2/2015. TECHNOLOGIE A MATERIÁLY (vliv přísad a příměsí na vlastnosti čerstvého a vyzrálého betonu)

Transkript

1 2/2015 TECHNOLOGIE A MATERIÁLY (vliv přísad a příměsí na vlastnosti čerstvého a vyzrálého betonu)

2 OMEZENÍ TVORBY TRHLIN NÍZKÝ VÝVOJ HYDRATA NÍHO TEPLA Výhodné ešení pro bílé vany PERMACRETE je moderní beton navržený pro výstavbu vodonepropustných konstrukcí, známých pod pojmem bílá vana. Spl uje nejenom p ísné požadavky na pr sak hmotou, ale svým složením také výrazn omezuje množství a ší ku trhlin v konstrukci. Díky své velmi dobré zpracovatelnosti beton usnad uje perfektní provedení dilata ních a pracovních spár s t snícími pro ly. Použití je možné i v chemicky agresivním prost edí XA1, XA2, a XA3. To vše bez použití krystaliza ních p ísad a vláken. Pro lepší stav ní. SNÍŽENÁ HLOUBKA PR SAKU TLAKOVOU VODOU SNADNO ZPRACOVATELNÉ KONZISTENCE BEZ POUŽITÍ KRYSTALIZA NÍCH P ÍSAD Pro více informací kontaktujte: Jakub Šimá ek tel.: , mob.: jakub.simacek@tbg-beton.cz TBG METROSTAV s. r. o. Rohanské náb eží 68, Praha 8 - Karlín

3 CO NAJDETE V TOMTO ČÍSLE SPOLEČNOSTI A SVAZY PODPORUJÍCÍ ČASOPIS SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR K Cementárně 1261, Praha 5 tel.: , fax: svcement@svcement.cz 18 / VYUŽITÍ VHODNÉ KOMBINACE PŘÍMĚSÍ A PŘÍSAD DO BETONU NA VÝZNAMNÝCH STAVBÁCH 34/ OHYBOVÁ ÚNOSNOST DESEK ZTRACENÉHO BEDNĚNÍ VYROBENÝCH Z UHPFRC A VLIV DISTRIBUCE OCELOVÝCH VLÁKEN NA BETONOVÉ KONSTRUKCE EXPERIMENTÁLNY VÝSKUM VPLYVU SÚDRŽNOSTI SEDEMDRÔTOVÝCH LÁN NA PÔSOBENIE DODATOČNE PREDPÄTÝCH DVOJPOĽOVÝCH NOSNÍKOV /55 60/ SKOŘEPINA DVOJÍ KŘIVOSTI NAD OBDÉLNÍKOVÝM PŮDORYSEM SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR Na Zámecké 9, Praha 4 tel.: svb@svb.cz 28/ PRAKTICKÁ ZKUŠENOST S VÝROBOU A DOPRAVOU UHPC BEDNICÍ SYSTÉMY A PLÁNOVÁNÍ JEJICH NASAZENÍ TECHNOLOGIE BETONU PRO VODONEPROPUSTNÉ KONSTRUKCE BÍLÉ VANY /48 /12 SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Sirotkova 54a, Brno tel.: ssbk@ .cz ( ssbk@ssbk.cz dočasně nefunkční) 4/ PŘÍMĚSI DO BETONU ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI Samcova 1, Praha 1 tel.: fax: cbsbeton@cbsbeton.eu 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 1

4 OBSAH CONTENT ROČNÍK: patnáctý ČÍSLO: 2/2015 (vyšlo dne ) 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., prof. Ing. Juraj Bilčík, PhD., doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (předseda), prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místopředseda), Ing. Jan Hrozek, Ing. Jan Hutečka, Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, prof. Ing. Alena Kohoutková, CSc., FEng., doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D., doc. Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Milada Mazurová, doc. Ing. Martin Moravčík, PhD., Ing. Stanislava Rollová, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Ing. Jiří Šrutka, prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., FEng. GRAFICKÝ NÁVRH: 3P, spol. s r. o. Staropramenná 21, Praha 5 SAZBA: 3P, spol. s r. o. Staropramenná 21, Praha 5 IILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic TISK: Libertas, a. s. Drtinova 10, Praha 5 VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, Praha 4 Redakce a inzerce: redakce@betontks.cz Předplatné (i starší výtisky): predplatne@betontks.cz ROČNÍ PŘEDPLATNÉ: základní: 720 Kč bez DPH, 828 Kč s DPH snížené pro studenty a seniory nad 70 let: 270,- Kč bez DPH, 311 Kč s DPH pro slovenské předplatitele: 28 EUR bez DPH, 32,20 EUR s DPH (všechny ceny jsou včetně balného a distribuce) Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E ISSN Podávání novinových zásilek povoleno Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne Za původnost příspěvků odpovídají autoři. Označené příspěvky byly lektorovány. FOTOGRAFIE NA TITULNÍ STRANĚ: Detail ukládání betonu, foto: archiv TBG Metrostav, s. r. o. Boris Renner ÚVODNÍK Vladimír Veselý / 3 TÉMA PŘÍMĚSI DO BETONU Rudolf Hela / 4 OHLÉDNUTÍ ZA TRENDY SPECIFIKACE BETONU A JEJICH VÝVOJEM Neil Crook / 11 MATERIÁLY A TECHNOLOGIE TECHNOLOGIE BETONU PRO VODONEPROPUSTNÉ KONSTRUKCE BÍLÉ VANY Robert Coufal, Jan L. Vítek, Kristýna Chmelíková / 12 VYUŽITÍ VHODNÉ KOMBINACE PŘÍMĚSÍ A PŘÍSAD DO BETONU NA VÝZNAMNÝCH STAVBÁCH Tomáš Ťažký, Rudolf Hela, Martin Ťažký / 18 NOVÝ PŘÍSTUP K URČENÍ OPTIMÁLNÍ DÁVKY SUPER PLASTIFIKÁTORŮ A JEJICH KOMPATIBILITY S CEMENTOVÝMI MATERIÁLY Emili García-Taengua, Mohammed Sonebi, Su Taylor, Liberato Ferrara, Peter Deegan, Andrea Pattarini / 23 PRAKTICKÁ ZKUŠENOST S VÝROBOU A DOPRAVOU UHPC Robert Coufal, Jan L. Vítek, Alena Procházková / 28 OHYBOVÁ ÚNOSNOST DESEK ZTRACENÉHO BEDNĚNÍ VYROBENÝCH Z UHPFRC A VLIV DISTRIBUCE OCELOVÝCH VLÁKEN Milan Rydval, Jiří Kolísko / 34 VÝVOJ KONSTRUKČNÍCH BETONŮ S ELEKTRÁRENSKÝMI POPÍLKY Martin Ťažký, Rudolf Hela, Tomáš Ťažký / 38 VLIV POPÍLKŮ NA VYBRANÉ VLASTNOSTI CEMENTOVÝCH POJIV Ondřej Zobal, Vít Šmilauer, Wilson Ricardo Leal da Silva, Barbora Mužíková, Pavel Padevět / 42 BEDNICÍ SYSTÉMY A PLÁNOVÁNÍ JEJICH NASAZENÍ Radek Syka / 48 VLIV SEKUNDÁRNÍ KRYSTALIZACE NA VLASTNOSTI BETONU Michal Kropáček, Jiří Šafrata / 52 VĚDA A VÝZKUM EXPERIMENTÁLNY VÝSKUM VPLYVU SÚDRŽNOSTI SEDEMDRÔTOVÝCH LÁN NA PÔSOBENIE DODATOČNE PREDPÄTÝCH DVOJPOĽOVÝCH NOSNÍKOV Ján Laco, Viktor Borzovič, Peter Pažma / 55 SKOŘEPINA DVOJÍ KŘIVOSTI NAD OBDÉLNÍKOVÝM PŮDORYSEM Jiří Musil, Jiří Stráský / 60 NORMY JAKOST CERTIFIKACE BETON, ČSN EN 206, ČSN P A DALŠÍ SOUVISLOSTI Michal Števula, Vladimír Veselý / 68 AKTUALITY SÍDLIŠTĚ SOLIDARITA (recenze) / 17 OCENĚNÍ fib PRO MLADÉ INŽENÝRY AAYE2015 / 21 ALKALICKÁ REAKCE KAMENIVA (recenze) / 21 OCENĚNÍ BETONOVÉHO POVRCHU V PRESTIŽNÍ SOUTĚŽI / 59 SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA / 72 FIREMNÍ PREZENTACE TBG Metrostav / 2. strana obálky ERMCO / 9 Dlubal Software / 29 Betosan / 37 Červenka Consulting / 47 CCC 2015 / 3. strana obálky CESB16 / 3. strana obálky CONDICT / 4. strana obálky 2 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

5 ÚVODNÍK EDITORIAL PŘÍSADY A PŘÍMĚSI Beton byl, je a i nějaký čas určitě ještě bude kompozitní heterogenní materiál, složený z pojiva, plniva a vody. V této čisté podobě se vyskytoval od samého počátku svého stvoření, ať už za něj považujeme stavební invenci starých Féničanů, Řeků a Římanů v období před naším letopočtem, či si jeho zrození spojujeme se vznikem cementů portlandského typu v 19. století našeho věku. Průmyslová revoluce a rozvoj hospodářství na přelomu 19. a 20. století zvýšily požadavky na stavebnictví, a to jak kvantitativní, tak i kvalitativní. Beton, jako velmi vhodný pevný, tvárný a odolný materiál, neunikl pozornosti techniků ve snaze rozšířit způsoby jeho použití. Ruku v ruce s touto snahou se rozvíjela teorie betonu jak ve vztahu k navrhování betonových konstrukcí, tak i směrem k modifikacím jeho složení. Technici, inženýři a experimentátoři poskytovali stále více variant a možností, jak beton použít. První, možná intuitivní a bizarní, pokusy s použitím příměsí do receptur betonu byly podnikány již na konci 19. století. Cestu k použití latentně hydraulických příměsí do betonu paradoxně ukázala výroba vysokopecních cementů s mletou struskou jako podstatnou součástí. Rovněž vývoj použití přísad byl iniciován rostoucími požadavky na použití betonu řekněme tekutějšího, lépe a déle zpracovatelnějšího, možnost zpracovávat beton v extrémnějších podmínkách zimy a léta, stejně tak jako betonu přepravovaného na delší vzdálenosti. Legendární, první použitou přísadou na území Koruny české byla zřejmě vejce přidávaná údajně do malty při stavbě Karlova mostu. Tímto krásným mýtem, sdíleným generacemi Čechů, otřásl až výzkum při rekonstrukci mostu. Odborníci z VŠCHT v roce 2008, bohužel, žádné stopy po organických látkách v odebraných vzorcích původní malty nenalezli. Z německého prostředí pochází zase použití mýdla, respektive mýdlového roztoku do betonu, který se používal a dodnes bývá používán jako přísada pro odpuzování vody. V současné době je k dispozici řada ověřených a odzkoušených inertních či latentně hydraulických příměsí do betonu počínaje tradiční jemně mletou vysokopecní struskou a popílkem až po moderní a vysoce účinnou mikro- či dokonce nanosiliku. Rovněž sortiment přísad je velký a pestrý. Kromě základních ztekucujících přísad, sloužících betonu řadu desetiletí, jsou k dispozici moderní superplastifikátory, dále přísady zrychlující či zpomalující procesy tvrdnutí betonu, různá provzdušňovadla, napěňovadla a pro architektonické účely i barviva. Rozšiřování možností, jak použít známých přísad a příměsí k získání nových vlastností betonu, je hitem současné výzkumné a vývojové fronty na poli technologie betonu. Trendem je dosahování vysokých a ultravysokých pevností betonu v tlaku. Dále použití maximálních množství příměsí s cílem dosáhnout co nejvyšších odolností betonu proti průsaku tlakovou vodou, působení mrazu a chemické agresivity a rovněž optimalizovat náklady na výrobu betonu. V obrovském množství nových informací, nápadů a zaručených řešení se někdy jakoby zapomíná na jednu základní funkci betonu, kterou je ochrana výztuže, vázaná na jeho alkalitu, respektive její úbytek v čase. Rovněž se někdy objevují zaručená řešení, jejichž zaručenost se dokazuje spíše reklamní kampaní než poctivou důkazní praxí. Vynořují se stoprocentní řešení pro vodotěsný beton pomocí krystalizačních přísad, přičemž se jaksi zapomene, že vodotěsnost konstrukce nezaručí jen prostý beton, ale je nutno přihlédnout k omezení šířky trhliny pomocí výztuže s ohledem na zatížení konstrukce. Nebo se na internetu vynoří protimrznoucí přísada, s kterou může stavebník betonovat bezpečně i při záporných teplotách, aniž by se stavebníkovi řeklo, že je třeba v takovémto případě učinit i řadu dalších opatření, aby nezplakal nad výdělkem. Dokonce se na trhu objevila i zázračná příměs, která odstíní bionegativní působení betonu na člověka uvnitř stavby. Bydlím v betonových stavbách po většinu svého dosavadního života a dosud jsem si jeho bionegativního působení nevšiml. Přísady a příměsi patří a budou patřit k betonu neodmyslitelně. Jejich účinek je při rozumném a ověřeném použití vždy přínosem. Získané výsledky experimentů s použitím přísad a příměsí v betonu však není dobré považovat za konečné a automaticky stoprocentně přenositelné do stavebního díla. Při jejich kritické diskusi se nesmí zapomenout na chování betonu a konstrukce v čase. Beton je materiál, který na jedné straně získává v čase na pevnosti, na straně druhé podléhá působení prostředí. Beton se sám o sobě může trvale smršťovat, anebo naopak i zvětšovat při absorpci vody. V konstrukci společně s ocelí je vystaven cyklickým změnám rozměrů vlivem střídání teplot. Hledat nové druhy a možnosti použití přísad a příměsí do betonu je práce potřebná a záslužná. Při této průkopnické práci je třeba mít vždy na paměti, že přírodní zákony je možné využívat, ale není možné je obcházet nebo dokonce ignorovat. Ing. Vladimír Veselý 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 3

