hounsfiel-
dovo měřítko a jeho jednotka Hounsfiel-
dova jednotka [HU]. (Nobelova cena by-
la udělena společně Alanu M. Cormac-
kovi and Siru Godfrey N. Hounsfieldovi
za výzkum a vývoj počítačové tomo-
grafie v roce 1979.) Po přiřazení růz-
ných hodnot dle Hounsfieldova měřít-
ka různým bodům matice lze zaměře-
nou představu vnitřní struktury zobrazit.
Pro zobrazení struktury můžeme použít
předdefinované barevné měřítko nebo
si vytvořit vlastní.
Existuje vztah mezi CT relativní hus-
totou a gravitační hustotou různých mi-
nerálů. Hounsfieldovy hodnoty buněk
jsou ovlivněny dvěma faktory, prvním je
Hounsfieldova hodnota zrnek minerá-
lů v určité buňce a druhým Hounsfiel-
dova hodnota prostoru póru vyplně-
ného tekutinou nebo plynem (vzdu-
chem) (Cnudde, Cwirzen, Masschaele,
Jacobs, 2009, [2]).
Mikrostruktura betonu má zásadní vliv
na jeho fyzikální a mechanické vlast-
nosti, a tím na jeho trvanlivost. Během
posledních let byla popsána řada me-
tod pro sledování a popsání mikrostruk-
tury materiálů (Földes, Kiss, Árgyelán,
Bogner, Repa, 2000, [3]). Počítačová
rentgenová mikrotomografie (micro-CT)
umožňuje nedestruktivní 3D zobrazení
vnitřní mikrostruktury materiálů (Landis,
Keane, 2010, [5]).
V zobrazeném betonovém vzorku je
1
Obr. 1 Zobrazení prahového dělení fází
betonu v jednotlivých složkách: zrna kameniva,
cementová matrice a obsažený vzduch
(Kocur, Saenger, Vogel, 2010, [4]) ❚
Fig. 1 Visualization of the threshold
segmentation of concrete phases of
the constituents of interest: aggregate
grains, cement matrix and air inclusions
(Kocur, Saenger, Vogel, 2010, [4])
4 4 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
jasně viditelné vnitřní uspořádání zrn
kameniva [1480; 3071] HU (obr. 1 vle-
vo). Cementová matrice [745; 1480] HU
(uprostřed) je zobrazena jako průhledná.
Obsažený vzduch [-1024; 745] HU (vpra-
vo), vzduchové póry a vzduchové bubli-
ny cca 40 mm dlouhé, je zobrazen čer-
ně. To vše lze identifikovat z CT zobra-
zení betonu pomocí přiřazených vyso-
kých hodnot Hounsfieldových jednotek.
UŽIT Í CT PRO BETON
Zdá se, že počítačová tomografie doká-
že ukázat rozdíly v hustotě i u betonu.
Analýzy řady po sobě následujících řezů
umožňují sestavit 3D vizualizaci.
Sledovaným parametrem v betono-
vých prvcích (tab. 1) byl obsah mikrosi-
liky (0; 3 a 9 mc %).
Experimentálně byly studovány ná-
sledující charakteristiky betonových
prvků: pórovitost, efektivní pórovitost,
trhliny na povrchu a snižování tlako-
vé pevnosti. Pórovitost byla stanove-
na na základě určování objemu pórů
ve vzorcích a následně určováním ob-
jemu materiálového skeletu bez pórů
pomocí počítačové tomografie. Efek-
tivní pórovitost byla měřena tradiční
zkouškou s nasáknutím vody a počíta-
čovou tomografií. Výsledky měření jsou
uvedeny v tab. 2.
DISKUZE VÝSLEDKŮ
Hodnoty pórovitosti naměřené tradiční-
mi laboratorními postupy i počítačovou
tomografií jsou podobné, a protože oba
použité postupy jsou vzájemně nezávis-
lé, je možno metodu počítačové tomo-
grafie označit jako vhodnou pro stano-
vení pórovitosti betonu.
Informace o rozložení pórů v betonu
jsou rovněž důležité (obr. 2). Hodnoty
pórovitosti a efektivní pórovitosti betonu
mají vliv na jeho odolnost vůči působe-
ní požáru a zmrazovacím a rozmrazo-
vacím cyklům.
VLASTNOSTI BETONU
PO POŽÁRU
Zkoušky kompozitních materiálů by-
ly prováděny na CT zařízení s techno-
logií vícenásobných řezů. Rozlišení ma-
trice záviselo na několika faktorech.
Při použití nejvyššího rozlišení použité-
ho CT zařízení mohla být nejmenší veli-
kost základní jednotky na řezu 0,1 x 0,1
x 0,8 mm. Změření jednoho řezu trva-
lo 0,1 až 1 s.
Vyšetřovaný prvek byl betonový jád-
rový vývrt odebraný z prefabrikované-
ho tunelového ostění, které bylo vysta-
veno působení požáru (hoření uhlovodí-
ků) po dobu 2 h. Na obr. 3 je fotografie
povrchu betonového ostění po požáru.
Tab. 1 Složení betonových směsí ❚ Tab. 1 Concrete compositions
Beton.
směs
Cement
[kg/m3]
Mikrosilika
[kg/m3]
Voda
[kg/m3]
Kamenivo
[kg/m3]
Plastifikátor
[kg/m3]
M1 400 - 140 1 888 6
M2 400 12 140 1 871 7,2
M3 400 36 140 1 840 8
Tab. 2 Naměřené hodnoty pórovitosti ❚ Tab. 2 Measured porosity
values
BetonCelková
pórovitost [%]
Celková
pórovitost
měřená CT [%]
Efektivní
pórovitost [%]
Efektivní
pórovitost
měřená CT [%]
M1 9,23 7,373 8 8,41
M2 11,67 9,07 9,49 6,89
M3 9,62 7,3 8,29 8,92
M4 10,38 6,72 (nenasáklý) 8,59 4,9 (nenasáklý)
Obr. 2 Mapa obsahu vody v betonových vzorcích (Lublóy, Balázs,
Földes, 2011, [6]), a) CT zobrazení, b) mapa nasáknutých pórů,
c) CT zobrazení a mapa nasáknutých pórů ❚ Fig. 2 Saturation map
of concrete sections (Lublóy, Balázs, Földes, 2011, [6]), a) CT image,
b) saturation map, c) CT image and saturation map
Obr. 3 Tunelové ostění po dvouhodinovém požáru (hoření uhlovodíků)
❚ Fig. 3 Tunnel lining after 2 hours hydrocarbaon fire
Obr. 4 CT řezy jádrovým vývrtem a Hounsfieldovy hodnoty, a) jádrový
vývrt z tunelového ostění, b) černo-bílé CT zobrazení, c) barevné CT
zobrazení, d) rozdělení změřených Hounsfieldových hodnot ❚
Fig. 4 The CT section of core and the Hounsfield values, a) concrete
core from tunnel lining, b) CT image in black and white, c) CT image in
colours, d) distribution of measured Hounsfield values
32a 2b 2c
4d
4b
4c
4a
4 56 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
V Ě D A A V Ý Z K U M ❚ S C I E N C E A N D R E S E A R C H
PROF. ING. BŘETISLAV TEPLÝ, CSC. – OSMDESÁTILETÝZačátkem října 2013 se dožil
prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc., osmde-
sátin ve výborné duševní i tělesné kon-
dici! Zásluhu na tom má bezesporu pé-
če jeho milé ženy Anky, nicméně ob-
dobně významným faktorem je zřejmě
nadstandardní odborné a vědecké na-
sazení v rámci řešení projektů přede-
vším na jeho domovské Stavební fakul-
tě VUT v Brně, ale také na ČVUT v Pra-
ze. Je stále zapojen i do činnosti profes-
ních organizací, např. v Inženýrské aka-
demii a RILEM.
Jen v minulém roce byl autorem
a spoluautorem celé řady zahranič-
ních i tuzemských publikací, namátkou
lze jmenovat „Reinforcement corrosion:
Limit states, reliability and modelling“,
„The role of modelling in the probabi-
listic durability assessment of concrete
structures“, „Probabilistic modelling of
concrete structures degradation“, „Limit
states of concrete structures subjected
to environmental actions“, či „Hodno-
cení zakázek a životní cyklus staveb“ a „Jak lze chápat eko-
nomickou výhodnost u veřejné zakázky?“. Témata článků jsou
světově aktuální, užitečná a zajímavá. Ve své současné prá-
ci zúročuje dlouhodobou orientaci a zkušenosti s řešením spo-
lehlivosti konstrukcí a metod odhadu životnosti zejména žele-
zobetonových konstrukcí. Témata jeho zájmu jsou meziobo-
rová, v posledních letech se zaměřil v souvislosti s životností
konstrukcí na degradaci materiálů těch-
to konstrukcí, zejména betonu a ocelové
výztuže; v časopise Beton TKS např. pu-
blikoval v létech 2008 až 2013 šest pří-
spěvků.
Je rádcem mladým spolupracovníkům,
vždy vstřícně a nezištně poskytuje bohaté
zkušenosti získané během profesního ži-
vota, ochotně s nimi spolupracuje na ře-
šených tématech.
Profesor Teplý je přátelský, ve společ-
nosti přispívá k zábavě svým anglickým
humorem. Do dnešní doby je sportov-
ně aktivní (obr. 1), kolo, lyže a plavání pa-
tří k činnostem, z kterých má potěše-
ní a radost.
Jeho přátelé a spolupracovníci mu také
nedávno poděkovali u příležitosti jeho ju-
bilea v rámci 11. Mezinárodního pravdě-
podobnostního workshopu IPW.
Přejeme jubilantovi všechno dobré
k těmto kulatým narozeninám, nadále vy-
sokou imunitu proti nemocem duše i tě-
la a radostné a důstojné pokračování té spousty aktivit odbor-
ných i rodinných!
Pavla Rovnaníková, Zbyněk Keršner a Drahomír Novák
Obr. 1 Dokumentace aktivit prof. Břetislava Teplého
(s paní Ankou na běžkách na Vysočině)
1
Na obr. 4 je fotografie betonového vý-
vrtu, CT zobrazení černobílé a v bar-
vě a rozdělení hodnot Hounsfieldových
jednotek podél osy vývrtu po požár-
ní zkoušce.
Naměřené hodnoty v Hounsfieldo-
vých jednotkách (obr. 4d) ukazují určité
kmitání v závislosti na proměnném ob-
sahu kameniva a cementového kame-
ne. Významné snížení Hounsfieldových
hodnot lze sledovat poblíž povrchu be-
tonu, který byl vystaven působení požá-
ru (řezy 180 až 260). Tato oblast se vel-
mi dobře shoduje s oblastí změny bar-
vy na obr. 4a (z šedé na světle růžovou).
Nejvyšší hodnoty Hounsfieldových jed-
notek v místě řezu Nr. 30 ukazují na pří-
tomnost ocelové výztuže ve vývrtu.
ZÁVĚRY
Článek v úvodu popisuje princip metody
počítačové tomografie a způsob, jak by
ji bylo možno použít pro výzkum betonu.
Pórová struktura materiálů založených
na hydrataci cementu je velmi význam-
ná pro pochopení a modelování trans-
portních jevů, které ovlivňují jejich trvan-
livost. Metoda počítačové tomografie je
schopná změřit a zobrazit rozdíly v hus-
totě materiálu uvnitř prvku. Porovnáva-
cí zkoušky byly provedeny na čtyřech
betonových vzorcích různého složení
za účelem experimentálního určení pó-
rovitosti a efektivní pórovitosti.
Možnosti počítačové tomografie by-
ly představeny na prefabrikovaném
železobetonovém ostění, které bylo
po 2 h vystaveno působení požáru.
Z ostění byly po požární zkoušce
odebrány jádrové vývrty a vyzkouše-
ny pomocí CT. CT zobrazení a rozděle-
ní Hounsfieldových jednotek podél osy
vývrtu bylo prezentováno. Bylo ukáza-
no, že výsledky CT vyšetření se shodu-
jí se změnou vnitřní struktury materiá-
lu působením vysokých teplot při požá-
ru, jak je zachycena na fotografii vývrtu
změnou barvy cementové pasty.
Éva Lublóy
e-mail: [email protected]
Prof. György L. Balázs
e-mail: [email protected]
oba: Budapest University
of Technology and Economics
Műegyetem rakpart
H-1111 Budapest, Maďarsko
Literatura: [1] fib, (2007): Fire design of concrete
structures – materials, structures and modelling, fib bulletin 38, ISBN: 978-2-88394-078-9
[2] Cnudde V., Cwirzen A., Masschaele B., Jacobs P. J. S. (2009): Porosity and microstructure characterization of building stones and concretes, Engineering Geology 103, pp. 76–83
[3] Földes T., Kiss B., Árgyelán G., Bogner P., Repa I. (2000): Application of medical computer tomograph measurements in 3D reservoir charac-terization, EAGE SAID Conference, Paris, France, Conference Volume November
[4] Kocur G. K., Saenger E. H., Vogel T. (2010): Elastic wave propagation in a segmented X-ray computed tomo-graphy model of a concrete specimen, Construction and Building Materials 24, pp. 2393–2400
[5] Landis N. E., Keane T. D. (2010): X-ray microtomography, Materials characteri-zation, Vol. 61, pp. 1305-1316
[6] Lublóy É, Földes T, Balázs L. G. (2011): Potencials in use of X-ray computer tomography, In: Balázs L. G., Lublóy É. (szerk.) Innovative Materials and Technologies for Concrete Structures: CCC2011, Balatonfüred, Hungary, 2011.09.22-2011.09.23. Balatonfüred: pp. 37–40, ISBN: 978-963-313-036-0
MOŽNOSTI A OMEZENÍ RECYKLACE BETONU ❚
OPPORTUNITIES AND LIMITATIONS OF CONCRETE RECYCLING
4 6 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
Anette Müller
Výroba betonu by v budoucnosti mohla více
využívat recyklované kamenivo. První část pří-
spěvku je zaměřena na optimalizaci návrhu
směsi a procesu míchání ve vztahu k mechanic-
kým vlastnostem výsledného betonu s recyklo-
vaným kamenivem. ❚ In the future, concrete
production could increasingly rely on use of
recycled aggregates. Part I of this article deals
with the optimization of the mix design and
mixing process and refers to the mechanical
properties of recycled-aggregate concrete.
Beton je celosvětově nejužívanější sta-
vební materiál. Uvažujeme-li množ-
ství cementu vyrobeného v Německu
od roku 1950 a určeného pro výrobu
betonu a spočítáme-li množství beto-
nu, které je obsaženo ve stávajících bu-
dovách a konstrukcích, dostaneme se
k hypotetickému výsledku přesahující-
mu 12 bil. t (obr. 1).
Avšak skutečné množství betonu
ve stávajících stavbách od roku 1950
je menší, protože je třeba odečíst ob-
jem uskutečněných demolic. Předpo-
kládáme-li, že tento objem betonu od-
povídal 18 % jeho roční produkce až
do roku 1995, množství betonu ob-
sažené v existujících budovách a kon-
strukcích se rovná zhruba 10 bil. t.
Člověkem vyrobené zásoby betonu
tak dosahují významné úrovně. Vzrůs-
tající podíl těchto zásob se bude po-
stupně užívat jako surovina, přestože
objem těchto zásob je stále významně
nižší než stávající zásoby písku a štěr-
ku odhadované na 220 mld. t [2].
ZAVÁDĚNÍ DO PRAXE
Každý rok podlehnou demolici stav-
by, v kterých je obsaženo asi 80 mil. t
umělých stavebních materiálů. Po re-
cyklaci je asi 50 až 60 mil. t materiá-
lu opět použito v silničním a inženýr-
ském stavitelství (obr. 2). V této oblasti
jsou používány materiály získané recy-
klací asfaltových vrstev a drceného be-
tonu. Tento sektor tak může těžit z té-
měř uzavřeného materiálového cyklu.
Naopak v oblasti pozemního stavitelství
je podíl použitých recyklovaných mate-
riálů zatím nízký. Např. v průměru pou-
ze 1,2 mil. t drceného betonu je recyk-
lováno jako kamenivo pro použití ve vý-
robě betonu. Tato čísla odpovídají asi
2,2% podílu v celkovém objemu recyk-
lovaného stavebního odpadu.
Jedna z předběžných podmínek
k stanovení produkce betonu z recyk-
lovaného kameniva v praxi je existence
pravidel a standardů, které definují po-
žadavky na toto kamenivo a jeho pří-
padné použití v betonu. Tato pravidla
byla připravována částečně na základě
poznatků ze společného výzkumného
projektu „Materiálový cyklus v betono-
vém stavebnictví“ a v souvislostech se
zaváděním evropských norem. Mezi-
tím jsme dosáhli stadia, kdy je mož-
né, v závislosti na specifickém použi-
tí betonu, nahradit určitou část přírod-
ního kameniva recyklovaným materiá-
lem definovaného složení, které by se
následně nemělo měnit.