6 TÉMA TOPIC PŘÍMĚSI DO BETONU CONCRETE ADMIXTURES Rudolf Hela Příspěvek pojednává o příměsích do betonu, jejich rozdělení dle EN 206 a charakterizuje nejvíce používané příměsi jako částečné náhrady pojivové složky cementu nebo jako doplnění jemných podílů směsi plniva. Využívání příměsí do betonu nabylo v posledních patnácti letech výrazně na významu. Jejich objem v recepturách betonů, všech pevnostních tříd výrazně vzrostl. Dílem je to z ekonomických důvodů, kdy částečná substituce cementu zlevňuje cenu betonů, a dílem snahou výrazně zlepšit vlastnosti čerstvých i zatvrdlých betonů. Uplatnění tzv. vysokohodnotných betonů není bez použití příměsí možné. The contribution deals with concrete admixtures, their classification according to EN 206 and characterizes the most frequently used admixtures as partial substitutes for binding agents cement, or as an addition of the proportion of fine fillers. Using concrete admixtures has gained notable importance over the past 15 years. Their volume in the concrete formulas of all strength classes has significantly increased. This is partly due to economic reasons since partial substitution of cement decreases the price of concrete, and partly due to the effort to improve the properties of fresh and hardened concrete. The application of high performance concrete is impossible without using these admixtures. Minerální příměsi jsou většinou anorganické látky, které přidáváme do betonu za účelem zlepšení vlastností v čerstvém a zatvrdlém stavu. Tyto látky se vyznačují velikostí částic menší než 0,125 mm a velkým měrným povrchem. Z části se může jednat o odpady, které ve stavebnictví zpracováváme, což se pozitivně odráží na jejich ceně, která je většinou výrazně nižší než cena cementu. Velice důležitou roli hrají minerální příměsi např. při výrobě SCC. Mezi jejich hlavní pozitiva v čerstvém SCC patří zvyšování odolnosti proti segregaci, zvyšování pohyblivosti a homogenity. S rostoucím množstvím jemných příměsí v betonu také roste potřebné množství záměsové vody, a tudíž i množství cementového tmele, který je zvlášť důležitý pro obalení všech zrn kameniva a zajištění správných vlastností čerstvého SCC. Díky tomuto faktu jemné příměsi započítáváme do obsahu jemných podílů v cementové pastě a bereme jej v úvahu při výpočtu vodního součinitele jako poměru mezi záměsovou vodou a součtem všech jemných příměsí v betonu. ČSN EN rozděluje příměsi na dva typy. Typ I inertní příměsi Tento typ příměsí přidáváme většinou pro dosažení hutnější struktury betonu nebo pro zlepšení reologických vlastností čerstvého betonu. Tyto příměsi svým chemickým a mineralogickým složením netuhnou či netvrdnou ani za přídavku budičů. Jejich úkolem je zvýšit hutnost struktury směsi a zvýšit množství jemné cementové malty, a tím přispět k lepší zpracovatelnosti betonu, případně změnit barvu betonu. Nejčastěji se jedná o kamennou moučku nebo o barevné pigmenty. Je však nutné si uvědomovat zvýšenou potřebu záměsové vody potřebné ke smočení povrchu příměsi. Do inertních příměsí se částečně řadí i mikromletý vápenec. Ovšem podle posledních studií se v této příměsi dá pozorovat určitá reaktivnost, zvláště s rostoucí jemností mletí. Typ II aktivní příměsi Aktivní příměsi jsou látky, které díky svému složení aktivně přispívají k vývinu pevnosti cementového tmele. Podle způsobu působení je dělíme na latentně hydraulické a pucolánové látky. Latentně hydraulické schopnosti jsou aktivovány účinkem budičů. Dle povahy budiče dělíme na alkalické (ph > 7) a síranové (vedou ke tvorbě ettringitu). Mezi nejvýznamnější latentně hydraulické látky patří vysokopecní jemně mletá struska. Pucolánové látky jsou anorganické látky, které samy netuhnou, netvrdnou, nejsou latentně hydraulické, ale obsahují amorfní SiO 2, který je schopen reagovat s Ca(OH) 2 za vzniku C-S-H gelu. Dle původu je dělíme na přírodní (tufy, trasy, křemelina) a umělé (vysokopecní popílky, mikrosilika, jemně mletý cihlářský střep) [4]. Norma ČSN EN pro minerální příměsi typu II zavá- 1 4 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

7 TÉMA TOPIC 2 Tab. 1 Srovnání chemického složení popílku s cementem, struskou a mikrosilikou Tab. 1 Comparison of chemical composition of fly ash with cement, slag and microsilica Sloučenina Cement Struska Popílek Mikrosilika SiO 2 [%] 18 až až až až 99 Al 2 O 3 [%] 4 až 8 5 až až 24 0,5 až 3 Fe 2 O 3 [%] 1 až 5 0,2 až 3 2 až 16 0,1 až 5 CaO [%] 61 až až 50 0,6 až 8,5 0,7 až 2 Obr. 1 Klasické vysokoteplotní spalování uhlí v elektrárnách [16] Fig. 1 Conventional coal combustion in thermal power stations [16] Obr. 2 Struktura popílku Fig. 2 Fly ash structure Obr. 3 Fluidní spalování uhlí v elektrárnách [16] Fig. 3 Fluidized bed combustion of coal in thermal power stations [16] dí koncepci k-hodnoty, pro výpočet ekvivalentního vodního součinitele. Tento ekvivalentní vodní součinitel vypočteme následovně ze vztahu (1) m w = v, (1) k m + km c p kde w k je ekvivalentní vodní součinitel při započtení k-hodnoty [-], m v je množství záměsové vody [kg], m c je množství cementu [kg], m p je množství příměsí [kg] a k je k-hodnota závislá na použité příměsi a užitém cementu. AKTIVNÍ PŘÍMĚSI Vysokoteplotní (klasické) elektrárenské popílky Uhlí namleté na jemný prášek, který se vysuší odpadním teplem, je spolu s předehřátým vzduchem vháněno do spalovací komory kotle, kde hoří při teplotě až C (obr. 1). Zbytky po tomto typu spalování jsou struska, která padá na dno kotle, a úletový popílek, který je unášen spalinami a separován v odlučovačích. Popílky mají proměnlivé chemické, mineralogické i granulometrické složení podle druhu spalovaného uhlí, lokality, spalovacího procesu a způsobu odlučování z exhalátů. Elektrostatické odlučovací zařízení využívá sil vznikajících v elektrostatickém poli při vysokém napětí. Tento typ zařízení dosahuje odlučivosti až 99 %. Mechanické odlučování probíhá na tkaninových filtrech, které jsou ze speciálních vláken vzdorujících vysokým teplotám. Popílek z černého uhlí má menší variabilitu vlastností a jako příměs do betonu je vhodnější než popílek z hnědého uhlí. Černouhelné popílky většinou obsahují skelné kuličky velikostí podobné zrnům cementu, hnědouhelné popílky mají nepravidelný tvar zrn. Užití popílku jako aktivní příměsi je závislé na jeho reaktivnosti, která je dána množstvím SiO 2 ve sklovité fázi. Negativní vliv na reaktivnost mají spalitelné látky, tzv. ztráta žíháním. Reaktivnost popílku se projevuje velmi pomalu, prakticky zjistitelná je po více než 28 dnech, někdy může jít i o roky. Popílek se používá pro zlepšení reologických vlastností čerstvého betonu, zlepšuje odolnost betonu v chemicky agresivním prostředí a snižuje cenu betonu, neboť je levnější než cement, který může zastoupit až z 30 % z hmotnosti. Norma ČSN EN Popílek do betonu charakterizuje popílek jako jemný prášek, který je tvořen z malých sklovitých kulových částic vznikajících při spalování práškového uhlí. Tento vzniklý prášek má pucolánové vlastnosti a je tvořen převážně z SiO 2 a Al 2 O 3. Jedná se o částice kulovitého 3 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 5

8 TÉMA TOPIC 4 Obr. 4 Degradace betonů působením kyseliny mravenčí 5% roztok, doba působení devět měsíců, obsah mikrosiliky 0, 10, 20 a 30 % z hmotnosti cementu (zleva doprava) Fig. 4 Degradation of concrete by 5% solution of formic acid, period of exposure nine months, the volume of microsilica in % of cement weight from left to right 0, 10, 20, 30 Obr. 5 Srovnání velikosti částic a) křemičitého úletu a b) nano SiO 2 Fig. 5 Comparison of particle size of a) micro silica and b) nano SiO 2 skelného charakteru o průměru 1 až 150 μm se specifickým povrchem 200 až 600 m 2 /kg. Obsah SiO 2 se pohybuje okolo 45 %, Al 2 O 3 + Fe 2 O 3 okolo 35 % a CaO 2 až 20 %. Z mineralogického hlediska se jedná hlavně o amorfní SiO 2 a mullit (3Al 2 O 3 2SiO 2 ). Podle ASTM C618 Standard Specification for Coal Fly Ash and Raw or Calcined Natural Pozzolan for Use in Concrete rozlišujeme popílky na dva typy: typ F (křemičitý) vzniklá ze spalování antracitu či velmi kvalitního hnědého uhlí. Složení tohoto typu obsahuje SiO 2 + Al 2 O 3 + Fe 2 O 3 okolo 70 % a CaO méně než 10 % (u nás se pohybuje do 3 %). Tento popílek má pucolánové vlastnosti a reakce probíhá za přítomnosti Ca(OH) 2 ; typ C (vápenatý), který vzniká spalováním mladého hnědého uhlí a lignitu. Popílek tohoto typu obsahuje SiO 2 + Al 2 O 3 + Fe 2 O 3 okolo 50 % a obsah CaO je větší než 20 %. Samotný popílek má vzhledem k vysokému obsahu aktivního CaO hydraulické vlastnosti a nepotřebuje aktivátor. Jak bylo výše uvedeno, jednotlivé vysokoteplotní popílky mají proměnlivé chemické složení. V tab. 1 jsou uvedeny průměrné hodnoty chemického složení v porovnání s cementem, struskou a mikrosilikou. Nahrazování cementu v betonu popílkem má za následek snižování vývoje hydratačního tepla a pomalejší nárůst pevností. Nárůst pevnosti v 28 dnech je nižší než u betonu pouze s portlandským cementem. Znatelnější nárůst oproti referenčnímu betonu můžeme pozorovat mezi 28 až 90 dnem. Jelikož se pucolánové vlastnosti popílku projevují výrazněji až po 28 dnech zrání betonu, vyplňují vznikající hydratační produkty pucolánových reakcí póry vzniklé při hydrataci do 28 dnů a snižují porozitu betonu a zároveň mění větší póry na menší. Nezreagovaný popílek v cementové matrici má efekt mikroplniva, díky tomu zlepšuje hutnost cementové matrice. Nízkoteplotní (fluidní) popílky Nízkoteplotní popílky jsou popílky vzniklé při tzv. fluidním spalování (obr. 3), kdy je uhlí nadrceno na částice o velikosti okolo 20 mm a společně s vápencem je přivedeno do spalovací komory fluidního kotle, kde dochází ke spalování při teplotě 700 až 900 C. Toto spalování probíhá ve vznosu v tzv. fluidním loži, které vzniká proudem vzduchu vháněným zpod vrstvy popela, vápence a inertního písku. Tyto popílky ve většině případů nesplňují požadavky ČSN EN 450-1, a to vzhledem k vyššímu obsahu volného CaO a SO 3. Vzhledem k tomu, že teploty spalování jsou nižší než při klasickém spalování, je nezreagovaný CaO přítomen ve formě měkce páleného vápna, a je tedy reaktivní. Pro fluidní popílky je charakteristický nízký obsah taveniny. U fluidních popílků se výrazněji projevuje kolísání vlastností, zejména chemického složení, měrné hmotnosti a ostatních parametrů, způsobené nestabilitou spalovacího procesu a variabilitou vlastností vstupních komponentů (uhlí, odsiřovací činidla). Fluidní popílky se začínají používat jako jedna z přísad do cementu a uvažuje se o jejich využití do betonu jako částečné náhrady klasického popílku. [7] Křemičité úlety, mikrosilika Křemičité úlety vznikají jako odpad při výrobě prvkového křemíku nebo slitin obsahujících křemík v elektrické obloukové peci. V peci je ruda pálena společně s uhlím, křemenem a dřevěnými štěpky. Při vysokých teplotách dochází k odpařování SiO 2, který následně kondenzuje. Křemičité úlety mají světle až tmavě šedou barvu, objemovou hmotností se liší podle druhu dodávky. Dodávají se jako jemný prášek (OH = 130 až 430 kg/m 3 ), suspenze (OH = až kg/m 3 ) nebo granulované ve směsi s vodou a trochou cementu (OH = 400 až 700 kg/m 3 ). Obsahují 90 až 98 % amorfního SiO 2. Tvar zrn je kulový o průměru (1 až 2) m, při měrném povrchu až m 2.kg -1. Vzhledem ke své jemnosti může vyplňovat mezery mezi zrny cementu, lépe reagovat a zlepšovat pevnosti tranzitních zón na povrchu kameniva. Křemičité úlety zlepšují také vlastnosti čerstvého betonu. Jejich použitím se předchází odmísení vody (bleeding) a zlepšuje se čerpatelnost. U zatvrdlého betonu se díky lepší hutnosti cementového kamene zlepšuje odolnost proti vlivům chemického agresivního prostředí, zlepšuje se také odolnost proti smršťování a vzniku mikrotrhlin. [5] Pucolánovou reakcí dochází ke snižování ph v cementovém tmelu podle rovnice SiO 2 + Ca(OH) 2 CSH fáze, proto je optimální dávka křemičitých úletů stanovena maximálním poměrem k cementu na hodnotu 0,11, aby nedošlo ke snížení ph pod 11,5, a tím k snížení pasivace ocelové výztuže. [6] Použití křemičitých úletů má dopady i na další vlastnosti: Lepší tvorba krystalizačních zárodků mikrosilika urychluje hydrataci cementu během prvních stadií hydratace. Poskytuje krystalizační zárodky, díky nimž se mohou hydratační produkty z roztoků rychleji vysrážet. Lepší obalení částic mikrosilika zlepšuje obalení částic plniva, zaplňuje mezery mezi zrny cementu, stejně jako cement zabírá mezery mezi kamenivem, čímž přispívá k vytvoření hutnější struktury s menším průměrem vzduchových pórů a menším množstvím pórové vody v struktuře zatvrdlého betonu. Zvýšení požadavku na množství záměsové vody vzhledem k vysokému měrnému povrchu křemičitých úletů stoupá spotřeba záměsové vody, která je potřeba pro zachování určitého stupně zpracovatelnosti, což vede k degradaci vlastností betonu. Z tohoto důvodu je pro zachování nízkého vodního součinitele nutné použití superplastifikátorů. Chemický účinek křemičitý úlet je vysoce reaktivní pucolán. V hydratujícím cementu reaguje s hydroxidem vápenatým za vzniku C-S-H gelu (rychlost této reakce závisí na teplotě). Křemičitý úlet v dostatečné dávce po ča- 6 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

9 TÉMA TOPIC 5a 5b se vyváže všechen Ca(OH) 2. Např. dle zkoumání 50 % křemičitého úletu z dávky cementu vyváže všechen Ca(OH) 2 do 14 dnů a při dávce 20 % do 91 dnů [13]. Modifikace mikrostruktury hlavním efektem je snížení porozity tranzitní zóny mezi cementovým tmelem a kamenivem, což je nejslabší místo ve většině betonů. Dále mikrosilika zlepšuje pevnost vazby mezi cementovým tmelem a kamenivem, je tak překonán efekt tranzitní zóny jako nejslabšího místa v betonu a díky tomu je dosahováno vysokých pevností. Pórovitost mikrosilika činí strukturu cementového tmele snížením velikosti pórů homogennější. Díky menší velikosti pórů je beton hůře propustný pro vodu, což vede k zvýšení jeho trvanlivosti. Chemické složení pórové vody křemičitý úlet mění chemismus hydratovaného portlandského cementu, zvyšuje jeho schopnost vázat alkálie a snižuje schopnost vázat chloridy. Křemičitý úlet také mírně snižuje ph pórového roztoku, ale ne do takové míry, aby byla vložená výztuž ohrožena korozí. Teplota hydratace křemičitý úlet zvyšuje rychlost hydratace, zejména přispívá k rychlejší hydrataci alitu. Počáteční vývin tepla je zesílen přítomností aktivního SiO 2. [1] Nanosilika Velmi zajímavým produktem je nanosilika. Jedná se o syntetickou kyselinu křemičitou s podílem amorfního SiO 2 více než 99 % a velikostí pevných částic v rozmezí 1 až 50 nm, tedy o několik řádů menší, než je velikost zrn mikrosiliky. Extrémně vysoký měrný povrch zaručuje vynikající reaktivitu po přidání do betonu, a tedy vysokou účinnost. Nanosilika se dodává buď suchá ve formě sbalků, nebo jako koloidní suspenze. Druhá zmiňovaná varianta má jednak větší měrný povrch ( m 2 kg -1 ) a jednak se lépe rozmíchává. Suchá forma dosahuje hodnoty měrného povrchu jen m 2 kg -1 a obtížně se ve směsi rozmíchává, čím může do značné míry přijít o svůj potenciál. Stejně jako mikrosilika i nanosilika je mimořádně dobrým pucolánem s obrovským měrným povrchem, resp. malou velikostí částic. Nanočástice se také mohou chovat jako krystalizační centra cementových hydrátů, čímž značně urychlují hydratační reakce, a současně jako nanofiller, vyplňující mezery mezi cementovými zrny, a tím ještě více redukující pórovitost. Nanosilika také podněcuje vznik menších krystalů novotvarů. To má za následek lepší soudržnost částic hmoty a z toho vyplývající zvýšenou odolnost proti vzniku mikrotrhlin. [15] Bylo zjištěno, že nanosilika zvyšuje rychlost hydratace trikalciumsilikátu (alit, C 3 S). Vzorky s 1 až 5 hm. % prokázaly, že nanosilika ovlivňuje zejména počátek tvorby kalciumhydrosilikátového (C-S-H) gelu. Na jeho konečné množství tak velký vliv nemá. V C-S-H gelu se také díky nano-sio 2 formují větší silikátové řetězce, což má opět pozitivní vliv na pevnost kompozitu. Pokud porovnáme superplastifikovanou cementovou pastu obsahující nanosiliku se směsí obsahující mikrosiliku (křemičitý úlet), první zmíněná vykazuje vyšší viskozitu s kratší dobou tuhnutí, a tedy značné zvýšení počáteční pevnosti. Třídenní tlaková pevnost cementové pasty s 5 hm. % nano-sio 2 byla zvýšena o 41 % oproti referenčnímu vzorku. 28denní tlaková pevnost poté dosáhla 25% zvýšení. Na základě provedených zkoušek lze tedy konstatovat, že se zvyšujícím se přídavkem nano-sio 2 (mezi 1 až 5 hm. %) dochází k nárůstu pevností kompozitu. Bylo zjištěno, že přidáním nanosiliky se velmi výrazně zvyšuje pucolánová aktivita elektrárenského popílku. Přídavek 4 hm. % nano-sio 2 pomohl dosáhnout úrovně reakce typicky dosažené po šesti měsících už po 24 dnech. Pucolánová reakce čistého nano-sio 2 přitom dosahuje po třech dnech stejné úrovně pucolánové reakce jako elektrárenský popílek po dvou letech. [15] Granulovaná vysokopecní struska Vysokopecní granulovaná struska je latentně hydraulická látka, která vzniká rychlým ochlazováním tekoucí taveniny zásadité strusky, která odpadá jako vedlejší produkt při výrobě surového železa ve vysoké peci. Je-li tavenina rychle zchlazena, zabrání se její krystalizaci, a tím se stabilizuje její sklovitý charakter. Rychlé ochlazení má udržet strusku ve skelném stavu, protože taková má při vhodném složení taveniny latentně hydraulické vlastnosti. Po granulaci se musí struska semlít, aby bylo dosaženo potřebného specifického měrného povrchu (podobného jako u cementu asi 350 až 450 m 2 /kg). Základní parametr pro použití strusky jako neinertní příměsi je její modul zásaditosti: CaO MgO M = +, (2) z SiO + Al O /2015 technologie konstrukce sanace BETON 7

10 TÉMA TOPIC 6 Obr. 6 Postup hydratace cementu v závis losti na čase s jemně mletým vápencem [13] Fig. 6 Process of hydration of the cement with finely ground limestone [13] Obr. 7 2D struktura samozhutnitelné pasty s obsahem mikromletého vápence a bez něj Fig. 7 2D structure of self-compacting paste with and without finely ground limestone Obr. 8 Vliv množství vápenného prachu na rozlití a pevnost SCC v tlaku Fig. 8 Influence of the amount of limestone dust on pouring and compressive strength of SCC Obr. 9 Vliv různých druhů minerálních příměsí na vlastnosti čerstvého SCC [17] Fig. 9 Influence of different mineral admixtures on the properties of fresh SCC [17] kde jednotlivé sloučeniny dosadíme v procentuálním hmotnostním zastoupení. Pro strusky používané jako latentně hydraulické látky požadujeme M z větší než 1. Pokud je modul zásaditosti menší než 1, jedná se o strusky kyselé, které používáme pouze jako kamenivo [9]. Struska, podobně jako ostatní druhotné suroviny, vykazuje proměnlivé chemické složení. Zastoupení jednotlivých složek je následující: CaO 30 až 50 %, SiO 2 30 až 43 %, Al 2 O 3 5 až 18 %, MgO 1 až 15 %, FeO + Fe 2 O 3 0,2 až 3 %, S 2-0,5 až 3 % a MnO 0,2 až 2 % [15]. Alkalická aktivace vysokopecní strusky Alkalická aktivace hlinitokřemičitých skel je jednou z metod speciální nízkoenergetické výroby. Vysokopecní struska je hlavním materiálem, který je použit v této technologii, ale ostatní skelné materiály (např. elektrárenský popílek) mohou být tímto způsobem též aktivovány. Typickými alkalickými aktivátory je uhličitan sodný (NaCO 3 ), vodní sklo, nebo hydroxid sodný (Na(OH) 2 ). V závislosti na vstupním materiálu, typu aktivátoru a podmínkách ošetřování vznikají v pojivovém systému minerály jako C-S-H a C-A-S-H ve velmi hutné a amorfní formě. Změna poměru A/S a C/S v tomto systému umožňují vytvoření C-A-S-H gelu, který je dobrým základem pro vznik zeolitu. [11] Nejzajímavějšími vlastnostmi takto vzniklého materiálu jsou vysoká pevnost, velmi vysoká odolnost vůči agresivním roz BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

11 TÉMA TOPIC 10 XVII. ERMCO CONGRESS ISTANBUL TURKEY 4-5 June 2015 tokům a velmi hutná mikrostruktura. Nevýhodou je ale složité hledání optimální dávky aktivátoru a jeho síly, složení aktivátoru pro optimální dobu míchání a tvrdnutí. Dalším problémem je návrh vhodného složení pro dobrou zpracovatelnost, omezení objemových změn, maximální pevnost a vysoká životnost. [11] Mikromletý vápenec Jedná se o minerální plnivo, které se získává mletím drceného vápence. Tato surovina musí obsahovat více jak 75 % CaCO 3 a obsah jílových podílů nesmí překročit 1,2 g/100 g. Zásadními parametry mikromletého vápence jsou granulometrie a jemnost mletí. Díky snadnému mletí je mikromletý vápenec v cementové pastě zastoupen ve formě velmi jemných částic, a tím zhutňuje strukturu cementového kamene. Obecný požadavek je, aby propad sítem 0,063 mm byl větší než 70 %. Dle normy ČSN EN je mikromletý vápenec zařazen mezi inertní příměsi, tedy nepodílí se na hydrataci cementu. Slouží pouze jako plnivo a vyplňuje mezery mezi zrny cementu. Jemná zrna vápence však působí v betonu jako nukleační centra pro krystaly portlanditu a urychlují hydrataci silikátových a aluminátových fází. Díky tomu mohou ovlivnit počáteční nárůst pevností v betonu a celkový stupeň hydratace. Graf na obr. 6 znázorňuje vliv jemně mletého vápence na postup hydratace cementu. Křivka C0 obsahuje pouze portlandský cement, křivka C10 10% náhradu a C20 20% náhradu cementu vápencem. Se zvyšujícím se množstvím jemně mletého vápence se hydratace v počátečních fázích urychluje, ale z dlouhodobého hlediska probíhá hydratace cementu s mikromletým vápencem pomaleji. [13] Jemně mletý vápenec se ale nechová jen jako inertní plnivo, protože se dokáže účastnit i hydratačních reakcí. Zejména se jedná o hydrataci trikalciumaluminátu (C 3 A) ze slinku za vzniku kalciumkarbonátaluminát hydrátu (3CaO.Al 2 O 3. 3CaCO 3.32H 2 O) v cementech s vyšším obsahem C 3 A. Trikarbonát může v pozdějších fázích transformovat na stabilnější monokarbonát [2]. Na obr. 7 můžeme pozorovat znázornění vlivu mikromletého vápence na hydrataci cementové pasty. V levé části je cementová pasta s mikromletým vápencem v hydratačním stupni 0,62 a pórovitosti 10 % a na obrázku vpravo je cementová pasta bez vápence v hydratačním stupni 0,62 a pórovitosti 17,4 %. Tento jev byl ověřen pomocí rastrovací elektronové mikroskopie a vysokotlaké rtuťové porozimetrie [12]. Graf na obr. 8 znázorňuje vliv vápenného prachu na vlastnosti SCC v čerstvém a zatvrdlém stavu ze studie [12]. Opti- OFFICIAL SPONSORS MAIN SPONSOR 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 9