Výstavba modelových budov je další
nástroj, který byl před několika lety po-
užit k upozornění na aspekty recyklace
v oblasti výstavby budov. Iniciativy, kte-
ré začaly v Ludwigshafenu a ve Stutt-
gartu v roce 2009, ukázaly, že beton
s použitím recyklovaného kameniva vy-
ráběný podle odpovídajících pravidel
a norem je vyspělý materiál, který může
mít významné přínosy zejména z hle-
diska udržitelnosti prostředí [4, 5, 6].
V urbanizovaných aglomeracích, kam
je nutné přírodní kamenivo dovážet
z velkých vzdáleností, poskytuje recy-
klované kamenivo řadu výhod, protože
je dostupné buď místně, nebo ze zdro-
jů místu blízkých. Očekáváme nárůst
použití recyklovaného kameniva pro
výrobu betonu, zvláště v takových ob-
lastech, kde je současně vysoká po-
ptávka po stavebních činnostech.
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0
5 000
10 000
15 000
1950 1960 1970 1980 1990 2000 2010 2020
Jäh
rlic
he,
rückg
eb
au
te B
eto
nm
en
ge [M
io.
t]
Dem
olis
hed
co
ncre
te v
olu
me p
er
year
[mt]
Ku
mu
liert
e B
eto
np
rod
uktio
n [M
io.
t]
Cu
mu
lative c
on
cre
te p
rod
uctio
n [m
t]
YearJahr
Cumulative concrete production not taking account of demolition Kumulierte Betonproduktion ohne Berücksichtigung des Rückbaus
Cumulative concrete production taking account of demolition
Kumulierte Betonproduktion mit Berücksichtigung des Rückbaus
Demolished concrete volume Rückgebaute Betonmenge
0
10
20
30
40
50
60
70
1996 1998 2000 2002 2004 2006 2008
Men
gen
un
d E
insatz
geb
iete
vo
n
au
fbere
itete
m B
au
ab
fall
[Mio
. t/
a]
Qu
an
tities a
nd
field
s o
f u
se o
f re
pro
cessed
co
nstr
uctio
n w
aste
[m
t/year]
Year Jahr
Total Road construction: 66,7 %
Earthworks: 22,3 %
Concrete: 2,2 %
Other: 8,7 %
Gesamt Straßenbau: 66,7 %
Erdbau: 22,3 %
Beton: 2,2 %
Sonstiges: 8,7 %
1
2
4 76 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
V Ě D A A V Ý Z K U M ❚ S C I E N C E A N D R E S E A R C H
SOUČASNÝ STAV VÝZKUMU
VÝROBY BETONU S POUŽIT ÍM
RECYKLOVANÉHO KAMENIVA
Vliv postupů přípravy na kvalitu
recyklovaných materiálů
Zrna recyklovaného kameniva do beto-
nu tvoří směs, přestože demolice a ná-
sledné třídění materiálu probíhalo při-
měřeně pečlivě. Složení se může měnit
zrno od zrna (obr. 3).
To, že recyklované kamenivo tvoří
směs, má vliv na kolísání jeho vlastnos-
tí. Zvláště hodnoty pórovitosti se mohou
měnit od hodnot pórovitosti cementové
pasty až po pórovitost přirozeného ka-
meniva, což snižuje věrohodnost kvali-
ty recyklovaných materiálů. Kromě toho
kvalita těchto materiálů kolísá ve srov-
nání s přírodními materiály mnohem ví-
ce. Cílem různých výzkumů je proto re-
dukovat pórozitu těchto materiálů.
Jeden z přístupů se zaměřil na vývoj
postupů přípravy zrn recyklovaného
kameniva bez zbytků cementové pas-
ty. Lze je rozlišit do tří kategorií:
• metody zaměřené na vytvoření taho-
vých a tlakových napětí působících
na rozhraní cementové pasty a zrn
přírodního kameniva,
• metody spoléhající na účinky brusiva,
• metody kombinující účinky tepla
a brusiva.
Elektrodynamický proces
a mikrovlny
Literatura [9] zahrnuje přehled těchto
metod. Metoda zaměřená na vytvoření
tahových a tlakových napětí na rozhraní
složek betonu byla popsána teprve ne-
dávno [10]. Byl použit elektrodynamic-
ký proces, při kterém byl beton pono-
řen do vody, kde byl vystaven podvod-
ním výbojům. Jiný proces vyšetřoval uži-
tí mikrovln k zeslabení struktury betonu.
Ve srovnání s referenčním betonem by-
lo možno sledovat zvýšené množství zrn
kameniva bez cementové pasty. Pro pří-
klad: podíl těchto zrn v intervalu 6,3 až
8 mm dosahoval 26 % u referenčního
betonu, zatím co u betonu vystavenému
působení mikrovln tento podíl stoupnul
na 33,2 % a při působení elektrodyna-
mického procesu na 45,6 %.
Noguchi [11] popisuje také použití mi-
krovln k přípravě recyklovaného ka-
meniva do betonu prostého cemento-
vé pasty. Na povrch zrn přírodního ka-
meniva použitého do betonu pozdě-
ji určeného k recyklaci je předem na-
nesen dielektrický (nevodivý) materiál.
Jsou-li takové betony později vystave-
ny působení mikrovln, „úprava“ kame-
niva způsobí zahřátí pouze přechodo-
vé vrstvy mezi kamenivem a cemento-
vou pastou a následné rozdělení kom-
pozitu právě v tomto místě.
Sui [12, 13] vyčerpávajícím způso-
bem zkoumal působení tepla a abra-
ze. Podle závěrů těchto prací teplo-
ty od 250 do 300 °C jsou dostatečné
k tomu, aby cementová pasta zkřeh-
la tak, že může být odstraněna z po-
vrchu zrn přírodního kameniva během
následného mletí v bubnovém mlýnu.
Jeden z parametrů, podle kterých lze
posoudit kvalitu předchozího „ošetře-
ní“ teplem, je podíl pasty. Před ošetře-
ním se podíl pasty na zrnech velikosti
2-4 mm a 4-8 mm pohyboval od 18,5
do 22,3 hm. %, po ošetření klesnul
na 6,9 až 9,7 hm. %.
Noguchi tvrdí [11], že příprava recy-
klovaných zrn kameniva bez cemen-
tové pasty kombinovaným působe-
ním tepla a abraze už byla odzkouše-
na na úrovni provozní zkoušky. Zaříze-
ní o denním výkonu 4 t vyrábělo hrubé
a jemné kamenivo téměř bez cemento-
vé pasty a jemně dispergovaný druhot-
ný produkt obohacený vysokým podí-
lem pasty.
Povrchová úprava mikrosilikou
Tam [14] navrhuje oddělit cemento-
vou pastu od hrubých zrn recyklované-
ho kameniva pomocí kyseliny. 0,1 mol.
roztoky kyseliny chlorové, sírové a fos-
forečné byly použity k tomuto účelu.
Dosažené výsledky však byly relativ-
ně malé. Vyhodnocení probíhala na zá-
kladě porovnávání změn nasákavosti
a tlakové pevnosti.
Jiný přístup jak zlepšit vlastnosti recy-
klovaného kameniva je řízené utěsně-
ní povrchu zrn recyklovaného kameni-
va. Katz [15] použil ultrazvukové čiště-
ní na hrubá zrna recyklovaného kame-
niva odebraného ze tří laboratoří s růz-
nou tlakovou pevností a následně je
ponořil do suspenze mikrosiliky s 10 %
pevných částic. Tento krok způsobil
usazení pevného materiálu na povr-
chu zrn kameniva v množství cca 0,5
Obr. 1 Množství betonu nashromážděného
ve stávajících budovách a konstrukcích
v Německu (data o produkci cementu
použita z [1], zjednodušený výpočet objemu
betonu vylučuje použití cementu v jiných
produktech) ❚ Fig. 1 Amount of concrete
accumulated in existing buildings and
structures in Germany (cement production
data taken from [1], simplified calculation of
the concrete volume excluding the use of
cement in other products)
Obr. 2 Recyklovaná množství stavebního
od padu a obory, které užívají recyklovaný
stavební materiál z tohoto odpadu v Německu
[3] ❚ Fig. 2 Recycled amount of
concruction waste and fields of use of
recycled building materials produced from this
waste in Germany [3]
Obr. 3 Drcený beton různých složení
odebraný z haldy štěrku, a), c) zrna kompozitu
tvořená zrny kameniva spojenými cementovou
pastou, b) kousek malty, d) téměř od malty
očištěné zrno kameniva ❚
Fig. 3 Granulated concrete in various
compositions taken from a rubble stockpile,
a), c) composite particles from aggregates
bonded by cement paste, b) mortar particle,
d) almost mortar-free gravel particle
3a
3c
3b
3d
4 8 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
až 0,8 % hmotnosti kameniva. Betony
vyrobené z tohoto „potahovaného“ ka-
meniva vykazovaly vzrůst tlakové pev-
nosti ve srovnání s betony z neošetře-
ného kameniva. Tento nárůst byl vý-
znamnější u sedmidenních pevnos-
tí než u 28denních. Beton z přírodního
kameniva po ošetření stejným postu-
pem vykazoval pokles pevnosti.
Descarrega [16] zkoušel také potaho-
vat povrch zrn recyklovaného kameni-
va mikrosilikou. Analýza ukázala puco-
lánový efekt mezi přidanou mikrosili-
kou a hydroxidem vápníku, který vedl
ke zvýšení pevnosti zrn.
Tsujino [17] zkusil upravit povrch čás-
tic recyklovaného kameniva pomocí
vodu odpuzujících přísad. Vybral dva
produkty běžně používané v technolo-
gii betonu: odbedňovací olej a hydro-
fobní silan. Pevnosti betonů, které ob-
sahovaly zrna kameniva ošetřené si-
lanem, byly podstatně nižší než beto-
nů obsahujících neošetřené kamenivo
nebo kamenivo ošetřené odbedňova-
cím olejem.
Karbonatace
Kou [1] vyšetřoval impregnaci hrubých
zrn recyklovaného kameniva pomo-
cí polyvinyl alkoholu (PVA) jako meto-
du ke zlepšení jejich kvality. Z hledis-
ka jejich pevnosti, ošetřené kameni-
vo vykazovalo bezvýznamné zlepšení
po 28 dnech ale mnohem významněj-
ší po 90 dnech ve srovnání s neošetře-
ným kamenivem. Znatelné zlepšení by-
lo shledáno také u dalších charakteris-
tik, např. smrštění vysýcháním a odol-
nost proti pronikání chloridových iontů.
Zlepšení kvality pomocí tzv. „samo-
hojení“, v tomto případě šlo o ponoře-
ní podrceného betonu do vody s oče-
kávanou následnou hydratací, popiso-
vané v [19] bylo shledáno jako zane-
dbatelné. Vyšetřovaný drcený beton
byl odebrán z laboratoře zabývající se
zkoušením betonu, což mohlo být pří-
činou toho, že beton byl relativně mla-
dý a nereprezentoval tak beton ode-
braný ze stojící budovy. Obr. 4 ukazu-
je různé použité metody úprav povr-
chů recyklovaného kameniva a jejich
vliv na tlakovou pevnost. Tyto výsledky
dovolují učinit závěr, že ošetřením mik-
rosilikou lze dosáhnout nejvýznamněj-
šího zlepšení. Účinky jiných postupů
jsou buď zanedbatelné, nebo dokonce
přispívají k poklesu tlakové pevnosti.
Seidemann [20] a Garbiec [21] popi-
sují cílenou karbonataci recyklované-
ho kameniva určeného pro beton jako
postup k utěsnění povrchu zrn. Seide-
mann upravoval recyklované kameni-
vo v trubkovém reaktoru, kterým pro-
cházela směs dioxidu uhlíku a vzdu-
chu. Použitím rtuťového porozimetru
bylo změřeno, že za dvanáctihodino-
vé vystavení kameniva působení CO2
(20 obj. % ve vzduchu) klesla jeho pó-
rovitost z 35 obj. % na 25,2 obj. %.
Garbiec vystavil zrna recyklované-
ho kameniva usazování biomateriálu
použitím určitého druhu bakterií, což
způsobilo pokles absorpce vody až
na 1 hm. %.
Vliv změn v návrhu
směsi na kvalitu betonu
z recyklovaného kameniva
Metoda používaná pro výpočet složení
směsi betonu s recyklovaným kameni-
vem je obvykle stejná, jaká se používá
pro beton s přírodním kamenivem. Ná-
vrh směsi může zahrnovat dodatečnou
vodu, jejíž požadavek je dán absorpcí
vody do pórů recyklovaného kameniva.
V tom případě je nutné rozlišovat me-
zi účinným poměrem vody a cemen-
tu, který vychází z množství cementu
a množství vody potřebné k jeho hyd-
rataci a tzv. „velkým“ nebo celkovým
poměrem vody a cementu, který zahr-
nuje přídavné množství vody absorbo-
vané recyklovaným kamenivem.
V literatuře [22, 23] jsou popsány další
metody, které jdou za objemovou spe-
cifikaci návrhu betonu:
• Direct weight replacement method
(DWR) – určité váhové množství pří-
rodního kameniva je nahrazeno stej-
ným množství recyklovaného ka-
meniva. Množství cementu a vody
ve směsi se nemění.
• Equivalent mortar replacement me-
thod (EMR) podle Fathifazla [23] –
recyklované kamenivo je považová-
no za dvoufázový kompozit, který se
skládá z malty ulpívající na zrnech ka-
meniva a původního hrubého přírod-
ního kameniva. Objem malty na zr-
nech je zahrnut do výpočtu návrhu
směsi.
Použití druhé metody vyžaduje expe-
rimentální určení množství malty obsa-
žené v recyklovaném kamenivu. Použí-
vají se následující postupy:
• Po nasáknutí vodou a následném vy-
sušení je malta ze zrn mechanicky
odstraněna [24].
• Struktura malty je uvolněna ošetře-
ním Na2SO4 a vystavením zmrazova-
cím cyklům. Potom je malta odstra-
něna mechanicky [25].
Srovnávací analýza účinků jednot-
livých přístupů ke kompozici návrhu
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4
SF-RA, Reference concrete / Ausgangsbeton 27,4 MPa
SF-RB, Reference concrete / Ausgangsbeton 52,5 MPa
SF-RC, Reference concrete / Ausgangsbeton 66,8 MPa
Microsilica treatment / Behandlung mit Mikrosilika [Katz]
Middle quality RC aggregate, w/z=0,6
Low quality RC aggregate, w/z=0,6
Middle quality RC aggregate, w/z=0,4
Low quality RC aggregate, w/z=0,4
Mold oil treatment / Behandlung mit Schalöl [Masato Tsujio]
Middle quality RC aggregate, w/z=0,6
Low quality RC aggregte, w/z=0,6
Middle quality RC aggregate, w/z=0,4
Low quality RC aggregate, w/z=0,4
Silane treatment / Behandlung mit Silan [Masato Tsujio]
60°C drying / 60°C-Trocknung
Atmospheric drying / Lufttrocknung
PVA treatment / Behandlung mit PVA [Shi-Cong Kou]
Relative 28-day compressive strength [-]
Relative 28-Tage-Druckfestigkeit [-]
Obr. 4 Účinky různých metod ošetření
povrchu recyklovaného kameniva na relativní
tlakovou pevnost betonu, jako referenční
byl použit beton z recyklovaného kameniva
s neošetřeným povrchem, [15, 17 a 18] ❚
Fig. 4 Effects of various surface treatment
methods on relative compression strength,
with untreated recycled-aggregate concrete
used as a reference [15, 17, 18]
Obr. 5 Proces míchání užívající dvoufázový
postup (TSM) dle Tam [30] ❚ Fig. 5 Mixing
process applying the two-stage mixing
approach (TSM) according to Tam [30]
Obr. 6 Proces míchání užívající třífázový
postup podle Deyu Kong [33] ❚
Fig. 6 Mixing process applying the triple
mixing method according to Deyu Kong [33]
4
4 96 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
V Ě D A A V Ý Z K U M ❚ S C I E N C E A N D R E S E A R C H
směsi betonu s jeho výslednými cha-
rakteristikami je popsána v [22]. Z hle-
diska kompozice směsi analýza ukáza-
la relativně zanedbatelné rozdíly v ná-
vrzích směsi počítaných na základě
objemové a váhové metody (tab. 1).
Použitím metody EMR k výpočtu návr-
hu směsi bylo dosaženo významných
rozdílů, když 42 obj. % přírodního hru-
bého kameniva bylo nahrazeno recyk-
lovaným kamenivem.
EMR betony
Při vyčíslování charakteristik betonu dle
Knaacka [22] pro porovnatelné směsi
byl shledán dramatický pokles zpraco-
vatelnosti v závislosti na rostoucím po-
dílu recyklovaného kameniva pro EMR
betony, dokonce i když byl přidáván
plastifikátor k zvrácení tohoto trendu.