12 TÉMA TOPIC málních vlastností SCC bylo dosaženo při náhradě 20 % vápenného prachu z hmotnosti cementu. Rozlití i pevnosti v tlaku do 20% náhrady cementu vápencem rostly a na 20 % nabývaly nejvyšší hodnoty. Při větším množství než 20 % rozlití i pevnost razantně klesá a hrozí, že beton ztratí schopnost samozhutnitelnosti. Několik studií [14] se zabývalo hledáním vlivu mikromletého vápence na tvrdnutí betonu. Výsledkem bylo dvojí zjištění. V první řadě je to urychlující efekt. Zrna vápence tvoří zárodky, které zvyšují pravděpodobnost, že se částice rozpuštěné v CSH srazí a poté rychleji spojí. Tento efekt je patrný pouze v počátečních stadiích tvrdnutí a po 28 dnech je již zanedbatelný. Druhým efektem je pojící efekt, pokud cement obsahuje velké množství hlinité fáze. V tomto případě vznikají hlinitokřemičitany, které mají pojící schopnost. [10] Metakaolin Metakaolin je produkt typu pucolánu, vyrobený výpalem kaolinů, kaolinitických jílů a jiných vhodných surovin v teplotním rozmezí cca 600 až 900 C. Je schopen reakce s Ca(OH) 2 za vzniku hydratovaných kalcium silikátů a aluminátů, které mají příznivý vliv na kvalitu a zlepšení fyzikálně-mechanických a fyzikálně-chemických vlastností betonu. Dochází k zvýšení pevnosti, zlepšení nasákavosti a reologických vlastností betonu. Přidaný metakaolin reaguje s krystaly portlanditu Ca(OH) 2, které mohou být 1 až 5 μm veliké a často jsou soustředěny uvnitř tranzitní zóny. Metakaolin vytváří s Ca(OH) 2 nové hydratační zplodiny, modifikuje pórovou strukturu. Metakaolin reaguje s portlanditem pozvolněji než křemičitý úlet a pro úplné vyvázání Ca(OH) 2 potřebuje delší čas. Bylo zjištěno, že v betonu s 15% náhradou portlandského cementu metakaolinem je původní Ca(OH) 2 redukováno na 6 až 24 % hodnoty kontrolního vzorku bez přídavku metakaolinu. Pro zreagování veškerého metakaolinu by byla potřeba 20 až 25% náhrada cementu metakaolinem. [5] Kamenný filler (kamenné odprašky, kamenná moučka) Kamenné odprašky vznikají zachytáváním jemných podílů kameniva (pod 0,125 mm) při drcení kameniva v lomech. Tento materiál je zachycován nejčastěji pomocí suchých mechanických cyklonů a hromadí se v lomu jako odpad. Průměr jednotlivých částic kamenných odprašků se pohybuje okolo 0,01 až 0,125 mm a jejich specifický povrch dle Blaina je 150 až 300 m 2 /kg. Vzhledem k drcení má tento materiál ostrohranná zrna a jeho velký měrný povrch vyžaduje při přidání do směsi zvýšené množství záměsové vody. Vlastnosti těchto odprašků závisí na vlastnostech výchozí horniny, z které jsou získány. Graf na obr. 9 znázorňuje výsledky studie [17], v které byl sledován vliv různého druhu minerálních příměsí na vlastnosti SCC při konstantním vodním součiniteli. Referenční receptura byla tvořena pouze cementem (400 m 2 /kg), který byl nahrazován dávkou 10, 20 a 30 % vápenné (250 m 2 /kg), čedičové (628 m 2 /kg) a mramorové moučky (889 m 2 /kg, vše měřeno dle Blaina). Nahrazením cementu minerálními příměsmi do 20 % dosahujeme lepších reologických vlastností. Množství vody potřebné pro správné reologické vlastnosti je závislé na tvaru, distribuci, velikosti a hladkosti povrchu částic použité moučky. Nejlepšího rozlití je dosaženo při 20% náhradě cementu vápennou moučkou. Tento jev lze vysvětlit nejmenší plochou povrchu oproti ostatním použitým moučkám, a tudíž menším množstvím potřebné vody na obalení tohoto povrchu. Literatura: [1] ČSN EN 206 Beton: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda, Praha: ÚNMZ, 2014 [1] ACI Committee 234, Guide for the Use of Silica Fume in Concrete 1 st ed, Farmington Hills, 2006, 63 p. [2] Lukáš J.: Současné trendy ve stavebnictví, betony speciálních vlastností, Brno 2007, 98 p. [3] Collepardi M.: The New Concrete, ČBS, edice Betonové stavitelství Praha 2009 [4] ACI Committee, Mineral Admixtures, ACI Compilation 22, American Concrete Institute, 2013 [5] Alaa M. Rashad: Metakaolin as cementitious material: History, scours, production and composition A comprehensive overview, Construction and Building Materials, Vol. 41, April 2013, pp , ISSN [6] Tafraoui A. et al.: Metakaolin in the formulation of UHPC, Constr Build Mater (2008), [7] Byung-Wan J., Chang-Hyun K., Ghi-ho, Jong-Bin P.: Characteristic of cement mortar with nano-sio 2, 2005, [8] Ye Quing, Zhan Zenan, Kong Deyu, Chen Rongshen: Influence of nano-sio 2 addition on properties of hardened cement paste, 2005, [9] Gengying Li: Properties of high-volume fly ash concrete incorporating nano-sio 2, 2002, [10] Tao Ji: Preliminary study on the water permeability and microstructure of concrete incorporating nano-sio 2, 2004, [11] Collepardi S., Borsio A., Olagot J., Troli R., Collepardi M., Curzio A.: Influence of nano-sized mineral additions on performance of SCC, [12] Elfmarkova V., Hunger M., Hela R.: Utilization of limestone quarry dust in concrete application, Final report of 5 th year material science, Confidential Document form GCC T & P S.A., 2010 [13] Guide for the Use of Silica Fume in Concrete, Reported by ACI Committee ACI 234R-06 [14] Hawkins P., Tennis P., Detwiler R.: The Use of Limestone in Portland Cement, in. A state of the Art Review, EB 227 Portland Cement Association Skokie, Ill. USA 2003 [15] Sobolev K., Sanchez F., Flores I.: The use of nanoparticle admix - tures to improve the performance of concrete, Praha, 2012 [16] [17] Beeralingegowda B., Gundakalle D. V.: The Effect of Addition of Limestone Powder on Properties of SCC. Intern. Journal of Innovative Research in Science, Engineering and Technology; Vol. 2, Iss. 9, Sept. 2013; ISSN: ZÁVĚR Výroba soudobých betonů při užití moderních trendů technologie betonu je nemyslitelná bez používání příměsí do betonu. Jejich rozvoj je zvláště rychlý v posledních dvaceti letech. Z počátku byly aspekty jejich používání ekonomickým tlakem pro snižování dávek hlavně portlandských cementů, a tím snížení ceny betonu. V současnosti začíná nabývat na důležitosti i pozitivní vliv příměsí na kvalitu betonů, který umožnil nástup nových typů betonů (SCC, HSC, RPC ad.). Některé typy betonů bez adekvátního využití příměsí nejsou vůbec možné. Jejich využívání má dopad nejen na vývoj nových směrů v technologii betonu a cenu betonu ale i na ekologii. Značná část využívaných příměsí pochází z druhotných surovin či ovlivňuje pozitivně snížení produkce CO 2 snižováním objemu portlandských cementů. Tento příspěvek měl za cíl obeznámit čtenáře v obecné rovině s nejvíce používanými příměsmi pro výrobu betonů. This paper has been worked out under the project No. LO1408 AdMaS UP Advanced Materials, Structures and Technologies, supported by Ministry of Education, Youth and Sports under the National Sustainability Programme I. prof. Ing. Rudolf Hela, CSc. Ústav technologie stavebních hmot a dílců Fakulta stavební VUT v Brně Veveří 95, Brno hela.r@fce.vutbr.cz 10 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

13 TÉMA TOPIC OHLÉDNUTÍ ZA TRENDY SPECIFIKACE BETONU A JEJICH VÝVOJEM SOME TRENDS IN CONCRETE SPECIFICATION AND CONTROL A REVIEW Neil Crook V únoru 1967 byl v časopise Concrete (vydávaném britskou Betonářskou společností, pozn. red.) publikován článek K. Newmana zabývající se trendy ve specifikaci a zkoušení betonu a úvahami o dalším vývoji v této oblasti. Současný článek přináší revizi původního textu In February 1967, Concrete published an article by K Newman looking at trends in concrete specification and control and attempted to anticipate future developments in this area of concrete. Neil Crook of The Concrete Society reviews the original article. Ačkoliv se za posledních šedesát let v produkci běžného konstrukčního betonu až tak moc nezměnilo, publikace CP 116 [1] pro prefabrikovaný beton z roku 1965 vyvolala změny v rozšiřující se nabídce typů betonů se specifickými vlastnostmi, jejichž výroba už byla běžně zvládána. Kladla totiž zvýšený důraz na potřebu přijetí a rozšíření standardizovaných výrobních zkoušek a širší zapojení statistických metod do vyhodnocování krychelných zkoušek. Před rokem 1965 byl návrh betonové směsi sestavován na základě objemových dávek podle poměru 1:n:2n, ale kvalita a zrnitost použitého kameniva bývala příčinou značně širokého intervalu, v němž se po celé zemi (UK, pozn. red.) pohyboval vodní součinitel (w/c) pro formálně stejnou konzistenci. Protože už bylo zřejmé, že vodní součinitel je významným faktorem pro zajištění výroby betonu požadované pevnosti a trvanlivosti, umožnil přechod na specifikaci směsi váhovými podíly získání lepších možností řízení její zpracovatelnosti, a tudíž i vodního součinitele. Standardní určování pevnosti betonu z tlakových zkoušek na krychli zůstalo zavedenou metodou pro stanovení vlastností ztvrdlého betonu a základnou pro návrhová napětí. Za dostatečné ohlídání vodního součinitele bylo považováno určení množství vody v kamenivu a odměření vody přidané do míchačky. Pro přesné stanovení obsahu vody v mokrém kamenivu byly užívány vlhkoměry, které umožňovaly dodržovat předepsaný vodní součinitel. Předepsání zpracovatelnosti nebylo obecně považováno za významné, používalo se pouze pro stanovení horních limitů pro kontrolu vodního součinitele. ZÁKLADNÍ ZKOUŠKY Základní zkoušky betonu byly obvykle omezeny na zkoušku konzistence sednutím kužele, zkoušku zhutnění a zkoušky Vebe pro čerstvý beton a tlakové zkoušky na krychli, zkoušky příčného tahu na válci a zkoušky ohybu na nosnících pro ztvrdlý beton. Toto dostačovalo pro schválení zkoušek k posouzení, zda materiálové složky (druh a množství) a vlastnosti čerstvého a tvrdého betonu naplňují požadavky specifikace a kontrolní zkoušky k zajištění příslušného rozptylu ve výsledku zkoušek (vzorky, výroba, ošetřování a zkoušení krychlí), v záměsi (nerovnoměrné promíchání) a mezi jednotlivými záměsmi (kolísavost kvality materiálu a poměrů v záměsi). Po zavedení CP 116 množství zkoušek vzrostlo a rozšířilo se také jejich statistické vyhodnocování včetně přijetí skutečnosti, že pevnost náhodně proměnného materiálu, jako je beton, nemůže být stanovena jako absolutní minimum, protože vždy bude přítomna pravděpodobnost, že jistý počet prvků nesplní specifikovanou pevnost. V článku (původním, 1967, pozn. red.) je uveden návrh na dva stupně betonu, které by mohly být v budoucnosti potřebné, první pro obecné použití a druhý pro případy, kdy je třeba splnit speciální požadavky vyplývající z jeho užití. Úroveň vzorků a jejich zkoušení by měla odpovídat rozdílným požadavkům obou stupňů. Byl rovněž zdůrazněn požadavek získávání zkušeností a potřeba formální kvalifikace, neboť porozumění novým betonům a jejich vývoji nabývá na důležitosti. A co se změnilo od roku 1967, kdy byl článek napsán? Pojem prefabrikovaný beton už dnes neoznačuje jeden produkt, ale zastřešuje celou škálu betonových produktů. Navrhování betonových konstrukcí a prvků a specifikace betonu tak, aby vyhověla požadavkům na pevnost a trvanlivost, jsou rozděleny do dvou oblastí vztahujících se k odpovídajícím normám a předpisům. Vliv použití hlinitanových cementů, účinky ASR na beton, thaumasitová forma síranového napadení betonu, koroze výztuže, obtížné nebo problematické podmínky pro beton a řada dalších vlivů a omezení byly od té doby objasněny, vysvětleny a pochopeny v řadě souvislostí. Vyvolané či požadované změny v recepturách betonu zvyšují spolehlivost jeho návrhu na projektem požadovanou životnost. Užití příměsí do cementu a přísad do prakticky všech druhů betonů umožnilo, aby navržený materiál vyhovoval jak z hlediska mechanických vlastností konstrukčním požadavkům, tak z hlediska odolnosti působení daného prostředí. NAVRHOVÁNÍ Současné navrhování železobetonových konstrukcí a prvků je založeno na principech mezních stavů. Požadovaná pevnost 100 MPa není už výjimečná, úroveň zcela nepředstavitelná v roce 1967 byla dosažena. Byla stanovena jasná a přesná pravidla pro odebírání vzorků a jejich zkoušení pro všechny typy betonů, neústupně stanovující povinnost pro všechny dodavatele transportbetonů prokazovat shodu dodávaného materiálu se specifikací. Zkoušky rozlití a zkoušky na krychlích stále zůstávají základními, ale pro nové a postupně častěji užívané betony, např. samozhutnitelné betony, musely být vyvinuty nové zkoušky k prověřování jejich vlastností zejména v čerstvém stavu. V posledních letech je však pro vzdělávání a trénink nových betonářských technologů méně příležitostí. Vzniká tak situace, kdy rostoucí požadavky směřují na snižující se počet odborníků. Výsledkem současného stavu, kdy obor opouštějí zkušení a věrní s množstvím znalostí získaných během let, může vbrzku být nedostatek připravených odborníků, kteří by nastoupili na jejich místa. Literatura: [1] British Standards Institution, CP 116, The structural use of precast concrete, BSI, London, 1969, v současnosti už neplatná Redakce děkuje vydavatelství časopisu Concrete za svolení k otištění českého překladu článku a k zveřejnění původního článku z roku 1967 v anglickém originále na webových stránkách časopisu 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 11