Jen malé rozdíly v pevnosti se ukázaly
u směsí s náhradou kameniva určenou
objemově a váhově. Pevnosti EMR be-
tonů jsou nižší než betonů vyráběných
dle postupu objemového a váhové-
ho návrhu směsi. EMR betony vyrobe-
né Fathifazlem [23] nevykazovaly změ-
ny v pevnosti, protože obsah cemen-
tu a vody v nich se lišil jen nevýznam-
ně od těch betonů, které byly navrženy
konvenčním způsobem. Bylo však za-
znamenáno zvýšení modulu pružnosti.
Porovnání různých postupů návrhu
směsi betonu ukazuje, že EMR postup
nevede k přesvědčivým výhodám.
Předpoklady, na kterých je tato me-
toda založena (že stará malta na po-
vrchu zrn je příčinou zhoršených vlast-
ností betonu z recyklovaného kameni-
va), jsou však příliš neurčité. Za prvé,
je to stará cementová pasta spíše než
malta, co způsobuje změny. Za dru-
hé, zdá se přijatelnější identifikovat va-
rianty pro opětovné zpracování drce-
ného betonu takovým způsobem, aby
výsledná zrna kameniva byla zbavena
cementové pasty a předešlo se snižo-
vání kvality. Dále, je otázkou, zda po-
stup užívaný ke stanovení obsahu mal-
ty je opravdu praktický. Z výše popsa-
ných důvodů by měl být přednostně
uváděn poměr staré cementové pas-
ty pro charakterizování recyklovaného
kameniva. Tento parametr lze stanovit
částečným rozrušením působením ky-
seliny chlorovodíkové. Tato metoda je
založena na určování obsahu cemen-
tu dle DIN 52170-3:02-1980 [26] a by-
la modifikována Weimannem [27] pro
určení podílu cementové pasty v re-
cyklovaném kamenivu. Dává spolehli-
vé výsledky pro recyklované kameni-
vo, které neobsahuje vápencová zrna
nebo prach, jak bylo prokázáno vyšet-
řováním modelových směsí z čisté ce-
mentové pasty a křemičitého kameni-
va [28].
Poon [29] zkoumal vliv dodatečného
přidání vody na kvalitu betonu. Při po-
užití v peci vysušeného hrubého recyk-
lovaného kameniva přidání vody zlep-
šilo počáteční konzistenci ve srovnání
s užitím vodou saturovaného kameni-
va. Zhoršení konzistence, tzn. postu-
pující tuhnutí směsi po přidání vody, je
větší ve srovnání s betonem z recyk-
lovaného kameniva nasáklého vodou,
protože vysušené recyklované kameni-
vo absorbuje vodu ze směsi čerstvého
betonu. Poon doporučuje použití recy-
klovaného kameniva s vyváženým ob-
sahem vlhkosti. Betony z něj vyrobené
mají vyšší tlakové pevnosti než betony
vyrobené z vodou nasyceného recyk-
lovaného kameniva.
Konzistenci betonu z recyklovaného
kameniva lze řídit přidáním plastifiká-
torů stejným způsobem jako je tomu
u betonů vyráběných z přírodního ka-
meniva. Tento postup obvykle eliminu-
je potřebu dalšího přidávání vody.
Vliv změn v procesu míchání
a užití přísad na kvalitu betonu
z recyklovaného kameniva
Tam [30, 31 a 32] zkoumal několik
změn postupu míchání. Nejvýznam-
nější vzrůst pevnosti byl dosažen, když
upravený postup zahrnoval předmí-
chání kameniva a jeho následné zvlh-
čení částí vody z navrhovaného množ-
ství vody potřebné do betonové smě-
si. Cement byl přidán v následujícím
kroku. Zbývající část vody byla přidá-
na až po dalším míchání. Podíl hrubé-
ho recyklovaného kameniva dosahoval
až 30 hm. %.
Byly vyšetřovány i další úpravy včet-
ně rozdělení dávky cementu na dvě
po sobě přidávané dávky nebo přidání
mikrosiliky v první fázi. Výsledná zlep-
šení však byla zanedbatelná.
Tab. 1 Porovnání složení betonů navržených dle různých postupů návrhu betonové směsi,
[22] ❚ Tab. 1 Comparison of the composition of concretes according to [22], calculated
according to various mix design methods
BetonVoda
[dm3/m3]
Cement
[dm3/m3]
Hrubé kamenivo Jemné
kamenivo
[dm3/m3]
přírodní
[dm3/m3]
recyklované
[dm3/m3]
referenční 160,1 117,2 444,1 0 278,6
objemový návrh směsi:
42 obj. % hrubé recykl. kamenivo159,1 116,4 259,9 187,8 276,8
hmotnostní návrh směsi:
41 hm. % hrubé recykl. kamenivo =
43 obj. % hrubé recykl. kamenivo
160,1 117,2 262,1 197,1 263,6
návrh směsi dle EMR postupu:
42 obj. % hrubé recykl. kamenivo114,4 83,9 349,8 252,6 199,3
5
6
MixingMischen
MixingMischen
MixingMischen
MixingMischen
Fine aggregateFeine Gesteins-körnung
Prewettet mixVorgenässteMischung
Coatet aggregateGecoateteGesteinskörnung
Semi-fi nishedconcreteVorbeton
Coarse recycledaggregateGrobe, rezyklierteGesteins-körnung
FinishedconcreteFertigbeton
Water 1Wasser 1
Water 2Wasser 2
CementZement
AdmixtureZusatzstoff
Natural aggregateNatürl. Gesteinskörnung
Coarse recycledaggregateGrobe, rezyklierteGesteinskörnung
MixingMischen Dry mix
Trocken-mischung
Prewetted mixVorgenässteMischung
Semi-fi nishedconcreteVorbeton
Finished concreteFertigbeton
Water 1Wasser 1
Water 2Wasser 2
CementZement
MixingMischen
MixingMischen
MixingMischen
5 0 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
Deyu Kong [33] porovnal tři různé po-
stupy míchání:
• všechny složky byly promíchány
v suché stavu a následně byla přidá-
na voda,
• postup míchání dle Tama, kdy před-
vlhčené kamenivo bylo mícháno
s cementem a případně přísadami
a na konci procesu byl přidán zby-
tek vody,
• do míchané směsi byly nejprve přidá-
ny příměsi a až po nich cement.
Všechno hrubé kamenivo bylo nahra-
zeno recyklovaným kamenivem. Malý
vzrůst 28denní pevnosti byl naměřen
při použití dvoufázového míchání opro-
ti míchaní všech složek společně. Vý-
znamné zlepšení bylo naměřeno u be-
tonů, kde směs byla míchána ve třech
postupných krocích.
Jiusu Li [34] zkoumal proces míchá-
ní, který začínal promícháním recyklo-
vaného kameniva v suspenzi příměsi
(obr. 7). V tomto případě bylo všechno
hrubé kamenivo nahrazeno recyklova-
ným kamenivem.
Mikrosilika, popílek a mletá struska
jsou užívány jako příměsi. Pevnostní pa-
rametry betonu vylepšují významně, ale
i zhoršují, pokud jsou dvě příměsi kom-
binovány v měnících se poměrech.
Na obr. 8 je ukázáno porovnání
účinků jednotlivých postupů míchání
na 28denní tlakovou pevnost betonu.
Zlepšení přidáním příměsí
Nejvýznamnější zvýšení pevnosti by-
lo naměřeno pro postup míchání, kdy
byly jako první přidány příměsi a tepr-
ve po nich cement. Výzkumníci jsou
za jedno, že důvody, proč k tomu do-
šlo, jsou následující: příměsi zlepšily
hraniční fázi mezi povrchem zrna recy-
klovaného kameniva a novou cemento-
vou pastou např. vyplněním trhlin v re-
cyklovaném kamenivu. Pro studium
chování betonu v těchto specifických
případech je užívána elektronová mik-
roskopie.
Přidání příměsí obvykle vede k zlep-
šení sledovaných charakteristik a cho-
vání ve srovnání s betonem bez nich.
Když byly příměsi přidány k cementu,
pevnosti betonu s recyklovaným kame-
nivem se zvýšily v přímé úměře k přida-
nému množství příměsí. Toto zlepšení
ale nepřekonalo hodnoty stejných ve-
ličin měřené na betonu bez recyklova-
ného kameniva. Přidáním uhelného po-
pílku jako náhrady části cementu však
došlo k poklesu pevnosti a významně-
ji u betonu s recyklovaným kamenivem.
Postupem přimíchávání práškových
příměsí se zabývalo několik výzkumů.
Výsledky ukázaly vzrůst hustoty beto-
nu, což je přisuzováno zvýšení měr-
né hustoty směsi [35, 36 a 37]. Žádná
ze zkoušek však nebyla navržena tak,
aby umožnila identifikovat určité cha-
rakteristiky zrn recyklovaného kameni-
va ve spojení s užitím reaktivních práš-
kových materiálů jako náhrady cemen-
tu. Otázka, zda hydroxid vápenatý po-
tenciálně přítomný v cementové pas-
tě recyklovaného kameniva je účasten
pucolánové reakce, byla položena, ale
nebyla systematicky sledována.
Mechanické vlastnosti betonu
s recyklovaným kamenivem
Řada výzkumů se zabývala změna-
mi tlakové pevnosti, modulu pružnosti
a deformačními parametry betonu. Za-
měřovaly se zejména na podíl recyklo-
vaného kameniva z celkového použi-
tého množství kameniva. V mnoha pří-
padech bylo nahrazováno pouze hru-
bé kamenivo.
Již v roce 2003 se Müller [7] pokusi-
la shromáždit a systematicky utřídit vy-
soký počet výsledků různých výzkumů.
Hodnoty naměřené na betonech s re-
cyklovaným kamenivem byly porovná-
vány s odpovídajícími referenčními be-
tony k eliminaci možných vlivů použité-
ho nového kameniva a nové cementové
pasty. Při opakování těchto analýz s no-
vými daty dospěla k stejným závěrům,
jako už byly publikovány. Relativní tlako-
vá pevnost a modul pružnosti klesá se
zvyšováním podílu použitého recyklo-
vaného kameniva a pokles hodnot mo-
dulu pružnosti je výraznější než pokles
tlakové pevnosti (obr. 9 a 10). K tomu-
to jevu dochází, protože podíl staré ce-
mentové pasty se zvyšuje se zvyšujícím
se množstvím recyklovaného kameni-
va. Vliv této pasty je jiný na modul pruž-
nosti a jiný na tlakovou pevnost. Uvažu-
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6
RC = 0%
RC = 10%
RC = 15%
RC = 20%
RC = 25%
RC = 30%
TSMA [Tam]
RC = 5%
RC = 10%
RC = 15%
RC = 20%
RC = 25%
RC = 30%
TSMA/Microsilica / TSMA/Mikrosilika [Tam]
Two-stage mixing/Blast-furnace slag / Zweifachmischung/Schlackenmehl
Two-stage mixing/Fly ash / Zweifachmischung/Flugasche
Triple mixing/Blast-furnace slag / Dreifachmischung/Schlackenmehl
Triple mixing/Fly ash / Dreifachmischung/Flugasche
Multi-stage mixing / Mehrfachmischung [Deyu Kong]
Cement / Zement
Microsilica / Mikrosilika
Blast-furnace slag / Hüttensandmehl
Fly ash / Flugasche
Coating with suspension / Coating mit Suspension [Jiusu Li]
Relative 28-day compressive strength [-]
Relative 28-Tage-Druckfestigkeit [-] 8
7
Obr. 7 Proces míchání s úpravou povrchu
kameniva podle Jiusu Li [34] ❚
Fig. 7 Mixing process with integrated coating
according to Jiusu Li [34]
Obr. 8 Vlivy různých postupů míchání
betonové směsi na relativní tlakovou
pevnost betonu, jako refence byl užit beton
s recyklovaným kamenivem zamíchaný
obvyklým postupem [30, 31, 32, 33 a 34] ❚
Fig. 8 Effects of various mixing proccesses
on relative compressive strength, with
recycled-aggregate concretes produced
in a conventional mixing process used as
a reference [30, 31, 32, 33 a 34]
MixingMischen
MixingMischen
MixingMischen
Water 1Wasser 1
Pozzolanic/hydraulic admnixturePuzzolanischer/hydraulischer Zusatz
SuspensionSuspension
PremixVormischung
Coarse recycled aggregateGrobe, rezyklierte Gesteins-körnung
Cement, Water 2, Fine aggregateZement, Wasser 2, Feine GK
Finished concreteFertigbeton
5 16 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
V Ě D A A V Ý Z K U M ❚ S C I E N C E A N D R E S E A R C H
Literatura:
[1] http://www.bdzement.de/ Stichwort Statistik
[2] Weil M.: Ressourcenschonung und Umweltentlastung bei der
Betonherstellung durch Nutzung von Bau- und Abbruchabfällen.
Schriftenreihe WAR der Technischen Universität Darmstadt. Heft
160. Darmstadt 2004
[3] Arbeitsgemeinschaft Kreislaufwirtschaftsträger Bau (KWTB):
1.-7. Monitoring-Bericht Bauabfälle für die Jahre 1996, 1998,
2000, 2002, 2004, 2006, 2008. Berlin/ Düsseldorf/Duisburg
[4] Ifeu-Institut Heidelberg, Hochwertige Verwertung von Bauschutt als
Zuschlag für die Betonherstellung. Im Auftrag des Ministeriums für
Umwelt, Naturschutz und Verkehr Baden-Württemberg, Zwischen-
bericht Dezember 2010, unter: http://www.rc-beton.de/rc-
-betonprojekte/stuttgart-ost/stuttgart-ost-download.html
[5] Bauen mit RC-Beton. Downloads: http://www.rc-beton.de/
downloads1.html
[6] Mettke A.: RC-Beton – Qualität und Qualitätssicherung.
Fachtagung Recycling R´10, Professur Aufbereitung von
Baustoffen und Wiederverwertung, Bauhaus-Universität, Weimar
2010
[7] Müller A.: Baustoffkreisläfe – Stand und Entwicklungen. Ibausil-
Tagungsbericht, S. 1-1289 – 1-1308, Weimar, September 2003
[8] Müller A.: Qualitätsparameter für rezyklierte Zuschläge – Ableitung
aus Sicht der Betontechnik und der Aufbereitungstechnik. Ibausil-
Tagungsbericht, S. 2-1015 – 2-1033, Weimar, September 2009
[9] Müller A.; Rübner K.; Schnell A.: Das Rohstoffpotenzial von
Bauabfällen. Chemie Ingenieur Technik Vol. 82 (2010), No. 11,
S. 1861-1870
[10] Menard Y.; Bru K.; Touze S.; Lemoigen A.; Poirier J. E.; Ruffie F.;
Bonnaudin F., von der Weid F.: Innovative Process Routes for
a High-Quality Concrete Recycling in the Aggregates and Cement
Industries. Proc. 13th Intern. Waste Management and Landfill
Symp., Sardinia 2011
[11] Takafumi Noguchi; Ryoma Kitagaki; Hironori Nagai; Masato
Tsujino: Completely Recyclable Concrete of Aggregate
Recoverytype by Using Microwave Heating Technology. Sao
Paulo, 2009
[12] Yuwu Sui: Untersuchungen zu den Einflussgrößen der thermisch-
-mechanischen Behandlung für das Recycling von Altbeton sowie
Charakterisierung der entstehenden Produkte, Dissertation an
der Fakultät Bauingenieurwesen der Bauhaus-Universität Weimar,
2010
[13] Yuwu Sui; Mueller A.: Development of thermo-mechanical tre-
atment for recycling of used concrete. Materials and Structures
Vol. 45 (2012) pp.1487–1495
[14] Tam Vivian W. Y.; Tam C. M.; Lea K. N.: Removal of cement
mortar remains from recycled aggregate using pre-soaking app-
roaches. Resources, Conservation and Recycling Vol. 50 (2007),
pp. 82–101
[15] Katz A.: Treatments for the Improvement of Recycled Aggregate.
Journal of Materials in Civil Engineering© ASCE (2004) November/
December, pp. 597- 603
[16] Descarrega A.: Quality improvement of the recycled aggregates
through surface treatment, Master Thesis, Universitat Politecnica
de Catalunya. Barcelona, 2011
[17] Masato Tsujio; Takafumi Noguchi; Masaki Tamura; Manabu
Kanematsu; Ippei Maruyama: Application of Conventionally
Recycled Coarse Aggregate to Concrete Structure by Surface
Modification Treatment. Journal of Advanced Concrete
Technology Vol. 5 (2007), No. 1, pp. 13-25
[18] Shi-Cong Kou; Chi-Sun Poon: Properties of concrete prepared
with PVA-impregnated recycled concrete aggregates. Cement
& Concrete Composites Vol. 32 (2010), pp. 649-654
[19] Ali Abd Elhakam; Abd Elmoaty Mohamed; Eslam Awad: Influence
of self-healing, mixing method and adding silica fume on mecha-
nical properties of recycled aggregates concrete, Construction
and Building Materials Vol. 35 (2012), pp. 421–427
[20] Seidemann M.; Müller A.; Ludwig H.-M.: Verbesserung der
Performance von Betonrezyklaten durch CO2 Speicherung in der
Zementsteinmatrix. Ibausil-Posterbeitrag, Weimar, September
2012
[21] Grabiec A. M.; Klama J.; Zawal D.; Krupa D.: Modification of
recycled concrete aggregate by calcium carbonate biodeposition.
Construction and Building Materials Vol. 34 (2012) pp. 145–150
[22] Knaack A. M.; Kurama Y. C.: Design of Normal Strength Concrete
Mixtures with Recycled Concrete Aggregates. Structures
Congress 2011, S. 3068-3079. Herausgegeben von Dana Ames;
Theodore L. Droessler; Marc Hoit. ISBN: 978-0-7844-1171-1
[23] Fathifazl G.; Abbas A.; Razaqpur A. G.; Isgor O. B.; Fournier B.;
Foo S.: New Mixture Proportioning Method for Concrete Made
with Coarse Recycled Concrete Aggregate. Journal of Materials in
Civil Engineering © ASCE (2009) October, pp. 601–611
[24] Marta Sanchez de Juan; Pilar Alaejos Gutierrez: Study on the
influence of attached mortar content on the properties of recycled
concrete aggregate. Construction and Building Materials Vol. 23
(2009), pp. 872–877
[25] Abbas A.; Fathifazl G.; Fournier B.; Isgor O..; Zavadile R.;
Razaqpur A. G.; Foo S.: Quantification of the residual mortar con-
tent in recycled concrete aggregates by image analysis, Materials
Characterization, Vol. 60 (2009), pp. 716–728
[26] DIN 52170: 1980: Bestimmung der Zusammensetzung von erhär-
tetem Beton. Teil 3
[27] Weimann K.: Untersuchungen zur Nassaufbereitung von
Betonbrechsand unter Verwendung der Setzmaschinentechnik.
Dissertation, Bauhaus-Universität Weimar 2008
[28] Wolff E.: Qualitätskriterien für rezyklierte Zuschläge für die
Betonherstellung. Bauhaus-Universität Weimar, Diplomarbeit,
2007
[29] Poon C. S.; Shui Z. H.; Lam L.; Fok H.; Kou S. C.: Influence of
moisture states of natural and recycled aggregates on the slump
and compressive strength of concrete. Cement and Concrete
Research Vol. 34 (2004) pp. 31–36
[30] Tam Vivian W. Y.; Gao X. F.; Tam C. M.: Microstructural analysis
of recycled aggregate concrete produced from two-stage mixing
approach, Cement and Concrete Research Vol. 35 (2005), pp.
1195–1203
[31] Tam Vivian W. Y.; Gao X. F.; Tam C. M.: Comparing performance
of modified two-stage mixing approach for producing recycled
aggregate concrete. Magazine of Concrete Research Vol. 58
(2006), pp.477–484
[32] Tam Vivian W. Y; Tam C. M.: Diversifying two-stage mixing
approach (TSMA) for recycled aggregate concrete: TSMAs and
TSMAsc. Construction and Building Materials Vol. 22 (2008), pp.
2068–2077
[33] Deyu Kong; Ting Lei; Jianjun Zheng; Chengchang Ma; Jun Jiang;
Jing Jiang: Effect and mechanism of surface-coating pozzalanics
materials around aggregate on properties and ITZ microstructu-
re of recycled aggregate concrete. Construction and Building
Materials Vol. 24 (2010), pp. 701–708
[34] Jiusu Li, Hanning Xiao, Yong Zhou: Influence of coating recycled
aggregate surface with pozzolanic powder on properties of
recycled aggregate concrete, Construction and Building Materials
Vol. 23 (2009), pp. 1287–1291
[35] Kou S. C.; Poon C. S.: Enhancing the durability properties of
concrete prepared with coarse recycled aggregate, Construction
and Building Materials, Vol. 35 (2012), pp. 69–76
[36] Corinaldesi V., Moriconi, G.: Influence of mineral additions on the
performance of 100% recycled aggregate concrete. Construction
and Building Materials Vol. 23 (2009), pp. 2869–2876
[37] Rattapon Somna; Chai Jaturapitakkul; Amde M. Made: Effect
of ground fly ash and ground bagasse ash on the durability of
recycled aggregate concrete. Cement & Concrete Composites
Vol. 34 (2012), pp. 848–854
5 2 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
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
jeme-li např. tlakovou pevnost (pro kte-
rou je pórovitost jeden z nejzávažněj-
ších parametrů, který ji může ovlivnit),
zvýšená pórovitost, která je důsledkem
většího podílu staré cementové pasty,
je hlavním faktorem snižujícím pevnost
betonu. Naopak, pórovitost a struktu-
ry hydroxidu vápenatého zvyšující pev-
nost struktury cementové pasty jsou
významným faktorem s vlivem na mo-
dul pružnosti a výsledky působení jsou
v tomto případě výraznější.
Zvyšující se variabilita pevnosti
Mezi relativní tlakovou pevností beto-
nu a poměrem použitého recyklované-
ho kameniva byla nalezena jen nízká
korelace. A tento výstup je konzistent-
ní s dřívějšími analýzami. Náhrada hru-
bého kameniva recyklovaným se pro-
jeví jen malým poklesem naměřených
hodnot pevnosti.
Trendová křivka pro relativní modul
pružnosti je charakterizována význam-
ně vyšším koeficientem regrese. Nic-
méně, některé závěry uváděné v litera-
tuře se odchylují významně od prezen-
tované trendové křivky. V tomto smě-
ru jsou tedy třeba ještě další vyjasně-
ní. Jedna z pravděpodobných příčin je
kvalita betonu, z kterého je recyklova-
né kamenivo připravováno.
Lineární analýza, která tvoří zá-
klad pro odhadovaný pokles pevnos-
ti a modulu pružnosti, je pouze hru-
bá aproximace, alespoň co se týká zá-
vislosti pevnosti na poměru použitého
recyklovaného kameniva. V porovná-
ní použití jemného a hrubého recyklo-
vaného kameniva, pokles pevnosti je
méně významný, pokud je recyklova-
ným kamenivem nahrazen pouze hru-
bý štěrk (obr. 10).
Při porovnání kolísání pevnosti beto-
nu s recyklovaným jemným i hrubým
kamenivem a betonu z přírodního ka-
meniva se ukazuje, že kolísání naměře-
ných pevností je u betonů z přírodního
kameniva výrazně nižší.
Na rozdíl od betonu z přírodního ka-
meniva, beton z recyklovaného kameni-
va obsahuje dva typy cementové pasty:
„novou“ pastu vytvářející pevnost beto-
nu a „starou“ pastu, jejíž parametry, je-
jí složení, vodní součinitel a stupeň kar-
bonatace, nejsou známé. Dále takové
betony obsahují „staré“ kamenivo, je-
hož původ a vlastnosti také obvykle ne-
jsou známé. Všechny složky, recyklo-
vané kamenivo, nová cementová pasta
a nové kamenivo, mohou dohromady
vytvořit celek, který může mít nečeka-
né až škodlivé chemické reakce.
Ve srovnání s betonem z přírodního
kameniva, beton s recyklovaným ka-
menivem obecně zahrnuje významně
vyšší počet faktorů, které mohou mít
dopad na jeho trvanlivost. Ačkoliv tato
skutečnost nemusí být nezbytně spojo-
vána s nepříznivým dopadem na trvan-
livost, přináší více komplikací, pokud je
ve specifikaci požadována dodávka be-
tonu se stanovenou trvanlivostí. Proto-
že byl učiněn předpoklad, že produkce
a užití betonu s recyklovaným kameni-
vem by nemělo vykazovat žádné rozdí-
ly oproti betonu vyrobenému z přírod-
ního kameniva, je užití recyklované-
ho kameniva v betonech v Německu
omezeno pro určité pevnosti, expozi-
ce a vlhkost prostředí. DAfStb Praktic-
ká směrnice [48] specifikuje užití recyk-
lovaného kameniva, jehož kvalita vyho-
vuje normě DIN 4226-100 [46] nebo je-
jím novelám [47]. Podle uvedené směr-
nice, hrubé kamenivo 1. typu (betonový
štěrk) a 2. typu (štěrk z demolovaných
konstrukcí) smí být použito pro výrobu
betonu až do třídy betonu C30/37.
Prof. Dr.-Ing. habil. Anette Müller
IAB – Institute for Applied
Construction Research
Weimar, Německo
e-mail: anette-m.mueller@uni-
weimar.de
První část textu článku byla poprvé publikována
v časopise BFT International 04-2013, str. 78–92.
Dokončení článku bude zařazeno do některého
z následujících čísel časopisu.
40
50
60
70
80
90
100
110
0 20 40 60 80 100
Rel. E
-Mo
dul [%
]
Anteil rezyklierte Gesteinskörnung [Masse-%]
[Jianzhuang 2005]
[Etxeberria 2006]
[Etxeberria 2007]
[Gonzalez-Fonteboa 2011]
[Chakradhara Rao 2011]
[Ajdukiewicz 2002]
[Boedefeld 2011, w/z =0,6]
[Boedefeld 2011, w/z =0,55]
Linear (Series3)
Aktuelle Trendlinie
Trendlinie 2003
Rel. e
mo
dulu
s [%
]
Recycled aggregate ratio [m.-%]
Current trend curve
2003 trend curve
40
50
60
70
80
90
100
110
0 20 40 60 80 100
Rel. D
ruckfe
stig
keit [%
]
Rel. c
om
pre
ssiv
e s
treng
th [%
]
Anteil rezyklierte Gesteinskörnung [Masse-%]
Recycled aggregate ratio [m.-%]
[Jianzhuang 2005]
[Etxeberria 2006]
[Etxeberria 2007]
[Gonzalez-Fonteboa 2011]
[Chakradhara Rao 2011]
[Ajdukiewicz 2002]
[Boedefeld 2011, w/z =0,6]
[Boedefeld 2011, w/z =0,55]
Aktuelle Trendlinie Current trend curve
Trendlinie 2003 2003 trend curve
Obr. 9 Závislost relativní 28denní tlakové
pevnosti a modulů pružnosti na poměru
použitého recyklovaného kameniva [38, 39,
40, 41, 42, 43 a 44] ❚ Fig. 9 Dependence
of relative compressive strength and elastic
modulus on the ratio of recycled aggregates
after 28 days [38, 39, 40, 41, 42, 43 a 44]
Obr. 10 Závislost tlakové pevnosti
na objemové hustotě betonu při použití
recyklovaného kameniva [45] ❚
Fig. 10 Dependence of compressive strength
on concrete bulk density when using recycled
aggregates [45]
9
10
POROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ STATICKÉHO MODULU PRUŽNOSTI
V TLAKU RŮZNÝCH RECEPTUR S HODNOTAMI UVEDENÝMI
V ČSN 1992-1-1 ❚ COMPARISON OF MODULUS
OF ELASTICITY RESULTS OF DIFFERENT CONCRETE RECIPES
WITH VALUES IN ČSN 1992-1-1
5 36 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
N O R M Y • J A K O S T • C E R T I F I K A C E ❚ S T A N D A R D S • Q U A L I T Y • C E R T I F I C A T I O N
Petr Huňka, Karel Kolář, Jiří Kolísko
Článek tematicky navazuje na sérii článků o sta-
tickém modulu pružnosti v tlaku, které byly
publikovány v posledních letech v časopise
Beton TKS. V článku jsou uvedeny výsled-
ky měření statického modulu pružnosti 183
receptur různých pevnostních tříd a srovná-
ní naměřených hodnot s hodnotami uvede-
nými v ČSN EN 1992-1-1. ❚ The article
thematically continues in articles focused on
the static modulus of elasticity, which were
recently published in the Beton TKS journal.
The paper presents the results of static modulus
of elasticity of 183 recipes of different strength
class of concrete and compares the measures
values with the ČSN EN 1992-1-1.
V článcích [1 až 4] bylo opakovaně
upozorněno na problematiku modu-
lu pružnosti z pohledu nesouladu hod-
not naměřených a směrných. Zejmé-
na v článku Vymazala a Misáka [4] byly
uveřejněny výsledky praktických měře-
ní 130 receptur a jejich srovnání s hod-
notami uvedenými v normě [5].
Obdobná měření jsou zejména v po-
sledních šesti letech cíleně provádě-
na v Kloknerově ústavu ČVUT v Pra-
ze při kontrolních zkouškách pro sta-
vební praxi. Zkoušené betony uvede-
né v tomto článku jsou používány pro
betonové konstrukce zejména v Praze
a jejím okolí.
ZKOUŠKY
Pro zkoušky statického modulu pruž-
nosti v tlaku jsou používány jako zku-
šební tělesa vždy tři válce o rozměrech
150 x 300 mm nebo tři trámce o roz-
měrech 100 x 100 x 400 mm. Uložení
zkušebních těles je ve vodě až do ter-
mínu zkoušky (obvykle do stáří 28 dnů).
Tlačné plochy válců jsou před zkouš-
kou zakoncovány sirnou maltou.
Z hlediska srovnání prezentovaných
výsledků je příznivé, že se uvedené
zkoušky v Kloknerově ústavu provádě-
jí za velmi podobných okrajových pod-
mínek, tzn. stejný pracovník, zatěžova-
cí stroj, snímače deformací atd. Pre-
zentované výsledky jsou tak zatíženy
stejnou chybou. Podrobněji jsme o ně-
kterých vlivech na stanovení hodnoty
statického modulu pružnosti v tlaku in-
formovali v [6 a 7].
V grafu na obr. 1 jsou prezentová-
ny výsledky modulu pružnosti v tla-
ku stanoveného na válcích 102 od-
lišných receptur různých pevnostních
tříd. V grafu na obr. 2 jsou uvedeny vý-
sledky modulu pružnosti v tlaku stano-
veného na hranolech 81 odlišných re-
ceptur různých pevnostních tříd. Stej-
ná pevnostní třída je v grafech vyjád-
řena stejnou barvou. V grafech na obr.
1 a 2 jsou dále výsledky modulu pruž-
nosti v tlaku porovnány s hodnotami
modulu pružnosti uvedenými v ČSN
1992-1-1 pro jednotlivé třídy pevnosti
betonu.
ZHODNOCENÍ ZÁVISLOSTI
MODULU PRUŽNOSTI
NA PEVNOSTI
Z grafů na obr. 1 a 2 je již na první po-
hled patrné, že statické moduly pruž-
nosti stanovené (na válcích resp. trám-
cích) pro stejnou pevnostní třídu beto-
nu různých receptur se pohybují v širo-
kých mezích.
Na válcích je největší zaznamenaný
rozdíl těžko uvěřitelných 20 GPa, a to
pro pevnostní třídu C70/85. V celé řa-
dě dalších případů jsou rozdíly „menší“
běžně okolo 10 GPa. V případě hod-
not statického modulu pružnosti beto-
nu stanovených na trámcích je největší
zaznamenaný rozdíl 17,5 GPa a to pro
pevnostní třídu C45/55, přičemž „běž-
né“ rozdíly jsou cca 10 GPa. Opět se
zde projevuje nesoulad mezi normový-
mi hodnotami uvedenými v [5] a hod-
notami naměřenými ať už na válcích
či trámcích tak, jak již bylo uvedeno
v [1 až 4].
Prezentované grafy jasně dokazují
závislost statického modulu pružnosti
na konkrétním složení betonové smě-
si a dokládají, že neplatí zažitá závis-
lost modulu a pevnosti betonu tak, jak
je s ní uvažováno v ČSN EN 1992-1-1.
VARIABIL ITA MODULU
PRUŽNOSTI JEDNÉ RECEPTURY
BETONU
Uvedené výsledky zkoušek ukázaly, že
pro jednu pevnostní třídu betonu může
být úpravou receptury dosaženo znač-
ně rozdílné hodnoty statického modu-
lu pružnosti. Různorodost složení je dá-
na výrazně širší škálou možností sesklá-
dání složek betonu oproti možnostem
před rokem 1990.
O tom, že je pevnost betonu konkrét-
ní receptury v čase proměnná, se běž-
ně ví a již při návrhu receptury je s tou-
to skutečností počítáno – z toho důvo-
du mluvíme o charakteristické pevnos-
ti. O rozptylu výsledků měření static-
kého modulu pružnosti provedeného
na jedné receptuře vyráběné v průbě-
hu měsíců či roků (což se v praxi běž-
ně děje) je informací výrazně méně.
V grafu na obr. 3 jsou uvedeny výsled-
ky padesáti měření statického modu-
lu pružnosti betonu v tlaku (na válcích)
jedné receptury používané pro výrobu
předpínaných mostních nosníků. Těle-
sa byla vyrobena během září až listo-
padu roku 2011. Uspořádání zkoušek
a okrajové podmínky jsou stejné jako
u výše uvedených měření.