14 TECHNOLOGIE BETONU PRO VODONEPROPUSTNÉ KONSTRUKCE BÍLÉ VANY CONCRETE TECHNOLOGY FOR WATERPROOF STRUCTURES WHITE TANKS 1 Robert Coufal, Jan L. Vítek, Kristýna Chmelíková Ochrana podzemních částí staveb proti vodě a vlhkosti se řeší různými způsoby. Podle způsobu zajištění konstrukce proti pronikání vody a vlhkosti se konstrukce nazývají jako černá (asfaltové pásy), hnědá (bentonitové rohože) nebo bílá (vodonepropustná betonová konstrukce) vana. V některých případech se opatření kombinují. Vzhledem k tomu, že vodonepropustnost bílé vany je zajištěna pouze betonovou konstrukcí, je nutno věnovat zvýšenou pozornost návrhu konstrukce, technologii betonu i vlastnímu provádění. Technologii betonu pro konstrukce bílých van je věnován tento článek. Protection of the underground constructions against water and humidity is solved in several ways. In dependence on the way of protecting constructions against water and humidity the constructions are called as black (asphalt sheets), brown (bentonitic mat) or white (waterproof concrete construction) tank (box). In some cases the protecting methods are combined. Since the waterproof function of the white tank is ensured just by a concrete structure, it is necessary to pay closer attention to the construction design, concrete technology and execution of construction. This article focuses on concrete technology for white tanks. VODONEPROPUSTNÉ KONSTRUKCE Vodonepropustnou konstrukci lze chápat jako jednotlivé monolitické železobetonové konstrukce (desky, stěny), spojené těsnícími prvky (těsnící plechy, profily) v pracovních sparách. Případné poruchy bílých van (průsaky) jsou nejčastěji způsobeny vznikem vodopropustných trhlin (návrh, technologie), vodopropustnou pracovní spárou (provádění, technologie) nebo plošným průsakem hmotou betonu (návrh, technologie). Je tedy vidět, že technologie betonu může ovlivnit vznik všech typů poruch vodonepropustné konstrukce. Navrhování bílých van není v České republice normalizované, využívají se proto zahraniční směrnice, případně jejich překlady. Aby bílá vana (obr. 2) správně plnila svou funkci, je třeba, aby byly správně navrženy tvar a tloušťka konstrukcí. Při návrhu tvaru konstrukce je nutno 2 12 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

15 omezit případná koncentrovaná napětí v místech změny tloušťky nebo výškové úrovně spodní stavby. Omezit napětí lze např. náběhy v konstrukci nebo kompresními prvky. Tloušťka konstrukce závisí na výšce vodního sloupce a na třídě požadavku v případě TP ČBS 02 (překlad Rakousko), nebo na třídě namáhání, typu konstrukce a způsobu provedení v případě WU směrnice (Německo). Obecně lze říci, že tloušťky monolitických železobetonových konstrukcí se pohybují od 300 mm při použití TP ČBS 02 a od 240 mm pro stěny za přítomnosti podzemní vody při použití WU směrnice. Pro správnou funkci bílé vany je rozhodující správný koncepční návrh, tj. uspořádání konstrukce, vyztužení, těsnění spár a postup výstavby. Účelem vhodně navrženého vyztužení je zamezit vzniku trhlin, pokud je to možno, případně rozdělit trhliny na vodonepropustné trhliny s menší šířkou. Pro vyztužení konstrukce se nejčastěji používá klasická prutová výztuž, nicméně v některých případech svislých konstrukcí lze prutovou výztuž plně nahradit výztuží rozptýlenou. Návrh vyztužení se provádí na vnější zatížení a na vynucená namáhání (smrštění a hydratační teplo), přičemž názorů na způsob návrhu výztuže je více (dle použitého předpisu nebo směrnice). Je patrné, že technologie betonu nám ovlivňuje vynucená namáhání a dobře navržený beton dokáže snížit riziko vzniku trhliny nebo zmenšit jejich šířku. Minimalizovat napětí lze i provedením řízených trhlin v konstrukci (ve stěnách), které jsou ošetřeny těsnícím prvkem (např. křížový plech). I při správném návrhu konstrukce a správně navrženém betonu ale nelze vodopropustné trhliny v konstrukci s jistotou vyloučit. Oproti průsakům přes poruchy povlakové izolace lze ale poruchy v bílé vaně poměrně snadno lokalizovat a sanovat. Pracovní spáry se nejčastěji těsní pomocí těsnících plechů (obr. 3) nebo spárovými těsnícími pásy z PVC. V obou případech se musí použít buď v souladu se zkušenostmi stavební firmy, nebo dle detailu dodavatele těsnícího systému a je vhodné detail odsouhlasit předem mezi účastníky výstavby. Správná funkce těsnících prvků závisí na technologicky správném provedení. Prvky musí být dobře obetonovány, musí být dostatečně hluboko ukotveny a musí být správně provedeno jejich napojení. SPECIFIKACE BETONU PRO BÍLÉ VANY Beton je v současné době v České republice specifikován a vyráběn podle normy ČSN EN 206 (platná od 6/2014) [3] nebo dle ČSN EN 206-1/Z4 (do konce přechodného období, tj. do 9/2015) [4]. Zároveň je v přípravě doplňková norma s označením ČSN P [5], která bude v platnosti současně s ČSN EN 206. Platnost této doplňkové normy se předpokládá od 5/2015. Obr. 1 Plavené tunely metra v Praze Holešovicích Fig. 1 Floated tunnels of Prague metro in Holešovice Obr. 2 Bílá vana rezidence Na Farkáně Fig. 2 White tank of residence Na Farkáně Obr. 3 Těsnící plech zabetonovaný v pracovní spáře Fig. 3 Waterproofing metal sheet in construction joint 3 Ze specifikace betonu podle uvedených norem ovšem nelze poznat, že beton je určen pro vodonepropustnou konstrukci. Jsou zde sice požadavky na maximální průsak tlakovou vodou, ale spíše jako parametr trvanlivosti betonu v daném prostředí. Další parametry, jako je smrštění nebo vývin hydratačního tepla, jsou řešeny pouze nepřímo, např. formou předepsání typových (normalizovaných) betonů (TP ČBS 02). Dokumentem, který se této tematice věnuje, jsou např. Technická pravidla ČBS 02 Bílé vany vodotěsné betonové konstrukce [1]. Tento dokument je překladem rakouské směrnice Vodotěsné betonové stavby bílé vany a je zajímavým podkladem pro návrh konstrukce a složení betonu. Tato pravidla specifikují třídu požadavků na vodotěsnost vnějších stěn, základových desek a stropů (A s, A 1 4 ), kde je stanoven výsledný vzhled povrchu betonu a posuzování případných vad. Dále je zde stanovena třída tlaku vody W 0 4. Z těchto dvou okrajových podmínek stanovíme konstrukční třídu pro bedněné železobetonové stavební díly Kon s, Kon 1 a Kon 2. Tyto konstrukční třídy nám předepisují kromě konstrukčních požadavků i normalizovaný beton BS 1 3, který je ještě dělen do podskupin BS1 A E a BS2 A, C. Pro tyto normalizované betony jsou stanoveny požadavky na složení a vlastnosti. Pro příklad je v tab. 1 uveden normalizovaný beton BS1 A ve srovnání s požadavky normy ČSN EN 206 a ČSN EN 206-1/Z4 pro normalizovaným betonem daný stupeň vlivu prostředí. Takto označené normalizované betony se poslední dobou již v projektech vyskytují. Toto způsobuje určité problémy, protože se jedná o překlad rakouské normy, kde se počítá s jinými vstupními materiály (např. s cementem bez C3A). Dalším problémem je, že směrnice koliduje s normami, podle kterých je beton v ČR vyráběn (např. v předepsaném množství cementu). V letním počasí je zase bez chlazení těžko dodržitelná maximální teplota čerstvého betonu 22 C. Na druhou stranu je směrnice z hlediska maximálního průsa- 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 13

16 ku a maximálního vodního součinitele poměrně benevolentní. Složení betonu dle směrnice je totiž navrženo spíše s ohledem na minimalizaci vynucených namáhání (smrštění a hydratační teplo). Dle již neplatné normy ČSN Vodostavebný betón se betony podle masivnosti konstrukce dělily na masivní a středně masivní beton (M) a na hrubostěnný a tenkostěnný beton (H). Z tohoto označení vycházel požadavek na nízký vývoj hydratačního tepla. Dále se nestanovoval maximální průsak, jak je tomu dnes, ale vodotěsnost betonu. Ta se lišila dle maximálního tlaku vody při zkoušce (V2, V4, V8 a V12). Maximální průsak směl být 80 mm, resp. do poloviny tělesa, pokud byla tloušťka menší než 150 mm. Dále se specifikovala odolnost vůči korozi (A1 3), mrazuvzdornost (T50 150) a houževnatost (HB) betonu. Toto byla tehdejší alternativa k dnešním stupňům vlivu prostředí. Přesný převod mezi tehdejším a dnešním značením vzhledem k odlišnosti použitých zkoušek není možný. Výhodou značení dle ČSN byla jasná specifikace masivnosti konstrukce, a tím požadavek na snížený vývoj hydratačního tepla. Ostatní požadavky jsou dnes pokryty stupněm vlivu prostředí. Tab. 1 Porovnání požadavků na normalizovaný beton BS1 A dle TP ČBS 02, ČSN EN 206 a ČSN EN 206-1/Z4 Tab. 1 Comparison of demands on standardised concrete BS1 A from TP ČBS 02, ČSN EN 206 and ČSN EN 206-1/Z4 Požadavky kladené na beton BS1 A dle TP ČBS 02 vzhledem k svp vzhledem k svp dle ČSN EN 206 dle ČSN EN 206-1/Z4 Typové označení BS1 A - - Stupeň vlivu prostředí XC3,XD2,XF3,XA1 XC3,XD2,XF3,XA1 XC3,XD2,XF3,XA1 Pevnostní třída C25/30 56 dní min.c30/37 min. C25/30 Cement podle ÖNORM B max. WT33 bez C3A - - Nárůst teploty v betonu [K] max Obsah vzduchu [%] 2,5 až 5 min. 4 min. 4 Celkový obsah vody [l/m 3 ] max Voda/pojivo max. 0,6 - - Vodní součinitel - max 0,5 max 0,5 Teplota čerstvého betonu [ C] max Maximální přípustná teplota betonového dílu [ C] Obsah cementu [kg/m 3 ] 240 až 260 min. 320 min. 320 Maximální průsak při kontrolních zkouškách [mm] Odolnost betonu vůči zmrazování a rozmrazování, při zkoušce dle A/100/ 1 250, - - ČSN metoda/počet cyklů/ C/75/ odpad [g/m 2 ] Parametry a složení betonu pro bílé vany Z tab. 1 je patrné, že jediným parametrem dle ČSN EN je maximální průsak tlakovou vodou. Tento parametr se dá považovat jako základní v případě betonu pro bílou vanu, neplatí ovšem vždy pravidlo, že čím nižší průsak, tím lepší beton pro účely bílé vany. Z předepsaného složení pro normalizovaný beton BS1 A je vidět hlavně záměr omezit vynucená namáhání (smrštění autogenní i z vysychání a hydratační teplo). ta je nižší o dalších 5 C. Nárůst teploty betonu během hydratace by měl být maximálně 13 C (K). Na dosaženou maximální teplotu v konstrukci mají hlavní vliv následující parametry: teplota čerstvého betonu, teplota prostředí, geometrie konstrukce, vývoj hydratačního tepla betonu. Jediné, co můžeme ovlivnit složením betonu, je vývoj hydratačního tepla při hydrataci. Nejvíce vývin hydratačního tepla betonu ovlivňuje množství a typ cementu. Cementy s velmi pomalým vývinem hydratačního tepla mají v označení písmena LH (low heat). Všeobecně je vhodné použít cement s pomalejším nárůstem pevností a nižším množstvím slinku. Další možností je použití minimálního množství port- 4 5 Teplota betonu během hydratace V uvedeném příkladu normalizovaného betonu BS1 A dle TP ČBS 02 [1] je požadavek nepřesáhnout maximální přípustnou hodnotu teploty konstrukčního dílu 45 C. Cílová maximální teplo- Obr. 4 Ukládka betonu základové desky bílé vany Fig. 4 Concrete placing to base slab of white tank Obr. 5 Zpracování betonu základové desky bílé vany Fig. 5 Concrete processing in base slab of white tank Obr. 6 Průběh teploty v modelu Fig. 6 Temperature development in a model of concrete structure Obr. 7 Chlazení betonu kapalným dusíkem Fig. 7 Concrete cooling by liquid nitrogen 14 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