ZHODNOCENÍ VARIABIL ITY
JEDNÉ RECEPTURY BETONU
Prezentovaná receptura spadá do pev-
nostní třídy betonu C45/55, přičemž
průměrná hodnota pevnosti beto-
nu v tlaku padesáti válců po zkouš-
ce modulu pružnosti ve stáří 28 dní
je 63,2 MPa, směrodatná odchylka
9,5 MPa a variační součinitel 15 %.
Průměrná hodnota statického mo-
dulu pružnosti betonu v tlaku ve stá-
ří 28 dní stanovená z výsledků pa-
desáti zkoušených válců vyrobených
v období od září do listopadu roku
2011 je 42,7 GPa, směrodatná odchyl-
ka je 1,7 GPa a variační součinitel je
4 %.
Z dalších měření provedených v akre-
ditované zkušebně KÚ ČVUT v Praze
na čtyřech různých recepturách (zkou-
šeno celkem přes 500 válců) máme
ověřeno, že směrodatná odchylka při
stanovení statického modulu pružnos-
ti betonu v tlaku se běžně pohybuje
v rozmezí 4 až 6 %. Je na zvážení kaž-
dého projektanta, zda je uvedená hod-
nota směrodatné odchylky pro statické
výpočty přijatelná.
5 4 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
N O R M Y • J A K O S T • C E R T I F I K A C E ❚ S T A N D A R D S • Q U A L I T Y • C E R T I F I C A T I O N
ZÁVĚR
Výše uvedené výsledky zkoušek uká-
zaly, že pro jednu pevnostní třídu beto-
nu receptur různých složení je dosaže-
no značně rozdílné hodnoty statického
modulu pružnosti v tlaku. Zaznamena-
né rozdíly mohou být vyšší jak 10 GPa.
Hodnoty v grafech (obr. 1 a 2) jasně
dokazují závislost statického modulu
pružnosti na konkrétním složení beto-
nové směsi a dokládají, že neplatí za-
žitá přímá závislost modulu a pevnosti
betonu v tlaku tak, jak je s ní uvažováno
v [5]. Na tuto problematiku bylo opako-
vaně upozorněno v článcích [1 až 4].
Rovněž je třeba upozornit, že i pro
jednu konkrétní recepturu betonu vy-
ráběnou opakovaně v delším časovém
období ze „stejných složek“ se hod-
nota jeho statického modulu pružnos-
ti mění. Pro hodnoty modulů uvedené
v grafu (obr. 3) je směrodatná odchyl-
ka 1,7 GPa a variační součinitel 4 %.
Tento jev je zcela přirozený a je dán
proměnlivostí „šarží“ jednotlivých slo-
žek betonu používaných pro výrobu,
byť jsou tyto složky označovány na do-
dacích listech stále stejně a odpovída-
jí normovým požadavkům a technic-
kým listům. Rovněž zde má svůj vliv
samotná technologie výroby a zpraco-
vání betonové směsi potažmo zkušeb-
ních těles.
Opět lze pouze doporučit u konstruk-
cí citlivých na hodnotu statického mo-
dulu pružnosti betonu v tlaku jeho pře-
depsání projektantem a jeho průběž-
nou kontrolu.
Z hlediska skutečností uvedených
v tomto článku a dále zejména v člán-
cích [1 až 4, 6 až 8] si dovoluji upozor-
nit na nutnost rozlišovat statické a dy-
namické moduly pružnosti betonu,
uvědomit si existenci technologických
a zkušebních vlivů, tzn. uvádět, jak
a za jakých podmínek byl modul pruž-
nosti stanoven. Včasnou komunikací
zainteresovaných stran, tzn. investor,
projektant, zhotovitel, dodavatel beto-
nu a zkušebna, lze předejít celé řadě
nedorozumění a nepříjemnostem spo-
jeným nejen s problematikou modulu
pružnosti betonu.
Příspěvek vznikl za podpory grantového projektu
TAČR TA01010791.
Závislost modulu pružnosti na válcové pevnosti v tlaku
Sta
tic
ký m
od
ul p
ružn
osti
v t
lak
u [
GP
a]
Pevnost v tlaku – válce [MPa]
ČSN EN 1992-1-1
Log. (modul – válec)
52,5
47,5
42,5
37,5
32,5
27,5
22,5
17,525 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140
C 25/30 C 30/37 C 35/45 C 40/50 C 45/55 C 50/60 C 55/67 C 60/75 C 70/85 C 80/95 C 100/115 C 110/130
Závislost modulu pružnosti na hranolové pevnosti v tlaku
Sta
tic
ký m
od
ul p
ružn
osti
v t
lak
u [
GP
a]
52,5
47,5
42,5
37,5
32,5
27,5
22,5
Pevnost v tlaku – trámce [MPa]
ČSN EN 1992-1-1
Log. (modul – trámec)
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180
C 8/10 C 16/20 C 20/25 C 25/30 C 30/37 C 35/45 C 40/50 C 45/55 C 70/85 C 80/95 C 100/115 C 130/150
Sta
tic
ký m
od
ul p
ružn
osti
v t
lak
u [
GP
a]
Datum výroby
49
47
45
43
41
39
37
3.9. 10.9. 17.9. 24.9. 1.10. 8.10. 15.10. 22.10. 29.10. 5.11. 12.11. 19.11. 26.11.
Modul pružnosti
Průměrná hodnota
Směrodatná odchylka
1
2
3
Obr. 1 Statický modul
pružnosti betonu v tlaku
stanovený na válcích
z různých pevnostních
tříd betonu ❚
Fig. 1 Static
modulus of elasticity
in compression
measured on cylinders
for different strength
class of concrete
Obr. 2 Statický modul
pružnosti betonu v tlaku
stanovený na trámcích
různých pevnostních tříd
betonu
❚ Fig. 2 Static
modulus of elasticity
in compression
measured on prisms
for different strength
class of concrete
Obr. 3 Statický modul
pružnosti betonu v tlaku
stanovený na válcích
ve stáří 28 dnů, jedna
receptura vyráběná
v průběhu tří měsíců ❚
Fig. 3 Static
modulus of elasticity
in compression
measured on 28 days
old cylinders, cylinders
are made from the same
concrete recipe during
three months
5 56 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
N O R M Y • J A K O S T • C E R T I F I K A C E ❚ S T A N D A R D S • Q U A L I T Y • C E R T I F I C A T I O N
Po pěti letech a pěti měsících přichází
další Změna normy pro specifikaci, vlast-
nosti, výrobu a posuzování shody beto-
nu. 1. října 2013 byla vydána Změna Z4
ČSN EN 206-1.
PROČ?
V předchozích několika letech se v CE-
Nu (Comité Européen de Normalisation
– Evropský výbor pro normalizaci) při-
pravovala úprava, revize a doplnění EN
197-1 Cement – Část 1: Složení, specifi-
kace a kritéria shody cementů pro obec-
né použití. Souběžně s tímto dokumen-
tem se zpracovávala i revize EN 206-1
Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti,
výroba a shoda. Že jsou oba dokumen-
ty na sebe velmi úzce navázány, je zřej-
mé. Původním záměrem bylo vydat je
oba ve stejný okamžik – staré verze by
byly zrušeny a nahrazeny novými. Bohu-
žel se práce na EN 206 (nové označení
revidované EN 206-1) zpozdily o více než
dva roky. V důsledku toho vyšla evrop-
ská EN 197-1: 2011 v druhé polovině ro-
ku 2011, česká ČSN EN 197-1 ed. 2 (ce-
ment) pak v dubnu 2012, přičemž evrop-
ská EN 206 (beton), a tudíž i česká ČSN
EN 206, byly v nedohlednu. A protože
nová ČSN EN 197-1 ed. 2 nebyla kom-
patibilní s dosud platnou ČSN EN 206-1,
bylo nezbytné vydat její, již čtvrtou, Změ-
nu. Z uvedeného vyplývá, že je to Změ-
na původně neplánovaná a v podstatě
nechtěná.
CO SE MĚNÍ?
V zásadě jde o tři druhy úprav:
• formální, týkající se odkazů na jiné do-
kumenty a jejich části (např. na ČSN
EN 197-1 ed. 2),
• zrušení Tabulky F.2 pro stoletou život-
nost staveb. Tato tabulka byla převzata
a implementována do Změny 3 z TKP
17 v roce 2008 v naději, že by pak
v blízké budoucnosti mohla z TKP 17
„vypadnout“ a dojít tak k jejich zjedno-
dušení. Tyto naděje bohužel nebyly na-
plněny a došlo tedy k duplikaci této ta-
bulky v několika dokumentech.
• změna Tabulky F.4 věnující se použitel-
nosti cementů pro různé stupně vlivu
prostředí. Zde došlo k mírnému rozšíře-
ní možností použití některých cementů
v souvislosti s ČSN EN 197-1 ed. 2.
PLATNOST? PŮSOBNOST?
Změna 4 ČSN EN 206-1 mění Změnu 3,
tzn. že ji nenahrazuje.
BUDOUCNOST?
V létě příštího roku by měla být k dispo-
zici česká verze EN 206. Jejím vydáním
se, pravděpodobně, s nějakou přechod-
nou dobou, zruší původní ČSN EN 206-1,
a tím i všechny její Změny.
Je zřejmé, že pro praxi je celá situace
málo přehledná a srozumitelná. To je ta-
ké důvod, proč jsem se rozhodl napsat
tento krátký článek.
Ing. Michal Števula, Ph.D.
tajemník Svazu výrobců betonu ČR
(Centrum technické normalizace)
Ing. Petr Huňka
tel.: 224 353 521
e-mail: [email protected]
Doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D.
tel.: 224 353 545
e-mail: [email protected]
oba: Kloknerův ústav ČVUT v Praze
Šolínova 7, 166 08 Praha
www.klok.cvut.cz
Doc. Ing. Karel Kolář, CSc.
Fakulta stavební, ČVUT v Praze
Thákurova 7, 166 29 Praha
tel.: 224 354 376
e-mail: [email protected]
www.fsv.cvut.cz
ČTVRTÁ ZMĚNA ČSN EN 206-1
Literatura:
[1] Vašková J., Števula M., Veselý V.:
Modul pružnosti automaticky?
Beton TKS 6/2007, str. 57–59
[2] Teplý B.: Ještě k modulu pružnosti
Beton TKS 1/2008, str. 74–75
[3] Rieger P., Štěrba A.: Znovu k údajným
problémům s modulem pružnosti beto-
nu, možnost specifikace dle změny Z3
ČSN EN 206-1, Beton TKS 4/2009,
str. 88–91
[4] Misák P., Vymazal T.: Modul pružnosti
vs. pevnost v tlaku, Beton TKS 2/2009,
str. 58–59
[5] ČSN EN 1992-1-1 Eurokód 2:
Navrhování betonových konstrukcí –
Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla
pro pozemní stavby
[6] Huňka P., Kolísko J.: Studium vlivu
tvaru, velikosti a způsobu přípravy
zkušebního tělesa na výsledek
zkoušky statického modulu pružnosti
v tlaku, Beton TKS 1/2011,
str. 69–71
[7] Huňka P., Kolísko J., Řeháček S.,
Vokáč M.: Zkušební a technologické
vlivy na modul pružnosti betonu
– rekapitulace, Beton TKS 4/2012,
str. 62–67
[8] Cikrle P., Huňka P.: Porovnání metodik
zkoušení modulu pružnosti betonu,
Sb. konf. Technologie, provádění
a kontrola betonových konstrukcí 2006,
ISBN 80-903502-4-0, ČBS ČSSI,
Praha, 2006
Firem
ní p
reze
nta
ce
TRVANLIVOST: EN 206 – KONCEPT K-HODNOTY – MODELOVÁNÍ
❚ DURABILITY: EN 206 – K-VALUE CONCEPT – MODELLING
5 6 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
N O R M Y • J A K O S T • C E R T I F I K A C E ❚ S T A N D A R D S • Q U A L I T Y • C E R T I F I C A T I O N
Markéta Chromá, Pavla Rovnaníková,
Břetislav Teplý
Výhody či nevýhody preskriptivních a per-
formance-based postupů jsou relativně málo
diskutovány. Je to patrné zejména při úlohách
specifikace či posuzování betonu s příměsmi
II. druhu s ohledem na životnost. Předložený
článek toto téma zpracovává s ohledem na
evropskou normu EN 206 v původní i chystané
revidované verzi a zabývá se zejména kon-
ceptem k-hodnoty a možnostmi modelování
degradace betonu. ❚ The effectiveness of
prescriptive vs. performance-based concepts
is rarely discussed. This is evident especially
in cases of specification or assessment of
concretes made from cement with additions of
type II with regard to their durability. The paper
deals with this issue considering Eurocode
EN 206 and its coming revision together
with the k-value concept and possibilities of
concrete degradation modeling.
Problematika trvanlivosti nabývá v po-
slední době na významu, zejména
v souvislosti s trvale udržitelným stavě-
ním, otázkami nákladů životního cyk-
lu staveb a s tzv. performance-based
postupy (dále jen PB postupy) navrho-
vání betonových konstrukcí [1]. Je to
zřejmé i z nových mezinárodních doku-
mentů ISO 16204 [2] a fib Model Code
2010 [3], kde je mj. také zdůrazňován
pravděpodobnostní přístup. Trvanlivost
a spolehlivost konstrukcí patří mezi zá-
kladní vlastnosti konstrukce, které mo-
hou mít výrazné ekonomické důsledky.
V současné praxi této problematice ne-
ní věnována patřičná pozornost.
V souvislosti s navrhováním betono-
vých konstrukcí je oprávněně připomí-
náno, že jednou z možností snižová-
ní produkce CO2 je náhrada portland-
ského cementu pucolánově nebo hyd-
raulicky reagujícími příměsmi (Supple-
mentary Cementing Materials – SCM),
jako jsou popílky, strusky, zeolity, po-
pely, pálené jíly, obecně reaktivní alu-
minosilikáty [1]. Jejich použití má do-
pad na vlastnosti betonu, mj. i na je-
ho odolnost proti agresivním účinkům
okolního prostředí. V ČSN EN 206-1 [4]
jsou tyto materiály charakterizovány ja-
ko příměsi II. druhu.
Předkládaný článek se zabývá pro-
blematikou trvanlivosti betonů vyrobe-
ných s těmito příměsmi a diskutuje se
zejména performance-based přístup
a použití koncepce k-hodnoty v pů-
vodní [4] i revidované verzi [5] uvedené
euronormy. Příspěvek poukazuje ta-
ké na možnosti a výhody výpočetního
modelování, zejména při prognózování
postupu degradace a při posuzování
životnosti betonových konstrukcí. Ně-
které souvislosti byly již autory pojed-
nány dříve, např. v lit. [6] a [7].
Připomeňme, že oproti výše zmíně-
ným PB postupům jsou doposud do-
minantní tradiční postupy preskriptivní.
V úvodu dokumentu [5] je např. uvede-
no (volně přeloženo): „Jestliže beton je
ve shodě s mezními hodnotami, před-
pokládá se, že v konstrukci pak splňuje
požadavky na trvanlivost v daném pro-
středí... Jako alternativní k preskriptiv-
ním konceptům mezních hodnot jsou
ve vývoji PB koncepty“. Mezními hod-
notami jsou v těchto souvislostech
v lit. [4] a [5] míněny údaje tabulky F.1,
tj. maximální hodnoty vodního součini-
tele a minimálního množství cementu
ve vztahu k expoziční třídě.
Naproti tomu PB koncepty požadu-
jí přímý návrh složení směsi pro výrobu
betonu ve smyslu požadovaných vlast-
ností – např. pevnosti, odolnosti pro-
ti zmrazovacím cyklům, proti průniku
chloridů apod. Použití PB přístupů není
omezeno jen na specifikaci betonu, ale
velmi dobře se může uplatnit při navr-
hování či posuzování betonových kon-
strukcí na trvanlivost (např. při ověřo-
vání životnosti a spolehlivosti pro růz-
né mezní stavy).
KONCEPCE k -HODNOTY
Je známo, že vodní součinitel w/c v pří-
padě směsných cementů není vhodný
pro predikci vlastností betonu. Proto
byl již v roce 1967 navržen alternativní
koncept tzv. efektivního vodního souči-
nitele (w/c)eff [8]:
(w/c)eff = voda/(cement +
+ k × SCM) (1)
aplikovaný nejprve pouze na pevnost
betonu. V tomto vztahu k-hodnota zo-
hledňuje účinnost příměsi, závisí mj.
na druhu a množství SCM v betonu
a liší se též podle vlastnosti, ke které
se vztahuje (pevnost betonu, karbona-
tace, působení chloridů).
Pro vlastnosti betonu popisující jeho
trvanlivost je k-hodnota studována te-
prve v posledních letech. Její koncep-
ce je také začleněna do normy [4] a [5].
V čl. 5.2.5.2 je definována jako pre-
skriptivní koncept, kdy množství (ce-
ment + k × SCM) nesmí být menší než
minimální množství cementu požado-
vané pro danou expoziční třídu.