17 landského cementu a přidání vyššího množství latentně hydraulické příměsi (popílek, struska) přímo do betonu. Vždy záleží na konkrétních podmínkách, zejména na možnostech konkrétní betonárny. Vliv typu cementu je vidět v grafu na obr. 6, kde je průběh teploty v čase v jádru modelu, který zhruba simuluje 1 m silnou desku. V grafu jsou průběhy teplot betonů C40/50 se stejným množstvím cementu, ale jiného typu. Betony neobsahují další příměsi. I přes to, že 90denní pevnosti jsou obdobné, maximální teplota v modelu je u betonu s cementem CEM III/B zhruba o 14 C nižší. Maximálních teplot je dosaženo zhruba v čase 30 až 36 h od namíchání. Problémem při specifikaci betonu je upřesnění požadavku na vývin hydratačního tepla. Výše uvedené normy pro výrobu betonů neumožňují specifikovat vývin hydratačního tepla. Zároveň není jednotná metodika zkoušení a v neposlední řadě většina výrobců betonu tyto hodnoty nemá či nezná. V poptávkách se občas vyskytuje požadavek na nízký vývoj hydratačního tepla, což je problematické, protože nikde není stanoveno, co je běžný a co nízký vývoj hydratačního tepla. gradient vysoký, dochází v konstrukci k pnutí způsobenému teplotní roztažností. Jádro, které má vyšší teplotu, se rozpíná více než povrch betonu, což může způsobit trhliny v povrchových vrstvách konstrukce. Zejména pak při ochlazení betonu, který se nemůže volně deformovat, vznikají významná tahová namáhání. Tyto trhliny mohou následně snižovat trvanlivost konstrukce. Gradient se zvyšuje, pokud beton vyvíjí při hydrataci více tepla, ale také pokud je povrch betonu ochlazován nevhodným ošetřováním (kropením studenou vodou) nebo chladným prostředím (zimní období). Proto je vhodné jednak použít beton s nízkým vývinem hydratačního tepla (viz výše), ale také beton chránit před chladným prostředím (zateplením). Z grafu na obr. 6 je vidět doba, v které hrozí největší problémy s teplotním gradientem a kdy by se měla ošetřování věnovat zvýšená pozornost. V technologických možnostech je i snížení teploty čerstvého betonu. Je to ale velmi náročné na vybavení betonáren a betonárny takto běžně vybaveny nejsou. Chladit můžeme buď právě namíchaný čerstvý beton, nebo jeho složky ještě před mícháním. Na obr. 7 jsou zachyceny autodomíchávače, v kterých je beton chlazen kapalným dusíkem. V případě chlazení složek před mícháním se nejčastěji chladí pouze voda na teploty těsně nad 0 C. V případě nutnosti intenzivnějšího chlazení se volí buď použití záměsové vody ve formě ledových šupin, chlazení kameniva nebo chlazení cementu. Vždy je nutné si uvědomit, čeho chceme chlazením dosáhnout. Pokud nám jde pouze o snížení maximální dosažené teploty, pak je většinou efektivnějším způsobem použití optimalizované receptury (viz výše) než chlazení čerstvého betonu. V grafu na obr. 8 je vidět průběh teplot během hydratace na stejném betonu C30/37 (Easycrete), ale zchlazeném s různou intenzitou. Je vidět, že na tomto modelu, který simuluje cca 1 m silnou desku, se intenzita zchlazení projeví stejnou měrou i na maximální teplotě. Předpoklad ale je, že při mocnější konstrukci se efekt zchlazení projeví více C40/50 - CEM III/B C40/50 - CEM I Teplota vzduchu Teplota betonu [ C] :00:00 12:00:00 24:00:00 36:00:00 48:00:00 96:00:00 84:00:00 72:00:00 60:00:00 108:00:00 Čas od namíchání betonu [h] 120:00:00 132:00:00 144:00:00 156:00:00 168:00:00 7 Jediným možným, i když problematickým, způsobem je stanovení maximální přípustné teploty v konstrukci během hydratace [1], zároveň ovšem musí být stanoveny geometrické parametry konstrukce. S teplotou betonové konstrukce, ale i se způsobem ošetřování a s teplotou prostředí souvisí teplotní gra dient. Teplotní gradient (spád) vyjadřuje rozdíl teplot v jádře a na povrchu betonové konstrukce. Pokud je tento Objemové změny betonu Objemové změny, resp. smrštění betonu úzce souvisí s množstvím a šířkou trhlin v betonové konstrukci. Se snižujícím se celkovým smrštěním se snižují vynucená namáhání, a tím i riziko trhlin. Smrštění můžeme rozdělit na následující základní typy: plastické smrštění vysychajícího, ještě plastického betonu, autogenní smrštění způsobené hydratujícím cementem, z vysychání smrštění způsobené vysycháním ztvrdlého betonu. Trhliny vzniklé z plastického smrštění se vytvářejí v průběhu tuhnutí betonu, tzn. při přechodu z plastické do tuhé fáze. Tyto trhliny jsou způsobeny rychlým vyschnutím plastického betonu, který není správně ošetřován. Trhliny z plastického smrštění jsou typické pro plošné konstrukce, u kterých je použit beton s nízkým obsahem vody (tzn. beton pro bílé vany typický) a které se začnou ošetřovat až po zatvrdnutí. Odolnost betonu vůči plastickému smrštění lze zvýšit například použitím vláken. Správné ošetřování beto- 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 15

18 nu je ovšem nutné i v případě použití vláken. Autogenní smrštění a smrštění od vysychání mají dlouhodobý charakter. Metod na měření smrštění existuje velké množství. Nejvyšší rychlost smršťování je na začátku zrání betonu. Pro získání reprezentativních výsledků je nutné s měřením smrštění začít ihned po uložení betonu. Toto umožňuje např. tzv. korýtková metoda, kdy se beton uloží do korýtka s posuvným čelem a pomocí tohoto posuvného čela se měří objemové změny betonu. Další vhodnou metodou je měření objemových změn pomocí tenzometrů, uložených ve válcích. Touto metodou byly naměřeny výsledky prezentované dále v tomto článku. Naměřené hodnoty smrštění ovlivňují i další podmínky měření. Zejména jde o dobu odformování tělesa, dobu ošetřování, způsob ošetřování (voda, vlhko, prostředí laboratoře) a teplotu. To vše má výrazný vliv na průběh smrštění a na jeho absolutní hodnotu. Je ovšem problematické říci, kdy se již jedná o hodnotu absolutní. Na grafu na obr. 9 jsou vidět objemové změny betonu C40/50, uloženého v různých prostředích. Vzorek uložený v laboratorním prostředí (plná značka) má standardní průběh smrštění, které se ustálí zhruba ve stáří 1 rok na hodnotě 500 až 550 mikrostrainů, tzn. 0,5 až 0,55 mm/m. Druhá křivka (prázdná značka) reprezentuje vzorek uložený nejdříve ve 100% vlhkém prostředí, poté ve vodní lázni a nakonec v laboratorním prostředí. V počáteční fázi grafu je vidět podíl autogenního smrštění a smrštění z vysychání na smrštění celkovém. Tento poměr je samozřejmě různý u různých betonů. 8 9 Teplota [ C] :00:00 24:00:00 48:00:00 72:00:00 EN 206-1/Z4 [4]. Vodonepropustnost betonu je tedy ten nejmenší problém a není třeba ji vylepšovat speciálními přísadami. Ani v případě TP ČBS 02 [1], resp. rakouské směrnice pro bílé vany, nejsou tyto přísady v požadavcích na normalizované betony uvedeny. Příkladem může být jedna z nejnáročnějších vodonepropustných konstrukcí současného stavitelství, plavené tunely metra v pražských Holešovicích (obr. 1). Tyto plavené tunely byly provedeny z kvalitního betonu, ale bez speciálních přísad, a přesto bez problémů fungují. Spornou otázkou je, když se na základě těchto speciálních přísad zvyšuje návrhová šířka trhliny, a tím se snižuje množství výztuže. Snižujeme tím spolehlivost konstrukce a zvyšujeme výskyt trhlin. ZÁVĚR Vodonepropustné betonové konstrukce se využívají od malých rodinných domů, přes bytové a administrativní budovy až po složité inženýrské kon- 96:00:00 Čas od namíchání [hodiny] C30/37 Easycrete - bez chlazení C30/37 Easycrete - zchlazeno na 25 C C30/37 Easycrete - zchlazeno na 22 C Teplota prostředí 120:00:00 144:00:00 168:00:00 Vodonepropustnost betonu Míra vodonepropustnosti betonu jako materiálu je zkoušena dle normy ČSN EN Zkoušení ztvrdlého betonu část 8: Hloubka průsaku tlakovou vodou [6]. Tato zkouška probíhá na krychlích o hraně 150 mm, kdy na plochu betonu působí voda pod tlakem 0,5 MPa po dobu 3 d. Po ukončení zkoušky se těleso rozlomí a je zjištěn maximální průsak vody do betonu. Tento průsak je porovnán s požadavky. Dle požadavků TP ČBS 02 [1] je maximální průsak 50 mm, což je hodnota bez problémů splnitelná pro většinu konstrukčních betonů a požadovaná u většiny vlivů prostředí dle ČSN Obr. 8 Průběh teplot různě vychlazeného betonu Fig. 8 Temperature development in differently cooled concretes Obr. 9 Smrštění betonu C40/50 v různém uložení Fig. 9 Shrinkage of concrete C40/50 with different curing Literatura: [1] Technická pravidla ČBS 02 Bílé vany vodotěsné betonové konstrukce, ČBS ČSSI 2007 [2] Wasser undurch lässige Bauwerke aus Beton DAfStB Richtlinie [3] ČSN EN 206 [4] ČSN EN 206-1/Z4 [5] ČSN P , (platnost se předpokládá od 5/2015) [6] ČSN EN Zkoušení ztvrdlého betonu část 8: Hloubka průsaku tlakovou vodou 16 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