Ve zprávě CEN [9], která zřejmě bude
vydána jako doprovodný dokument re-
vidované EN 206, jsou pro popílek (FA)
a pro mikrosiliku (SF) diskutovány tako-
vé hodnoty součinitele k, o kterých je
doloženo, že jsou „bezpečné“ i pro po-
žadavky na trvanlivost. Pro použití vy-
sokopecní strusky (GBFS) se jedná jen
o hodnoty doporučené. Tyto hodnoty
jsou proto zařazeny do [5].
Z výsledků průzkumu ve dvanácti ze-
mích vyplývá [9], že doporučované
k-hodnoty se dosti výrazně liší a zdá
se, že v souvislosti s úlohami ověřová-
ní životnosti s pomocí k-koncepce vy-
vstává v běžné praxi řada otazníků. Ta-
ké z několika dalších pramenů je zřej-
mý velký rozsah k-hodnot, ke kterým
různí autoři dospěli. Rozsah získaných
k-hodnot z řady zdrojů je shrnut
v tab. 1 (v zájmu úspory místa bez kon-
krétních odkazů na použité parametry).
Současně připomeňme, že k-hodno-
ty indikované v [5] mají prostřednictvím
efektivního vodního součinitele slou-
žit jen pro ověření limitních, preskriptiv-
ních doporučení uvedených v Tab. F.1.
V řadě prací bylo také ukázáno, že
k-hodnota kromě typu SCM a dru-
hu degradace závisí též na chemic-
kém složení použité příměsi, její inter-
akci s cementem a na její mikrostruk-
tuře. Byla zaznamenána také závislost
na čase, době a způsobu ošetřová-
ní betonu a na expozičních podmín-
kách. Stanovit či experimentálně ově-
řit všechny relevantní varianty by bylo
zřejmě neproveditelné.
Doplňme ještě, že při zohledňová-
ní trvanlivosti je nutno pracovat s po-
žadovanou životností a úrovní spoleh-
livosti (zadanou hodnotou indexu spo-
lehlivosti β) vztaženou k příslušnému
meznímu stavu [11].
PERFORMANCE-BASED
PŘÍSTUPY
V apendixu J původního znění normy
[4] je pro návrh betonu z hlediska tr-
vanlivosti zmiňována také alternativní
možnost – použití metod, založených
na analytických modelech, které byly
porovnány s výsledky zkoušek, repre-
zentujících skutečné podmínky v praxi
(jedná se tedy o PB postup). V novém
5 76 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
N O R M Y • J A K O S T • C E R T I F I K A C E ❚ S T A N D A R D S • Q U A L I T Y • C E R T I F I C A T I O N
znění normy [5] tato možnost již nebu-
de explicitně uvedena. Jistým způso-
bem je to nahrazeno v části 5.2.5, kde
je uvedeno „Příměsi druhu II ... mohou
být ve složení směsi uvažovány ... jest-
liže jejich vhodnost byla prokázána ně-
kterým z konceptů ...“.
V této souvislosti jsou uvedeny tři
koncepty:
• koncept k-hodnoty;
• ekvivalentní koncepce posouzení
vlastností betonu (používá se zkrat-
ka ECPC)
• ekvivalentní koncepce posouzení
kombinace (EPCC).
Při použití ECPC se musí prokázat,
že beton má při interakci s prostře-
dím trvanlivostní vlastnosti ekvivalent-
ní s referenčním betonem. Podobně
koncept EPCC porovnává vlastnos-
ti betonu kombinujícího různé cemen-
ty s příměsmi s betonem připraveným
z portlandského cementu. Podrobnos-
ti o těchto dvou PB konceptech lze na-
lézt ve zprávě [9].
ECPC i EPCC jsou sice PB přístupy,
ale jsou založeny na časově náročných
laboratorních zkouškách betonových
vzorků; nezdají se tedy příliš schůdné
v praxi, kdy je často nutno operativně
rozhodovat o různých variantách, což
je v řadě případů možné s výhodou
provádět pomocí modelování a simu-
lačních technik.
Možnost používání metod založených
na analytických modelech je ale jis-
tým způsobem zachována i v [5] v sek-
ci 5.3.2. v Pozn. 3: „…Poučení o tom,
jak interpretovat životnost a jak ověřo-
vat mezní hodnoty pro betonové smě-
si … lze nalézt v ISO 16204“ [2]. Ten-
to dokument, zmíněný již v úvodu, uvá-
dí čtyři úrovně pro navrhování na život-
nost s danou či ověřovanou mírou spo-
lehlivosti.
Úroveň 1 je plně pravděpodobnost-
ní metoda zahrnující pravděpodob-
nostní degradační modely, posuzová-
ní mezních stavů a jedná se pochopi-
telně o performance-based přístup. Je
nutno poznamenat, že norma [2] vy-
chází z obecnějšího, materiálově ne-
závislého dokumentu ISO 13823 [10]
a rovněž dokumentu fib Model Code
[3] specializovaného již na betonové
konstrukce.
KARBONATACE BETONU –
MODELOVÁNÍ , PŘÍKLAD
Vzhledem k právě uvedeným důvodům
je další text věnován modelování de-
gradačních procesů.
Pro hodnocení důsledků možné de-
gradace nově navrhovaných i v provo-
zu již existujících betonových konstruk-
cí může posloužit program FReET-D.
Zahrnuje modelování karbonatace, pů-
sobení chloridů, důsledků koroze vý-
ztuže, působení kyselin a dalších de-
gradačních procesů. Celkem obsa-
huje třicet dva modely (vč. modelů dle
[3]), tj. často zaznamenávané způsoby
degradace vyvolané působením vněj-
ších vlivů na železobetonové konstruk-
ce. Jedná se většinou o jednoduché
1D modely přejaté z literatury, opře-
né o výsledky testů a verifikaci pomo-
cí reál ných případů. Modely byly pře-
vedeny do pravděpodobnostní formy
a uvedený program pak mj. zahrnuje
statistickou, citlivostní i pravděpodob-
nostní analýzu s volitelnou možností
mezních podmínek.
Při posuzování stávajících konstrukcí
lze také získat zpřesnění statistických
parametrů výsledků s ohledem na ak-
tuální stav (pomocí dat získaných pří-
mo měřením na konstrukci či monito-
rováním) – tzv. Bayessovský updating.
Velmi jednoduše lze realizovat para-
metrické studie a zohlednit případnou
statistickou závislost vstupních veli-
čin. FReET-D je modulem nadřazené-
ho softwaru FReET (http://www.fre-
et.cz/). Jako ukázku modelování de-
gradačních procesů pomocí zmíněné-
ho softwaru uvádíme příklad zaměřený
na karbonataci betonu.
Karbonatace betonu je chemický
proces způsobený reakcí oxidu uhliči-
tého se složkami cementového tmelu.
Tento proces v konečné fázi vede až
k depasivaci a následné korozi výztu-
že. Během karbonatace totiž dochází
k postupnému snižování pH pórového
roztoku a postoupí-li linie (čelo) takto
zkarbonatované povrchové vrstvy be-
tonu až k výztuži (tj. zasáhne celou kry-
cí vrstvu), dojde k destabilizaci ochran-
né (pasivační) vrstvy na povrchu výztu-
že, tzn. že dochází k depasivaci výztu-
že, která pak může začít v přítomnosti
kyslíku a vlhkosti korodovat.
Ověření správnosti numerického mo-
delu a rovněž vhodné k-hodnoty je
možné dosáhnout porovnáním s vý-
sledky laboratorních experimentů, ne-
bo ještě lépe s dostatečně věrohod-
nými výsledky měření hloubky kar-
bonatace na existujících konstrukcích
v reál ném prostředí. Srovnání střed-
ních hodnot hloubky karbonatace ob-
držených experimentálně [12] s hodno-
tami predikovanými pomocí modelů je
uvedeno v tab. 2.
Experimentálně zjištěné střední hod-
noty hloubky karbonatace byly získá-
ny pomocí krátkodobého zrychlené-
ho testu provedeného v karbonatač-
ní komoře se zvýšeným obsahem CO2
(20 obj. %), při teplotě 20 °C a relativ-
ní vlhkosti 70 %. Pro predikci střed-
ních hodnot hloubek karbonatace by-
ly využity dva modely zakomponované
ve FReETu-D:
Tab. 1 Přehled k-hodnot ❚ Tab. 1 Summary of k-values
Typ příměsi
Rozsah hodnot zaznamenaných
v literatuřeEN 206 [5]
PevnostKarbo-
natace
Působení
chloridů
Popílek (FA) 0,43 až 1,5 0,3 až 0,8 0,06 až 3
k = 0,4
pro CEM I
FA/cement ≤ 0,33
k = 0,4
pro CEM II/A
FA/cement ≤ 0,25
Křemičité úlety
(SF)2,4 až 3 0,3 6
k = 2
w/(c + k SF) ≤ 0,45
SF/cement ≤ 0,11
k = 1 pro exp. třídy XC, XF
w/(c + k SF) > 0,45
SF/cement ≤ 0,11
Vysokopecní
struska (GBFS)0,55 až 1,05 – 1,3 až 1,9
k = 0,6 pro CEM I a CEM II/A
GBFS/cement ≤ 1 Firem
ní p
reze
nta
ce
5 8 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
N O R M Y • J A K O S T • C E R T I F I K A C E ❚ S T A N D A R D S • Q U A L I T Y • C E R T I F I C A T I O N
• model dle Papadakise [13], kde je
k-hodnota jedním ze vstupních para-
metrů (model a),
• model dle Jianga [12], kde k-hodno-
ta není vstupním parametrem (mo-
del b).
Hodnoty vstupních parametrů pro
oba modely byly zadány v souladu
s experimentálními podmínkami a slo-
žením vzorků použitých v experimen-
tu Jiangem a kol. [12] a jsou shrnu-
ty v tab. 3. Vzhledem k tomu, že auto-
ři použili jako příměs křemičitý popílek
(obsahující 3,69 % CaO), byly zvoleny
tři varianty k-hodnoty:
• k = 0,2 jak je doporučeno v původ-
ním znění normy pro složení a vlast-
nosti betonu EN 206 [4] v přípa-
dě použití popílku a cementu typu
CEM I 32,5,
• k = 0,4 jak je doporučeno v novém
znění normy EN 206 [5],
• k = 0,5 jak bylo experimentálně zjiště-
no Papadakisem [13].
V případě modelu a, který využívá
koncepce k-hodnoty, byla zjištěna nej-
větší shoda s experimentálně naměře-
nými hodnotami hloubky karbonatace
při použití Papadakisem experimen-
tálně určené k-hodnoty (k = 0,5) [13].
Z uvedeného tedy vyplývá, že k-hod-
nota doporučená normou EN 206-1
(k = 0,2 [4], k = 0,4 [5]) byla pravdě-
podobně vyvinuta pro účely pevnos-
tí betonu.
Jak bylo zmíněno dříve, tato hodnota
se mj. liší též podle vlastnosti, ke kte-
ré se vztahuje (pevnost betonu, odol-
nost proti karbonataci, či působení
chloridů), proto pravděpodobně pou-
žití k-hodnot z normy neposkytuje při
výpočtu výsledky odpovídající expe-
rimentu. V obou případech jsou při
použití k-hodnoty z EN 206 [4, 5] vy-
počteny vyšší hodnoty hloubky kar-
bonatace než experimentálně urče-
né. Z uvedeného vyplývá, že software
FReET-D může být podobným způso-
bem využit mj. pro částečnou verifi-
kaci „problematických“ vstupních pa-
rametrů (v tomto případě k-hodnoty),
které pak lze následně použít k mode-
lování karbonatace betonu s podob-
ným složením.
V případě modelu b (bez použití
k-hodnoty jako vstupní veličiny) bylo
dosaženo nejbližších výsledků ve srov-
nání s experimentálně zjištěnými hod-
notami (tab. 2).
Vzhledem k tomu, že vstupní para-
metry obou modelů (tab. 3) lze zadá-
vat jako proměnné veličiny, lze pro vý-
stupní hloubky karbonatace obdržet
Tab. 2 Predikované a experimentálně určené hloubky karbonatace ❚ Tab. 2 Predicted and
experimentally observed carbonation depths
Čas [dny]Hloubka karbonatace –
střední hodnota [mm]COV [%] PDF
7
Experimentálně určená 13 – –
model a (k = 0,2) 21,6 9,2 gamma (2 par)
model a (k = 0,4) 14,7 9,9 lognormální (3 par)
model a (k = 0,5) 12,1 10,5 lognormální (2 par)
model b 9,7 21,6 lognormální (3 par)
14
Experimentálně určená 16 – –
model a (k = 0,2) 30,6 9,2 normální
model a (k = 0,4) 20,8 9,9 normální
model a (k = 0,5) 17,1 10,5normální (jednostranně
ohraničené)
model b 13,3 21,7 lognormální (3 par)
28
Experimentálně určená 18 – –
model a (k = 0,2) 43,3 9,2 Weibull max (3 par)
model a (k = 0,4) 29,4 9,9 beta
model a (k = 0,5) 24,2 10,4 lognormální (3 par)
model b 18,2 21,5 Weibull min (3par)
Tab. 3 Vstupní parametry pro modely ❚ Tab. 3 Input parameters for models
Vstupní veličina [jednotka] PDF Střední hodnota COV [%] Model
Čas [roky] deterministické0,0192, 0,0383
a 0,0767a, b
Množství CO2 v okolní atmosféře [mg/m3] normální 3,6667 × 105 12 a, b
Relativní vlhkost [%]beta
(a = 0, b = 100)70 7 a, b
Množství cementu [kg/m3] normální 150 3 a, b
Množství vody [kg/m3] normální 127 3 a, b
Množství popílku [kg/m3]lognormální
(2 par)183 1 a, b
Objemová hmotnost cementu [kg/m3] normální 3 100 2 a
k-hodnota [-] deterministické 0,2, 0,4 a 0,5 - a
Stupeň hydratace cementu [-]
normální
(oboustranně
ohraničené)
0,83 (7 dní)
0,85 (14 dní)
0,88 (28 dní)
5 b
Hmotnostní procenta CaO v cementu [%]
normální
(oboustranně
ohraničené)
63,78 5 b
Hmotnostní procenta SiO2 v cementu [%]
normální
(oboustranně
ohraničené)
21,45 5 b
Hmotnostní procenta Al2O3 v cementu [%]
normální
(oboustranně
ohraničené)
4,68 5 b
Hmotnostní procenta Fe2O3 v cementu [%]
normální
(oboustranně
ohraničené)
6,15 5 b
Hmotnostní procenta SO3 v cementu [%]
normální
(oboustranně
ohraničené)
1,08 5 b
Stupeň hydratace popílku [-]
normální
(oboustranně
ohraničené)
0,16 (7 dní)
0,17 (14 dní)
0,19 (28 dní)
5 b
Hmotnostní procenta CaO v popílku [%]
normální
(oboustranně
ohraničené)
3,69 5 b
Hmotnostní procenta SiO2 v popílku [%]
normální
(oboustranně
ohraničené)
44,98 5 b
Hmotnostní procenta Al2O3 v popílku [%]
normální
(oboustranně
ohraničené)
30,08 5 b
Hmotnostní procenta Fe2O3 v popílku [%]
normální
(oboustranně
ohraničené)
13,92 5 b
Hmotnostní procenta SO3 v popílku [%]lognormální
(2 par)0,15 5 b
Parametr zohledňující vliv
pórového systému betonudeterministické 2,1 - b
5 96 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
N O R M Y • J A K O S T • C E R T I F I K A C E ❚ S T A N D A R D S • Q U A L I T Y • C E R T I F I C A T I O N
jejich rozptyl, což může mnohem lé-
pe postihnout reálné chování. Např.
v případě modelu b je rozptyl hloub-
ky karbonatace popsaný variačním
koefi cientem COV = 21,5 %, tj. např.
pro stáří betonu 28 dní spadá přibliž-
ně 70 % možných realizací hloubky
karbonatace do intervalu mezi 14,3 až
22,1 mm.
Pomocí uvedeného softwaru lze pro
hloubku karbonace též automaticky
určit nejbližší pravděpodobnostní dis-
tribuční funkci (PDF) pomocí Kolmogo-
rova-Smirnova testu (tab. 2).
ZÁVĚREČNÉ POZNÁMKY
Předložený článek pojednává o pro-
blematice preskriptivních a performan-
ce-based postupů při úlohách specifi-
kace či posuzování betonu s příměs-
mi II. druhu s ohledem na životnost.
Vychází se z normy EN 206 a je dis-
kutován zejména koncept k-hodno-
ty a možnosti modelování, přičemž se
připomíná okolnost, že součinitel k zo-
hledňující účinnost příměsi závisí kro-
mě typu SCM též na druhu degrada-
ce a řadě dalších okolností. Nalezení
hodnot vhodných pro všechny situa-
ce je prakticky nemožné a v textu se
dokládá, že výpočetní modelování de-
gradačního efektu může být schůdnou
cestou.
Připomeňme také, že dlouhodobé
zkušenosti a dobře dokumentovaná
dlouhodobá měření degradace be-
tonových vzorků/konstrukčních prv-
ků vyrobených s SCM téměř neexistu-
jí. Jedním z důvodů je skutečnost, že
se některé druhy příměsí začaly pou-
žívat až v nedávných letech. Také vý-
sledky zrychlených testů neposkytují
záruku realistického obrazu dlouhodo-
bé skutečnosti.
Modelování může proto posloužit ja-
ko schůdná alternativa. Jestliže existu-
je vhodný a dostatečně obecný soft-
warový nástroj, je možno modely po-
užívat v praxi, další pak testovat či vy-
víjet. Euronorma EN 206 k tomu jistý
návod poskytuje, i když ne příliš jasně
a jednoznačně.
Tento článek byl finančně podpořen grantem
P104/12/0308 Grantové Agentury ČR.
Autoři děkují rovněž Ing. Michalu Števulovi,
Ph.D., za zapůjčení některých vědeckých
materiálů.
RNDr. Markéta Chromá, Ph.D.
e-mail: [email protected]
prof. RNDr. Pavla
Rovnaníková, CSc.
e-mail: [email protected]
prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc.
e-mail: [email protected]
všichni: Fakulta stavební VUT v Brně
Text článku byl posouzen odborným lektorem.
Literatura:
[1] Teplý B.: Performance-based navrhování
betonových konstrukcí a specifikace
betonu, Beton TKS 2/2009, s. 42–45
[2] ISO 16204: Durability – Service life
design of concrete structures, 2012
[3] fib Draft Model Code 2010, fib Bulletins
No. 65 and 66, International Federation
for Structural Concrete, Lausanne,
Switzerland, 2012
[4] ČSN EN 206-1 (2001) Beton, Část 1:
Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda
(vč. změn Z1 až Z3)
[5] prEN 206: Concrete – Specification,
performance, production and conformi-
ty, Final Draft European Standard, 2013
[6] Rovnaníková P., Teplý B.: Obsah hyd-
roxidu vápenatého v betonech se
silikátovými příměsmi – důležitý faktor
při posuzování životnosti betonových
konstrukcí, Beton TKS 2/2009, s. 38–41
[7] Chromá M., Pernica F., Teplý B.:
Blended cements, durability and reliabili-
ty of concrete structures, Proc. 2nd Inter.
Symp. Non-Traditional Cement and
Concrete, Brno, Czech Republic, 2005,
216–223
[8] Smith I. A.: The design of fly-ash con-
cretes, Proc. of the Institution of Civil
Engineers, 36 (1967), 769–790
[9] CEN/TC 104/SC 1 N 717: Use of
k-value concept, equivalent concrete
performance concept and equivalent
performance of combinations con-
cept, CEN Technical report, TG5-170,
October 26th 2011
[10] ISO 13823: General Principles on the
Design of Structures for Durability, 2008
[11] Teplý B.: Jsou již mezní stavy uzavřenou
kapitolou? Konstrukce 3/2005, 10–11
[12] Jiang L., Lin B., Cai Y.: A model for
predicting carbonation of high-volume
fly ash concrete, Cement and Concrete
Research, 30 (2000) 699–702
[13] Papadakis V. G.: Effect of supplementa-
ry cementing materials on concrete resi-
stance against carbonation and chloride
ingress, Cement and Concrete Research
30 (2000) 291–299
Firem
ní p
reze
nta
ce
NADPIS CESKY ❚ NADPIS AGLICKYVLADIMÍR KŘÍSTEK 75 LET
6 0
A K T U A L I T Y ❚ T O P I C A L S U B J E C T S
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 3
V polovině října 2013 se
dožil sedmdesáti pěti let
prof. Ing. Vladimír Křístek,
DrSc., FEng., zakládající člen
a člen Rady Inženýrské aka-
demie České republiky, pro-
fesor Katedry betonových
a zděných konstrukcí Sta-
vební fakulty ČVUT v Praze.
Ke stavebnictví se dostal
pouhou náhodou, když mu
po dokončení základní ško-
ly bylo, jako synu příslušní-
ka československých legií
v Rusku, znemožněno studo-
vat na gymnáziu s cílem věnovat se matematice a fyzice. Je-
diným vhodným a schůdným řešením byla průmyslová ško-
la a poté stavební fakulta, kterou vystudoval s vyznamenáním.
V souladu se svým teoretickým zaměřením nastoupil jako
asistent na katedru mechaniky, a současně za několik měsí-
ců zvládl vědeckou aspiranturu včetně disertační práce. Tato
rychlost vzbudila nelibost tehdejšího vedení katedry mecha-
niky, takže přešel na katedru betonových konstrukcí a mos-
tů, kde ještě před dosažením třicítky předložil habilitační práci
a byl následně jmenován docentem. V dalších několika letech
vydal dvě knižní monografie, uveřejnil řadu původních článků,
mezi nimi několik v zahraničí (což v té době nebylo vůbec jed-
noduché), měl vyzvanou přednášku na celosvětovém kongre-
su a předložil disertační práci pro získání tehdejší nejvyšší kva-
lifikace doktora věd (DrSc.). Z politických důvodů byla obha-
joba zdržována, avšak přesto byl po dlouhá léta jedním z nej-
mladších nositelů této vědecké hodnosti. Též jmenování profe-
sorem se z politických důvodů protáhlo na několik let.
Po změně režimu v roce 1989 byl jako naprostá výjim-
ka: profesor nestraník, povolán do funkce proděkana fakulty
a do funkce vedoucího katedry, kterou zastával 15 let.
Počet jeho publikací přesahuje číslo 700 (včetně jedenác-
ti knižních monografií), z toho značná část v zahraničí. V rámci
rozsáhlé mezinárodní spolupráce, jako Visiting Professor a vý-
zkumný pracovník několikrát pracovně pobýval v USA, Velké
Británii, Německu, Finsku a Itálii. Na zahraničních univerzitách
pronesl na základě pozvání desítky přednášek a byl též před-
nášejícím několika mezinárodních postgraduálních škol. Opa-
kovaně působil jako funkcionář mnoha konferencí (generální
reportér konference, předseda zasedání konference, člen vě-
deckého výboru konference apod.).
Dosáhl řady vysokých ocenění: dvakrát Státní cenu (za roz-
voj metod analýzy komorových mostů a za přínosy ve výzku-
mu vlivů objemových změn betonu), dvakrát medaili Minister-
stva školství mládeže a tělovýchovy, dvakrát Cenu ČSAV, dva-
krát Felberovu medaili ČVUT.
Jeho nejzávažnější původní přínosy spočívají zejména ve vy-
tvoření a rozvoji:
• teorie prostorového působení komorových nosníků,
• teorie lomenic pro aplikace v inženýrském a zejména most-
ním stavitelství, která byla po řadu let nejpoužívanějším po-
stupem při statických výpočtech mostů,
• inženýrské relaxační metody pro analýzu vlivu dotvarování
betonu na vývoj namáhání konstrukcí měnících během vý-
stavby statický systém – tato metoda je jádrem dosud stá-
le oblíbeného programu TM18 vytvořeného Ing. I. Sitařem,
CSc.,
• teorie tlačených štíhlých betonových prvků respektující ma-
teriálovou a geometrickou nelinearitu (ve spolupráci s prof.
L. Jandou, prof. J. Procházkou a doc. M. Kvasničkou),
• teorie stability tlačených pásů komorových mostů (ve spolu-
práci s prof. M. Škaloudem),
• teorie projevů smykového namáhání komorových nosníků,
zejména ochabnutí smykem.
V posledním období se zabývá také problematikou nadměr-
ných a v čase narůstajících průhybů mostů velkých rozpě-
tí z předpjatého betonu. Se svými spolupracovníky prokázal,
že nejen výstižné vyjádření vývoje dotvarování betonu je pod-
mínkou úspěšné predikce vývoje deformací; významné je i di-
ferenční smršťování, projevy smykových deformací a uspořá-
dání předpětí.
Prokázalo se též, že předpětí, které je účinné pro redukci prů-
hybů, není svými intenzitami ani uspořádáním obecně shod-
né s předpětím účinným pro redukci napětí v průřezech a na-
opak. Předepnout konstrukci správně neznamená co nejví-
ce, ale inteligentně tak, aby bylo vyhověno oběma úrovním
posuzování.
Dalším nedávným přínosem je analytické řešení vlivu dotva-
rování betonu při změnách statického systému půdorysně za-
křivených mostů. Pro výpočty komorových mostů v půdorys-
ném zakřivení chyběly nejen programy, ale i základní teoretické
rozvahy a analýzy, zejména zhodnocení závažnosti změn sta-
tického systému v průběhu výstavby. Jde o jeden stupeň vyšší
úroveň redistribuce vnitřních sil v konstrukci, neboť probíhá ne-
jen v rámci ohybových účinků jako u přímých mostů, ale do in-
terakce vstupují i krouticí účinky.
Jedním z aktuálních témat jeho zájmu je problematika sin-
gulárních oblastí mostů a ztrát předpětí – prokazuje se, že pro
popis reálného vývoje ztrát předpětí je nutno opustit výpo-
čty nosníkového typu se základním předpokladem, že průře-
zy po deformaci konstrukce zůstávají rovinné a kolmé k prů-
hybové čáře.
Z dalších aktivit Vladimíra Křístka je možno připomenout zá-
sadní zásluhy v řešení sporů o nejvhodnější přístup k opravě
Karlova mostu v Praze, kde jako předseda Pracovní expertní
skupiny jmenované primátorem spolupracoval na analýze této
mimořádně exponované konstrukce a významně se zasloužil
o prosazení památkově šetrného a nejvýstižnějšími materiálo-
vými modely prověřeného optimálního řešení opravy.
Prof. Vladimír Křístek je též zapojen do výzkumu řady velmi
aktuálních problémů některých projektovaných nebo realizo-
vaných mostních konstrukcí, např. konstrukcí ekoduktů, nebo
výskytu a rozvoje poruch indikovaných ve svarech lamelových
pásnic nosné konstrukce mostu přes Lochkovské údolí a jejich
závažnosti pro bezpečnost konstrukce v průběhu jejího před-
pokládaného životního cyklu.
Prof. Vladimír Křístek stále aktivně působí na Katedře beto-
nových a zděných konstrukcí pražské Stavební fakulty. Podílí
se na řešení grantových projektů a zejména úzce spolupracuje
s doktorandy. Je vždy připraven kdykoli pomoci radou i pod-
porou v zájmu pokroku a prosazení účelných řešení. Patří me-
zi vynikající odborníky s lidským přístupem k studentům i star-
ším spolupracovníkům. Proto jsou jeho rady a služby velmi žá-
dány a využívány.
Do dalších let mu přejeme pevné zdraví, hodně štěstí a přízni-
vé podmínky pro další činnost a úspěšnou tvůrčí práci.
Jan L. Vítek a Jan Vítek
A K T U A L I T Y ❚ T O P I C A L S U B J E C T S
6 16 / 2 0 1 3 ❚ 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
VYUŽIJTE DATA3D MODELU KONSTRUKCE
TAKÉ PRO VÝROBU A MONTÁŽ!
www.construsoft .cz
TEKLA STRUCTURESW kompletní výrobní dokumentace
pro monolitické i prefabrikované
konstrukce
W automaticky generované výkresy,
včetně výztuží
W propojení modelu se statickými
programy
W automatizace výroby prefabrikátů
W možnost plánování a řízení stavby
Kontaktujte nás
a vyzkoušejte zdarma program
TEKLA STRUCTURES.
Profesor Tomáš Vaněk (*17. 1. 1936,
†17. 11. 2013) se narodil v Chodově na Do-
mažlicku. Vyučil se tesařem a své ma-
nuální zručnosti si následně doplnil studiem
na Střední průmyslové škole tesařské ve Vo-
lyni. V letech 1953 až 1958 studoval Fakultu
inženýrského stavitelství ČVUT v Praze a již
v listopadu 1958 nastoupil jako asistent pro-
fesora K. Hrubana na tehdejším Ústavu be-
tonových konstrukcí. Jako začínající asistent
pracoval souběžně po několik let jako pro-
jektant na částečný úvazek v n. p. Armabe-
ton a n. p. Inženýrské a průmyslové stavby.
V roce 1972 obhájil na fakultě stavební kan-
didátskou disertační práci, která se zabývala
rekonstrukcemi staveb a která dala zásadní
směr jeho odborné činnosti. V roce 1977 byl
jmenován docentem, v roce 1987 mu byla
udělena vědecká hodnost doktora technic-
kých věd a v roce 1988 byl jmenován řádným profesorem. Vedl
diplomové projekty a školil početnou řadu doktorandů, kterým
dal do vínku pracovitost, jež mu byla tak vlastní. V letech 1981
až 1990 byl profesor Vaněk vedoucím Katedry betonových kon-
strukcí a mostů. Na ČVUT působil plných 55 let.
Výsledky jeho pedagogické práce byly oceněny stříbrnou Fel-
berovou medailí ČVUT a pamětní medailí Fakulty stavební ČVUT
k 300. výročí založení inženýrské školy v Praze. Jeho záslužnou
dlouholetou pedagogickou činnost ocenil rektor ČVUT v Praze
jmenováním emeritním profesorem.
Jeho první výzkumné práce byly zaměře-
ny na problematiku styčníků montovaných
betonových konstrukcí. V 70. letech se za-
býval využitím drátků pro zlepšení vlastností
betonu. Následovaly výzkumné práce v ob-
lasti zesilování, kterému se společně s re-
konstrukcemi staveb věnoval až do kon-
ce svého života. Svými pracemi významně
přispěl k rozvoji těchto technických disci-
plín. Za přínosy v oboru mu byl v roce 1998
udělen Sdružením pro sanace titul Význam-
ná osobnost v oboru sanací. Byl také čest-
ným členem České betonářské společnos-
ti. Své zkušenosti shrnul v úspěšné knize
Rekonstrukce staveb, která vyšla ve dvou
vydáních (SNTL 1985 a doplněné vydá-
ní 1989) a v početné řadě odborných člán-
ků publikovaných v odborných časopisech
a na konferencích. Jeho vystoupení na kon-
ferencích byla vždy s velkým zájmem sledována. Rád předná-
šel a školil na seminářích, kam přicházel s krabicemi diapoziti-
vů prezentujících úspěšné i neúspěšné stavby a rekonstrukce.
Rozsáhlá byla též jeho činnost soudního znalce. Za odbor-
ný přínos v této oblasti mu udělila Komora soudních znalců ČR
čestné členství.
Prof. Vaněk zasvětil celý svůj život práci ve svém oboru a do-
sáhl uznání širokého okruhu odborníků. Odešel člověk, který za-
nechal v oboru rekonstrukcí dílo trvalé hodnoty.
Vladislav Hrdoušek
PROF. ING. TOMÁŠ VANĚK, DRSC., ZEMŘEL
NADPIS CESKY ❚ NADPIS AGLICKY
6 2
A K T U A L I T Y ❚ T O P I C A L S U B J E C T S
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 3
ŽIVOTNÍ JUBILEUM
PROF. ING. ALENY KOHOUTKOVÉ, CSC., FENG.
V říjnu 2013 oslavila význam-
né životní jubileum profe-
sorka Alena Kohoutková,
členka Inženýrské akademie
České republiky, děkanka
Stavební fakulty Českého
vysokého učení technické-
ho v Praze – dosud jediná
žena, která, od jejího zalo-
žení, stála v čele této fakulty.
Prof. Kohoutková se naro-
dila v Praze. Po absolvová-
ní střední školy – gymnázia
U Libeňského zámku, by-
la přijata na Stavební fakultu
ČVUT v Praze, obor Pozemní stavby, kterou ukončila stát-
ní závěrečnou zkouškou s vyznamenáním. Na této fakul-
tě pokračovala ve studiu na Katedře betonových konstruk-
cí a mostů jako interní aspirantka. V roce 1983 nastoupila
do Projektového ústavu Výstavby hlavního města Prahy jako
statička a analytička a současně přestoupila na externí aspi-
ranturu, kterou dokončila o dva roky později získáním hod-
nosti kandidát technických věd v oboru Teorie a konstrukce
inženýrských staveb. Od roku 1992 pracovala krátkou do-
bu v Kloknerově ústavu ČVUT v Praze jako vědecká pra-
covnice. Poté přešla na Stavební fakultu, Katedru betono-
vých konstrukcí a mostů, kde působí dodnes. Prošla od od-
borné asistentky, přes docentku, až po profesorku v oboru
Teorie stavebních konstrukcí a materiálů. Současně zastá-
vala několik let funkci zástupkyně vedoucího katedry a od
roku 2004 funkci vedoucí katedry. V letech 2005 až 2009
působila jako prorektorka ČVUT pro studijní záležitosti.