19 strukce. V naprosté většině případů se jedná o spodní stavbu, kde je izolace proti vodě nahrazena betonovou konstrukcí. Toto řešení šetří náklady na hydroizolaci, na druhou stranu vyžaduje kvalitnější beton, více výztuže, těsnící prvky a vysokou technologickou kázeň. V případě poruchy je sanace vodonepropustné konstrukce jednodušší než sanace poškozené hydroizolace, protože místo poruchy lze identifikovat a přímo opravit. Oproti tomu zejména foliová hydroizolace je nepřístupná a místo poruchy je tedy velmi těžké dohledat a sanovat. K betonu pro vodonepropustné konstrukce je nutno při návrhu přistupovat komplexně, ne pouze z hlediska hodnoty maximálního průsaku. Maximální průsak je nutno ověřovat, nicméně při návrhu složení betonu je třeba přihlédnout i k dalším důležitým parametrům, jako jsou vývin hydratačního tepla nebo smrštění. Použití správného betonu je pouze jednou z mnoha podmínek úspěšné rea lizace bílé vany. Kromě vhodného betonu je nutno konstrukci správně koncepčně navrhnout, vyřešit pracovní, smršťovací a dilatační spáry a v neposlední řadě je nutno konstrukci technologicky správně provést. Vzhledem k velkému množství realizací se jedná o technologii ověřenou a pro mnoho objektů vhodnou. SÍDLIŠTĚ SOLIDARITA editor: Barbora Špičáková tým bodem bylo zlevnění provozu díky společnému ústřednímu vytápění spojenému s výstavbou centrální teplárny a společným prádelnám. Významná byla také finanční podpora a záruky pro stavební družstva od státu. K poválečným letům, které Solidaritu stačily výrazně formovat, patří kromě prvních demokratických let i následný nástup komunistické strany k moci a začátek totalitního režimu v Československu v roce Tato situace byla u nás ovšem všeobecným jevem a Solidaritu, zdá se, nezasáhla o nic víc, než tomu bylo jinde. Vedle kvalitního zadání a návrhu je pro Solidaritu stěžejní, že se ji podařilo postavit v navrhovaném celku včetně kompletní občanské vybavenosti a vysazení zeleně. Tento přepych zásadně přispívající ke komfortu bydlení nebyl u akcí podobného typu té doby běžnou součástí jejich dokončení. Fenoménem Solidarity jsou sociální vazby, které dokáže reálně utvářet. Přívětivé měřítko zástavby, občanská vybavenost určená svou polohou převážně místním rezidentům, společné zahrady nebo dostatek volného veřejného prostoru, to vše umožňuje funkční sousedské soužití. Sídliště Solidarita je v knížce představeno formou tří textů s bohatým obrazovým doprovodem. Americká historička architektury Kimberly Elman Zarecor popisuje dobový kontext Solidarity a jejích architektů v poválečné evropské výstavbě s důrazem na skandinávské vlivy. Text Evy Novotné nastiňuje samotné počátky vzniku Solidarity: od prvních návrhů po výstavbu sídliště v souběhu překotných poválečných událostí. Michaela Janečková ve svém příspěvku popisuje samotnou technologii výstavby řadových i bytových domů s použitím staveništních betonových prefabrikátů, na svou dobu mimořádnou. Vedle odborné části je součástí knížky také dvanáct rozhovorů s místními obyvateli, které přináší pohled na kvality i neduhy místního bydlení. Rozhovory umožňují čtenáři nahlédnout, co konkrétně tento specifický typ městské zástavby přináší. Vedle portrétní fotografie dotazovaných před domečkem či bytem rozhovory doprovází i řada dobových rodinných fotografií zachycených na pozadí sídliště. V článku jsou uvedeny některé výsledky získané při řešení projektu č. FR TI3/531 podporovaného MPO. Ing. Robert Coufal, Ph.D. TBG Metrostav, s. r. o. Rohanské nábř Praha 8 tel.: robert.coufal@tbg-beton.cz prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., FEng. Stavební fakulta ČVUT v Praze Metrostav, a. s. Koželužská 2450/4, Praha 8 tel.: vitek@metrostav.cz Ing. Kristýna Chmelíková TBG Metrostav, s. r. o. tel.: Sídliště Solidarita postavené v období několika málo let po druhé světové válce, jako první pražské sídliště té doby, tvoří unikátní urbanistický celek důležitý v pražském i evropském srovnání. Solidarita vznikala v rámci poválečného hospodářského plánu, tzv. dvouletky, v letech 1946 až Hektické období, plné poválečného nadšení a zároveň složitých politických událostí, má na podobě a celkovém pojetí urbanismu i architektury Solidarity významný podíl. V Praze, jako v jiných evropských městech, dramaticky chyběly byty a sídliště mělo ve velmi krátké době poskytnout nové bydlení několika tisícům obyvatel. Návrh Solidarity, v podstatě ve stejné podobě, jak ji známe dnes, stál na propracovaných návrzích zkušených architektů Františka Jecha, Hanuše Majera a Františka Storcha. Ti už před válkou spolupracovali na několika obytných souborech s tematikou sociálního bydlení a zlevnění výstavby a po válce se angažovali v řadě organizací. Pro podobu Solidarity je velmi důležité poučení z principů skandinávské družstevní výstavby. Už v zadání pro návrh sídliště z roku 1946 byly stanoveny určující podmínky: zástavba musí být řešena jako funkční celek s dostatečnou občanskou vybaveností, sadovou úpravou zeleně a důrazem na typizaci půdorysů. Důleži- Knížku uzavírají fotografie současného stavu sídliště z jara Editor: Barbora Špičáková Fotografie: Dora Kubíčková, Viktor Tuček, Zdeněk Voženílek Obrazové podklady: IPR Praha, Státní oblast. archiv Praha, Archiv staveb. úřadu MČ Praha 10, soukromé archivy, VGHMÚř Dobruška, MO ČR 2014 Grafická úprava a sazba: Adéla Svobodová Vydal Archiv výtvarného umění, o. s., Kostelec nad Černými lesy v roce 2014, Vydání první Náklad 600 výtisků ISBN Cena: 350,- Kč 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 17

20 VYUŽITÍ VHODNÉ KOMBINACE PŘÍMĚSÍ A PŘÍSAD DO BETONU NA VÝZNAMNÝCH STAVBÁCH USING SUITABLE COMBINATIONS OF CONCRETE DOPANTS AND ADDITIVES IN SIGNIFICANT STRUCTURES Tomáš Ťažký, Rudolf Hela, Martin Ťažký Článek prezentuje možnosti využití kombinací pojiv na bázi portlandského cementu a aktivních příměsí či směsných cementů v kombinaci superplastifikačních přísad na významných stavbách realizovaných v České republice v nedávné době. V podstatě odráží současný celosvětový trend alternace tradičního pojivového systému aktivními příměsmi většinou na bázi druhotných surovin, což přináší nejen ekonomické úspory spojené s pozitivním dopadem na životní prostředí, ale také ukazuje technologické pokroky a s tím spojené výhody. Mnoho z těchto staveb by bez využití uvedených materiálů bylo mnohem náročnější realizovat. This paper presents some possibilities of using different combinations of binders and different admixtures in constructions of prominent buildings which have been recently implemented in the Czech Republic. It basically reflects current global trend of alternation of the traditional binder system. This provides not only economic savings associated with a positive impact on the environment, but it also shows significant technological advances and their major benefits. Many of the designers requirements would be far more difficult to meet without the use of these alternative binders. VÝSTAVBA PROJEKTU NOVÁ KAROLINA OSTRAVA Nová Karolina se nachází pouhých 500 m od historického středu města. Výstavba byla zahájena v centru Ostravy na místě bývalé koksovny (obr. 1), na ploše cca 32 ha 6. června Areál zahrnuje multifunkční centrum, rezidenční objekty, kancelářské prostory, oddechová, zábavní a sportovní zařízení, rozsáhlé parkovací a zelené plochy (obr. 2 a 3). Dvě historické budovy chráněné jako památky průmyslové architektury jsou zachovány a mají připomínat průmyslovou minulost Karoliny. Ve zrekonstruované podobě budou poskytovat prostory pro kulturní, společenské, sportovní a vzdělávací akce přístupné veřejnosti. Celý projekt byl rozvržen do čtyř etap, s úplným dokončením v roce Poté by se tato lokalita měla stát nejrozsáhlejším projektem regenerace vnitřního města v České republice. Jen náklady na I. etapu se pohybovaly ve výši 7 mld. Kč (byla dokončena v roce 2010). Celková investice je přes 15 mld. Kč. Hlavní investor na celkovém koncepčním návrhu spolupracoval s renomovanou nizozemskou architektonickou kanceláří Rem Koolhaas OMA z Rotterdamu. Stěžejní a nejrozsáhlejší byla výstavba největšího obchodního centra v ČR Forum Nová Karolina. Přibližná plocha obchodního centra (OC) je cca m 2 a má dvě podzemní a čtyři nadzemní podlaží. V říjnu 2008 byla výstavba, v důsledku celosvětové finanční krize, přerušena a znovu restartována na přelomu února a března Výstavba OC byla dokončena a zároveň i předána k užívání dne 21. března 2012 a dne následujícího již přivítala první návštěvníky. Budova OC se nachází na místě, které bylo po desítky let využíváno různými provozy těžkého průmyslu a bylo ovlivněno důlní činností. Větší část stavební parcely prošla v předchozích letech rekultivací, část ale nikoliv. Při výstavbě budovy bylo nutné vypořádat se s doznívajícími vlivy poddolování, samovolným únikem metanu z podloží, různorodým podložím, základovou spárou cca 5 m pod hladinou spodní vody proudící ve vrstvách říčního štěrkopísku, velkým množstvím starých základových konstrukcí až do hloubky cca 6 m od terénu, kontaminovanou půdou a kontaminovanou spodní vodou. Objekt má pravidelný půdorys o rozměrech m. Obě podzemní podlaží jsou využita zejména pro podzemní parkoviště. Na části půdorysu je prostor hypermarketu se zásobovacím dvorem. V nadzemních podlažích jsou umístěny převážně obchodní jednotky a pasáže. Podzemní parking a zásobovací dvůr jsou komunikačně propojeny dvěma vjezdovými rampami. Nosná konstrukce budovy byla navržena s ohledem na architektonicko- -dispoziční řešení, funkční náplň, ekonomiku celé stavby, statické požadavky a výrobní technologii jako železobetonový monolitický skelet s částečně předpjatými průvlaky na větší rozpony. V půdorysu je objekt rozdělen na pět dilatačních celků. Ve skeletové konstrukci jsou dilatační spáry řešeny pomocí kloubů ve stropních konstrukcích bez zdvojování sloupů. Zavětrování všech dilatačních částí je zajištěno ztužujícími stěnami kolem komunikačních jader, které spolupůsobí s celou nosnou konstrukcí. Základová deska je navržena a rozdělena na pět dilatačních celků. Založení stavby bylo navrženo na základové desce podporované velkoprůměrovými pilotami. Spodní stavba je izolovaná povlakovou bitumenovou izolací, přesto byla navržena systémem bílá vana se změkčenými požadavky na šířku trhlin. V případě defektu v betonu nebo porušení bitumenového pásu by pomocí injektážního rastru hadiček, které jsou vyvedeny do sloupů, došlo k clonové hydroinjektáži pouze jednoho dilatačního celku. Vzhledem k výše uvedenému se technologicky nejnáročnější stala betonáž spodní stavby, a to jak pilotového založení a podkladního betonu, kdy bylo nutné se vypořádat s velkou a proměnnou agresivitou spodní vody, tak i betonáž bílé vany. Celou stavbu ještě ovlivňovalo výrazné kolísání hladiny spodní vody, které zde bývá způsobeno zejména kolísáním hladiny nedaleké řeky Ostravice během silných dešťů, které přišly i v době rea lizace (obr. 4). Beton na stavbu byl dodáván z několika provozoven dvou dodavatelů. Betony použité na spodní stavbu Celá konstrukce je založena ve velice složitých základových poměrech. Dle HGP (hydrogeologického průzkumu) a IGP (inženýrsko-geologického průzkumu) je beton pilot a podkladní beton vystaven středně agresivnímu chemickému prostředí. Vysoký byl zejména obsah SO 4 2-, kdy jeho koncentrace byla cca až mg/l podzemní vody. Z tohoto důvodu musel být do betonu použit síranovzdorný cement CEM III B/S 32,5 N SVC Dětmarovice, beton použitý do pilot byl navržen jako C25/30; XA2; S3; Dmax22. Jako podkladní beton byl použit COM, C25/30; XA2; F5; Dmax16, což je lehce zhutnitelný beton s podobnými vlastnostmi jako SCC, který byl čerpán až na vzdálenost 250 m. Základová deska (obr. 5) s celkovými rozměry m rozdělená na pět dilatačních celků, byla navrhnuta jako 18 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

21 1 2 Obr. 1 Areál bývalé koksovny před započetím výstavby Fig. 1 Site of a former coking plant before the start of construction Obr. 2 Forum Nová Karolina, počítačová vizualizace [1] Fig. 2 Forum Nová Karolina, computer visualization [1] Obr. 3 Forum Nová Karolina, počítačová vizualizace leteckého pohledu [1] Fig. 3 Forum Nová Karolina, computer rendering of an aerial view [1] 3 bezespárá. V každém dilatačním celku byl navržen pouze jeden smršťovací pruh o šířce cca 1 m, který byl vždy zabetonován až před koncem výstavby, aby bylo maximálně zohledněno smrštění betonu v těchto plochách. Celá konstrukce byla navrhnuta na celkové konečné smrštění betonu max. 0,6. Při překročení této hodnoty hrozilo velké riziko porušení pojistné hydroizolace, která je natavena na podkladním betonu. Beton základové desky byl navržen se specifikací C25/30; XC3; 90d; S3; Dmax22 s tím, že všechny mechanické vlastnosti měly být dosaženy až ve stáří 90 dnů od betonáže. Požadavky na beton byly následující vedle dosažení pevnosti v tlaku i tahu za ohybu ve stáří 90 dnů musel zajistit vodonepropustnost s max. hloubkou průsaku 35 mm, statický modul pružnosti min. 31 GPa, max. celkové smrštění po 120 dnech 0,6. Jelikož se jednalo o betonáž masivních prvků v letním období, nesměla být teplota betonu při hydrataci uprostřed desky vyšší jak 55 C. Beton bylo nutné čerpat až na vzdálenost cca 250 m. Výzkum a vývoj receptury probíhal ve spolupráci s VUT v Brně, ústavem THD. Bylo jasné, že veškeré požadavky nelze splnit, pokud by beton byl navrhován standardním postupem. V tomto komplikovaném případě se muselo vycházet z možností využití kombinací portlandského cementu a různých typů příměsí za spolupůsobení účinných superplastifikačních přísad. V konečném návrhu byla jako nejlepší hodnocena kombinace cementu CEM I 42,5 R Dětmarovice, velmi jemně mleté strusky Dětmarovice a jemně mletého vápence Carmeuse Mokrá. Jako plnivo bylo použito drobné těžené kamenivo frakce 0/4 mm Dětmarovice, hrubé těžené kamenivo frakce 4/8 mm taktéž z lokality Dětmarovice, hrubé těžené kamenivo frakce 8/16 a 11/22 mm z lokality Bohučovice. Byla použita kombinace superplastifikačních přísad na bázi polykarboxylátů (CX Isoflex 833) a na bázi lignosulfonátu (Isola BV) z důvodu nižšího vývinu hydratačního tepla a vodní součinitel byl cca 0,45. Konzistence betonu byla měřena pomocí Abramsova kužele a pohybovala se na betonárně v rozmezí 150 až 165 mm. Konečné hodnoty sledovaných mechanických vlastností ve stáří 90 d se pohybovaly v rozmezích 38 až 42 MPa u pevnosti betonu v tlaku, pevnost v tahu za ohybu 4,5 až 5,4 MPa a statický modul pružnosti betonu byl 31 až 33 GPa. Hloubka průsaku tlakovou vodou se pohybovala mezi 7 až 23 mm. Maximální teplota betonu měřená uprostřed desky byla 52,3 C při denní venkovní teplotě 24 C, konečné smrštění betonu (zaměřeno geodeticky) bylo v rozmezí 0,45 až 0,55. Nová Karolina Ostrava Hlavní investor Multi Development Koncepční Rem Koolhaas OMA, Rotterdam arch. návrh OC Forum Nová Karolina Projekt a TD K4, a. s., Brno Generální dodavatel, vč. GEMO Olomouc, spol. s r. o. projektové dokumentace Externí VUT v Brně, ČVUT v Praze konzultace Návrh PPP, spol. s r. o., Pardubice konstrukce Návrh betonu Fakulta stavební VUT v Brně, UTHD Cemex Czech Republic, s. r. o., provozovny Ostrava centrum, Dodavatelé Šenov, Dětmarovice, Stonava betonu Frischbeton, s. r. o., provozovna Ostrava Mariánské Hory kombinace superplastifikačních přísad CX Isoflex 833 na bázi Přísady polykarboxylátů a Isola BV na bázi lignosulfonátu, výrobce obou Cemex Czech Republic, s. r. o. červen 2008 až březen 2012 Realizace (přerušení výstavby říjen 2008 až březen 2010) 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 19