Významné místo v jejích rozsáhlých aktivitách zaujímá pe-
dagogická činnost. Její přednášky v předmětech betono-
vých konstrukcí nebo v předmětech doktorského studia
jsou velmi inspirativní. Jako vedoucí diplomových a bakalář-
ských prací připravila již mnoho studentů k úspěšné obha-
jobě. Pro svoji odbornou úroveň a vstřícnost je vyhledávaná
jako školitelka Ph.D. studentů. A samozřejmě má za sebou
mnoho oponentských posudků doktorských a habilitačních
prací. Působí také v komisích pro státní závěrečné zkoušky,
pro obhajoby doktorských prací, v komisích habilitačních
a jmenovacích. Aktivně prosazuje zavádění nových studij-
ních předmětů, které jsou reakcí na rychlý technický pokrok
a umožní snadné uplatnění absolventů v praxi.
V oblasti vědeckovýzkumné a odborné se věnuje zejmé-
na problematice výpočtové analýzy a modelování vláknobe-
tonových prvků a konstrukcí, řešení objemových změn be-
tonových konstrukcí, zejména vlivu dotvarování a smršťová-
ní, modelů pro mezní stavy použitelnosti, recyklace betonu
a estetiky v návrhu betonových konstrukcí. Významná je je-
jí spolupráce na přípravě seminářů k zavádění evropských
norem pro navrhování betonových konstrukcí. Je autorkou
mnoha odborných posudků, recenzí článků a příspěvků,
posudků domácích i zahraničních projektů. Napsala sama
nebo jako spoluautorka více než 200 článků v odborných
časopisech a ve sbornících konferencí, uskutečnila celou řa-
du vyzvaných přednášek.
Při vyslovení jejího jména se každému vybaví vláknobeton
– materiál, kterému věnovala podstatnou část své odborné
kariéry: stála jak u prvních experimentů při ověřování jeho
charakteristik, tak i u jeho pozdějších aplikací na inženýrské
stavby. To ona byla iniciátorkou mezinárodních konferencí
FibreConcrete – Technology, Design, Application, kte-
ré organizuje pravidelně od roku 2007 Katedra betonových
a zděných konstrukcí ČVUT a které jsou od roku 2009 uve-
deny v databázi konferencí společnosti Thomson Reuters.
Prof. Kohoutková je činná jako vedoucí vědeckých týmů,
na zahraničních univerzitách pronesla, na základě pozvá-
ní, řadu přednášek. Byla též přednášející na několika me-
zinárodních postgraduálních školách. V roce 1999 vyces-
tovala na pozvání do USA, kde přednesla vyzvané před-
nášky na téma Moderní metody návrhu betonových mostů:
na University of California v San Diegu a na Northwestern
University v Evanstonu. Od roku 2001 se pravidelně po tři
roky přednáškami účastnila kurzů v Řecku na TU of Athens
s tématikou betonových konstrukcí a mostů: Nejnovější vý-
voj teorie předepjatých betonových mostů, Moderní analýza
mostů a Použitelnost betonových konstrukcí. Zúčastnila se
aktivně mnoha našich a několika desítek zahraničních a me-
zinárodních odborných konferencí a kongresů, kde přednes-
la desítky příspěvků.
Profesorka Kohoutková je aktivní členkou významných
českých i zahraničních odborných organizací a řady me-
zinárodních pracovních komisí a skupin, např. v Česku je
členkou Inženýrské akademie České republiky, členkou pre-
sidia ČSSI a členkou výboru ČBS. V zahraničí je dlouhole-
tou členkou komise TG 4.1 Modely použitelnosti a dále člen-
kou fib, členkou Mezinárodní asociace pro údržbu a použi-
telnost mostů (IABMAS) a Evropské společnosti pro inženýr-
ské vzdělávání (SEFI).
A nesmíme zapomenout na její působení ve vědeckých ra-
dách předních českých univerzit: Vědecké rady ČVUT, Vě-
deckých rad stavebních fakult ČVUT v Praze, VUT v Brně
a VŠB-TU v Ostravě.
Velmi plodná je její spolupráce s výrobními podniky. Ře-
šitelský kolektiv pod jejím vedením získal významná oce-
nění za uplatnění vláknobetonu v praxi: Cenu inovace ro-
ku 2008 za mostní římsu vyrobenou z vláknobetonu s po-
lypropylénovými vlákny (spoluúčast SMP, a. s.) a Cenu ino-
vace roku 2011 za vývoj předpjatého vláknobetonové-
ho sloupku protihlukových stěnových systémů (spoluúčast
SMP, a. s.). Kolektivem navržená Plovoucí plošina z vlákno-
betonu pro hnízdění rybáka obecného (spoluúčast Česko-
moravský štěrk, a. s.) se dostala do finále soutěže Inova-
ce roku 2009.
Profesorka Kohoutková je řešitelkou nebo spoluřešitel-
kou jak výzkumných projektů a záměrů odborných, tak
i projektů pedagogických a rozvojových. Za svou práci by-
la prof. Kohoutková oceněna Medailí ČVUT 2010 a Medailí
ČKAIT 2012.
Široký přehled ve svém oboru, vynikající orientace v teore-
tické oblasti a praktické zkušenosti, vlídné vystupování, lid-
ský přístup a ochota vždy si najít čas pro odborné rady i pro
přátelský pohovor, to jsou vlastnosti, jimiž prof. Kohoutková
vždy vynikala. Dosáhla vynikajících výsledků, uznání odbor-
níků a obdivu svých spolupracovníků. Proto jí všichni přeje-
me mnoho úspěchů a pevné zdraví do dalších let činnosti.
Vladimír Křístek
6 36 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N
A K T U A L I T Y ❚ T O P I C A L S U B J E C T S
Berlín / Drážďany, 05. 09. 2013. Rok
2012 přinesl podle výpočtů Spolkové-
ho svazu německého průmyslu trans-
portbetonu (BTB) pokles výroby ze
48 mil. m3 v minulém roce (2011) na
46 mil. m3 v roce 2012 pro přibližně
600 výrobců transportbetonu s celkem
1 905 stacionárními a mobilními beto-
nárnami. Obrat klesl ze zhruba 3,1 mld.
Euro na téměř 3 mld. Euro.
Svaz se domnívá, že příčinou poklesu
je jednak opatrnost soukromého sek-
toru u stavebních investic do nebyto-
vé výstavby, jakož i pokles veřejných
stavebních investic, který představo-
val přibližně 10 % pouze v komunál-
ní oblasti. Komerční stavební investi-
ce se v roce 2012 reálně snížily celkem
o 2,1 %. Pouze bytová výstavba byla
s + 0,9 % i nadále expanzivní. Omezo-
vání stavebních prací během kruté zi-
my v únoru a brzký příchod zimy v pro-
sinci dokonaly vše ostatní.
Regionálně dále došlo k tomu, že vel-
ké projekty jako letiště Berlín-Branden-
burg a přístav Jade-Weser, byly ukon-
čeny hrubou stavbou. A nové projekty
jako Stuttgart 21 byly zahajovány jen
pomalu. Výroba klesla v nových spol-
kových zemích o dalších 7,3 %, což je
mnohem více než ve starých spolko-
vých zemích, které zaznamenaly po-
kles o 3,4 %.
PERSPEKTIVY ODVĚTVÍ
Pro rok 2013 počítá prezident Svazu
Dr. Erwin Kern s dalším lehkým pokle-
sem výroby v hodnotě cca 1 %.
Dlouhá zima, trvající až do dubna le-
tošního roku (2013), způsobila do květ-
na schodek asi 10 % proti předchozí-
mu roku, který by však mohl být podle
odhadu BTB ve zbývajících měsících
znovu vyrovnán vzhledem k tomu, že
stav zakázek je vysoký a projekty, od-
ložené kvůli špatnému počasí, lze ny-
ní realizovat.
Dr. Kern uvádí: „Naše výroba je i přes
lehký pokles stále ještě na srovnatel-
ně vysoké úrovni. Je politováníhodné,
že se našemu oboru nedaří jako dří-
ve převádět dále na trh zvyšování cen
energií a výchozích surovin, jakož i zvý-
šené mzdové náklady.“
Za rozhodující faktory dalšího hospo-
dářského rozvoje průmyslu transport-
betonu považuje Svaz míru připrave-
nosti státu investovat do infrastruktury,
zejména do komunikací, mostů a pro-
tipovodňových opatření. Dr. Kern dá-
le uvádí: „I výstavba energetických sítí
v průběhu změny zdrojů energie a no-
vá výstavba lokálních elektráren k vy-
rovnání zatížení větrných a slunečních
zdrojů energie musí být konečně roz-
běhnuta. Nevidím zde zatím žádný zna-
telný pokrok.“
Dr. Erwin Kern
předseda
Bundesverband der Deutschen
Transportbetonindustrie e.V. (BTB)
(Německý svaz výrobců
transportbetonu)
NĚMECKÝ TRANSPORTBETON
PRODUKUJE 46 MIL. M3
Statika a dimenzacestavebních konstrukcí
• Posouzení krátké konzoly metodou náhradní příhradoviny dle ČSN EN 1992-1-1• Příhradové modely pro přímo i nepřímo uložené konzoly• Výběr různých tvarů konzol• Posouzení hlavní výztuže vodorovné a svislé smykové výztuže
Nový programKrátká konzola
y m tet ddodou
Geotechnické programy
Novinky ve verzi 17:
• Nové Inženýrské manuály - Díl 2: pilotové základy - Díl 3: MKP, proudění, tunely• Nové šrafy zemin a práce s nimi, upravené grafické prostředí a ikony• Posouzení tažené patky• Mikropilota - únosnot dle Bustamante• Vyztužené náspy - nové katalogy geovýztuh• Stabilita svahu, MKP - nové zadání pórových tlaků• MKP - Hypoplastický model ... a další
Firem
ní p
reze
nta
ce
Obr. 1 Výroba transportbetonu v Německu
v období 2003 až 2012 [tis. m3]
1
SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA
6 4 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3
A K T U A L I T Y ❚ T O P I C A L S U B J E C T S
SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR
JUNIORSTAV 2014
16. odborná konference doktorského studia
Termín a místo konání: 30. ledna 2014, Brno
Kontakt: http://juniorstav2014.fce.vutbr.cz
MOSTY 2014
19. mezinárodní sympozium
Termín a místo konání: 24. a 25. dubna 2014, Brno
• Mostní objekty v ČR – výstavba, správa a údržba,
normy
• Mosty v Evropě a ve světě
• Mosty v ČR – věda a výzkum
• Mosty v ČR – projekty a realizace
Kontakt: www.sekurkon.cz
SANACE 2014
24. mezinárodní sympozium
Termín a místo konání:
22. a 23. května 2014, Brno
Kontakt: www.sanace-ssbk.cz
(detaily budou upřesněny)
CONCRETE ROADS 2014
12. mezinárodní sympozium
Termín a místo konání: 23. až 26. září 2014,
Clarion Congress Hotel Praha
• Sustainable pavements
• Solutions for urban areas
• Design and construction
• Maintenance and rehabilitation
Kontakt: e-mail: [email protected],
www.concreteroads2014.org
CCC 2014
10. Středoevropský
betonářský kongres
Termín a místo konání: 1. a 2. října 2014, Liberec
Kontakt: www.cbsbeton.eu
(detaily budou upřesněny)
ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA
IMPROVING PERFORMANCE
OF CONCRETE STRUCTURES
4. mezinárodní fib kongres
Termín a místo konání:
10. až 14. února 2014, Mumbai, India
• Existing structures
• Codal requirements
• Design and construction
• Research and testing
• High performance specification
• Search of new materials and methods
Kontakt: www.fibcongress2014mumbai.com
58. BETONTAGE – SMART CONCRETES
Mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 18. až 20. února 2014,
New-Ulm, Německo
• Structural precast
• Built examples, technical concepts
• Future prospects for concrete
• Power generation and climate protection
• Future potentials for concrete
Kontakt: www.betontage.com
BAUKONGRESS 2014 (dříve Betontag)
Mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 3. a 4. dubna 2014,
Vídeň, Rakousko
• Angewandte Forschung und Entwicklung
• Aktuelle Verkehrsinfrastrukturprojekte
• Aktuelle Hochbauprojekte
• Tunnel & Brücke, Straße & Schiene
• Projekte in den Nachbarländern Österreichs
• Bauen im internationalen Bereich
• Ingenieurprojekte im Energiebereich/alternative
Energien
• Hochhaus-, Geschäfts- und Bürohausbau
• Industrie- und Kommunalbau
• Umwelttechnik
Kontakt: www.baukongress.at
CONCRETE AND REINFORCED
CONCRETE – GLANCE AND FUTURE
3. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 12. až 16. května 2014,
Moskva, Rusko
Kontakt: http://concrete2014.mgsu.ru/en/
CONCRETE INNOVATION
CONFERENCE – CIC 2014Termín a místo konání: 11. až 13. června 2014,
Oslo, Norsko
• Environmentally friendly concrete structures
• Efficient construction
• Structural design and structural performance
• Prolongation of service life
Kontakt: www.cic2014.com
BETÓN NA SLOVENSKU 2010 – 2014
Celoslovenská konference Termín a místo konání: 6 až 11/2014, termín bude
upřesněn (změna, původní termín 11/2013),
Grand hotel Bellevue, Vysoké Tatry, Slovensko
Kontakt: http://www.fib-sk.sk
PH.D. SYMPOZIUM IN CIVIL
ENGINEERING
10. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 21. až 23. července 2014,
Quebec, Kanada
• Structural analysis and design
• Innovative structural systems
• Advanced materials
• Sustainability and cost efficiency
• Strengthening and repair
• Monitoring
• Non-Destructive testing
• Durability
Kontakt: www.fib-phd.ulaval.ca
NORDIC CONCRETE RESEARCH
22. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 13. až 15. srpna 2014,
Reykjavik, Island
• Rheology, Self Compacting Concrete, Admixtures,
Mix design, Modeling, Sustainability, Aggregates,
Additives, Carbonation, Chlorides, Corrosion,
Use of fibres, Structural Behaviour, Shrinkage
and Cracking, Testing and Durability
Studenti se mohou ucházet o 10 studentských
cestovních grantů NCR. Více na www.rheo.is.
Kontakt: www.nordicconcrete.net
ENGINEERING FOR PROGRESS,
NATURE AND PEOPLE
37. IABSE sympoziumTermín a místo konání:
3. až 5. září 2014, Madrid, Španělsko
• Innovative design concepts
• Sustainable infrastructures
• Major projects and innovative structures
and materials
• Analysis
• Forensic structural engineering
• Construction
• Operation, maintenance, monitoring,
instrumentation
• Education and ethics
• Cooperation and development projects
Kontakt: www.iabse.org/madrid2014
INNOVATION & UTILIZATION
OF HIGH-PERFORMANCE
CONCRETE
10. mezinárodní fib sympoziumTermín a místo konání:
16. až 18. září 2014, Peking, Čína
Kontakt: www.hpc-2014.com
CONSTRUCTION MATERIALS
AND STRUCTURES
Mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 24. až 26. listopadu 2014,
Johannesburg, Jižní Afrika
• Materials and characterisation
• Performance and service life of structures
• Durability of construction materials
• Sustainability and the environment
Kontakt: http://iccmats-uj.co.za/
Číslo Hlavní témaRedakční
uzávěrka
Objednání
inzerce
Dodání
podkladů
inzerce
Číslo vyjde
1/2014 Pozemní stavby 20. 12. 2013 17. 1. 2014 29. 1. 2014 17. února 2014
2/2014 Technologie – beton v extrémním prostředí 20. 2. 2014 17. 3. 2014 27. 3. 2014 15. dubna 2014
3/2014 Sanace, rekonstrukce a diagnostika 22. 4. 2014 19. 5. 2014 29. 5. 2014 16. června 2014
4/2014 Mosty a dopravní stavby 20. 6. 2014 21. 7. 2014 29. 7. 2014 15. srpna 2014
5/2014 Beton ve veřejném prostoru 20. 8. 2014 18. 9. 2014 29. 9. 2014 16. října 2014
6/2014 Tunely a podzemní konstrukce 20. 10. 2014 18. 11. 2014 26. 11. 2014 15. prosince 2014
1/2014
P O Z E M N Í S T A V B Y
REDAKČNÍ PLÁN NA ROK 2014
® Firem
ní p
reze
nta
ce
Firem
ní p
reze
nta
ce
Získejte titul na beton!
Zapište se i Vy na semináře vypsané v 5. ročníku Beton University, které jsou zařazeny do akreditovaných vzdělávacích
programů v projektech celoživotního vzdělávání ČKAIT i ČKA a získejte „titul na beton“. Pro rok 2014 jsme opět
připravili dva semináře. Na předchozí ročník navazuje seminář Moderní trendy v betonu II. – Betony pro dopravní
stavby. Nově zařazený je seminář Moderní trendy v betonu III. – Provádění betonových konstrukcí. Úplný
program seminářů, registrační formulář a další informace naleznete na www.betonuniversity.cz
ODBORNÍ
PARTNEŘI:
MEDIÁLNÍ
PARTNEŘI:
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