22 4 5 Obr. 4 Celkový pohled na staveniště Fig. 4 General view of the construction site Obr. 5 Základová deska před betonáží Fig. 5 Base plate before casting Obr. 6 Konečná podoba Forum Nová Karolina Fig. 6 Forum Nová Karolina final appearance Obr. 7 Systém ÖBB-PORR, základní deska Fig. 7 System ÖBB-PORR base plate Obr. 8 Řez konstrukcí pevné jízdní dráhy Fig. 8 Sectional view of a solid railway construction 6 REKONSTRUKCE STŘELENSKÉHO TUNELU Střelenský tunel se nachází na železniční trati Púchov Hranice na Moravě. Zároveň s rekonstrukcí samotného ostění tunelu proběhla také obnova kolejí v úseku státní hranice se Slovenskem Horní Lideč [3, 4, 5 a 6]. První zkušební úsek konstrukce pevné jízdní dráhy byl v ČR realizován v roce 2005 v železničním tunelu Krasíkov u České Třebové, který byl ovšem proveden starším systémem Rheda Rekonstrukce Střelenského tunelu je důležitou referenční stavbou nejmodernější vysokorychlostní trati pomocí pevné jízdní dráhy a jde o jedinou svého druhu, která byla vybudovaná na území ČR během roku Stručný popis systému Stěžejním prvkem systému je pružně uložený vyztužený betonový prvek prefabrikované výroby o standardních rozměrech: délka 5,16 m, šířka 2,4 příp. 2,1 m, a hmotnosti 5 t (podrobně viz Beton TKS 6/2014, str. 35, pozn. red.). Každá deska (obr. 7) má osm párů integrovaných kolejových podpor v osové vzdálenosti 0,65 m. V podélném směru jsou dva otvory trapézového průřezu, které slouží k zalití samozhutnitelným betonem SCC a fixaci desky do předepsané polohy. Spodní strana desky a stěny otvorů jsou pokryty elastickou vrstvou, která společně s pružnými podložkami pod patou kolejnice zajišťuje nezbytnou deformaci pod zatížením a tlumí vznikající hluk i vibrace přenášené do podkladních vrstev. Prefabrikovaná deska se ukládá na dřevěné distanční bloky. K přesné rektifikaci slouží trny, kterými se nastaví přesná vertikální i horizontální poloha před zabetonováním a následně proběhne postupné vyplnění SCC betonem pomocí otvorů v desce (obr. 8). Převýšení koleje je zajištěno různou mocností SCC, jehož tloušťka je největší pod převýšeným kolejnicovým pasem a minimální pod pasem vnitřním. Výhodou uvedeného systému je prakticky bezúdržbová konstrukce s velmi dlouhou životností, až 80 let, a zároveň zachování geometrické a prostorové polohy koleje po celou dobu životnosti konstrukce. Při použití tohoto systému je možnost zřízení většího převýšení kolejí z důvodu vyšší příčné stability, využití menších poloměrů oblouků nebo vyšších rychlostí ve stávajících poloměrech. Je možná i úspora konstrukční výšky průřezu tunelové roury u tunelů ražených technologií Five holes for spindles 2. ÖBB-PORR slab 3. elastomeric layer 4. concrete joint sealing compound 5. rail support seat 6. long rail 7. concrete base 20 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

23 9 Obr. 9 Zabudované železniční pražce před zalitím SCC Fig. 9 Built-in railway sleepers before casting SCC Obr. 10 Pohled na vjezd do Střelenského tunelu po uložení a zmonolitnění panelu od stanice Horní Lideč Fig. 10 View of the entrance to the Střelenský tunnel from the Horní Lideč station after the deposit and monolithing of the panel NRTM (Nová rakouská tunelovací metoda). Dochází k eliminaci vibrací, a tím ke klidnějšímu chodu vozidel a vyššímu komfortu pro cestující. K nevýhodám systému se řadí vyšší pořizovací náklady než u standardní konstrukce koleje s delší dobou výstavby, vysoké technologické požadavky a náročná úprava železničního spodku na zemním tělese. Problematické je i jeho zřizování na stávajících tratích při zachování provozu po sousední koleji. 10 Použitý SCC beton a technologie jeho ukládání Dlouhý výzkum a vývoj postupně optimalizoval samozhutnitelnou betonovou směs a také konstrukční metody k dosažení jednoduššího a kompletního vyplňování tak, aby se eliminoval vznik dutin a byla zajištěna maximální vazba mezi deskou a betonovým základem. Projektantem dodané podklady k požadavkům na vlastnosti SCC byly dle ra kouské normy ÖNORM B Prü fung Beton a bylo nutné převést veškeré požadavky na českou legislativu a vycházet z dostupných vstupních surovin. Pokračování článku na str. 22 OCENĚNÍ fib PRO MLADÉ INŽENÝRY AAYE2015 Od roku 2001 uděluje v dvouletém intervalu mezinárodní betonářská organizace fib ocenění AAYE (Achievement Award for Young Engineers) mladým inženýrům (více viz Beton TKS 5/2014, str. 59, pozn. red.). Cena pro rok 2015 ve výši Euro a certifikát o uděleném ocenění budou vítězům v obou kategoriích, Výzkum a Projekt a realizace stavby, předány 18. května na zvláštní slavnostní ceremonii v rámci programu fib sympozia 2015 v dánské Kodani. VÍTĚZOVÉ PRO ROK 2015 V polovině letošního března zveřejnila organizace fib vítěze soutěže pro rok 2015 vybrané odbornou mezinárodní porotou. V kategorii Výzkum vybrala odborná porota dva vítěze: Dr Joao Pedro Santose z Portugalska za jeho PhD práci Smart structural health monitoring techniques for novelty identification in civil engineering structures a Dr Yuguang Yanga z Nizozemska za výzkumnou práci Shear behaviour of reinforced concrete members without shear reinforcement A new look at an old problem. Vítězem kategorie Projekt a realizace stavby se stal Luca Cargnino z Itálie za svůj podíl na projektu a realizaci silničního mostu Queensferry Crossing ve Skotsku. Kare Flindt Jorgensenovi z Dánska se porota rozhodla udělit zvláštní cenu za jeho účast na projektu a realizaci Bella Sky Hotelu v Kodani. zdroj: tisková zpráva fib ALKALICKÁ REAKCE KAMENIVA Federal Highway Administration, U. S., Department of Transportation připravil a vydal začátkem roku 2013 zásadní publikaci o problematice AAR ASR: Alkali-Aggregate Reactivity (AAR) Facts Book. Publikace se zevrubně věnuje problematice AAR a jejích podmnožin, jako např. ASR alkalicko-křemičité reakci nebo ACR alkalicko uhličité reakci kameniv v betonu a jejich následkům a řadě dalších. Autoři ve svých textech čerpají z bohatého archívu zkušeností vedeného v rámci FHWA. Po historickém úvodu o prvních identifikacích těchto typů vnitřního poškození betonu se diskuze zaměřuje zejména na chemické procesy spojené s reakcemi, jejich symptomy, používané a vyvíjené zkušební metody, prevenci, specifikaci, diagnostiku, prognózování a zmírnění následků na zasažených konstrukcích. Publikace je doplněna bohatým obrazovým materiálem a dlouhými seznamy literatury a referencí za každou kapitolou. Publikace je k dohledání na webu a ke stažení ve formátu PDF (Distribution statement: No restriction. This dokument is available to the public through the National Technical Information Service). Thomas M. D. A., Fournier B., Folliard K. J.: Alkali-Aggregate Reactivity (AAR) Facts Book, FHWA-HIF , March 2013 Dostupná ve formátu PDF je i další publikace FHWA vydaná jako referenční manuál v lednu 2013 Alkali-Aggregate Reactivity (AAR) workshops for Engineers and Practitioners. 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 21

24 Původně navržený beton byl C25/30/ B3 GK16/SCC (XC3/XD2/XF3/XA1 L / SB (A)). Doporučené materiály ze staveb v Rakousku byly CEM II / A-M 42,5 N, příměs Fluamix C, plastifikační přísada Duriment LZF, provzdušňující přísada Duriment LP 100, kamenivo frakce 0/1, 0/4, 4/8, 8/16 mm. Požadavky na čerstvý beton byly: zpracovatelnost max. 60 min od namíchání, teplota čerstvého SCC 27 C, rozlití po 10 min od namíchání 600 mm, obsah vzduchu po 10 min 3 až 5 % a po 60 min 3 až 5 %, účinné množství pórů 1,2 %, obsah částic pod 0,125 mm min. 500 kg a pevnost betonu v tlaku po 28 dnech na krychli min. 39 MPa. Dle původního technického řešení ukládky betonu se předpokládalo, že autodomíchávač bude v železniční stanici Horní Lideč naložen na železniční vagon a zavezen do tunelu, kde bude probíhat ukládka přímo z něj do panelů. Bohužel nebyla dojednána tak dlouhá úplná výluka provozu a jedna kolej musela nakonec zůstat v provozu. Na poslední chvíli tedy došlo k přehodnocení technologie a návrhu ukládky čerpáním betonu na vzdálenost cca 350 m. S čerpáním SCC betonu na takovou vzdálenost a dodržením veškerých reo logických a jiných vlastností i za čerpadlem bylo bohužel poměrně málo zkušeností. Tato skutečnost se musela řešit až přímo při realizaci, protože dodavatel betonu s ní nebyl předem seznámen. Maximální zrno kameniva muselo být zredukováno z 16 na 8 mm, a tak byl dodáván pouze dvoufrakční beton. Na stěžejní podbetonování prefabrikovaných panelů byl použit beton SCC, v kterém byl jako pojivo použit směsný struskoportlandský cement CEM II B/S 32,5 R Horné Srnie. Použitý SCC beton byl označen dle české legislativy jako SCC; C25/30; XF3; Dmax 8 mm s obsahem Cl - max. 0,2 g/m 3 betonu. Konzistence betonu byla měřena pomocí rozlití obráceného Abramsova kužele a pohybovala se na betonárně v rozmezí 750 až 820 mm. Jako plnivo bylo použito drobné těžené kamenivo frakce 0/4 mm Spytihněv a hrubé těžené kamenivo frakce 4/8 mm taktéž z lokality Spytihněv. Použitá superplastifikační přísada byla na bázi polykarboxylátů (Dynamon SX14) a provzdušňující přísada Mapeplast PT1, vodní součinitel byl 0,44. Vzhledem k občasné vysoké teplotě okolí při betonáži (květen 2013) se muselo sáhnout i ke kombinaci plastifikačních přísad. Přísada na bázi polykarboxylátů (Dynamon SX14) se kombinovala s přísadou na bázi lignosulfonanu (ISOLA BV), která sloužila v betonu hlavně jako částečný retardér tuhnutí betonu, ale nebyla sama schopná zajistit požadovanou reologii betonu při nízkém vodním součiniteli. Betonáž probíhala na stavbě pomocí stabilního čerpadla, které jako jediné mohlo vjet do tunelu. Konzistence SCC betonu a obsah vzduchu v něm byly průběžně kontrolovány investorem. Konzistence se za čerpadlem pohybovala v intervalu 600 až 670 mm a obsah vzduchu byl 4 až 5 %. Musela být rovněž zajištěna funkční komunikace mezi stavbou a betonárnou, aby nedošlo k překročení doby zpracování, která byla velice přísně hlídána investorem a projektantem, a také naopak, aby nezůstalo čerpadlo bez betonu, protože by mohlo dojít k jeho ucpání, což by byl zásadní problém. Pokud by se celý úsek nedobetonoval, muselo by dojít k jeho úplnému vybourání. Kontrola úplnosti vyplnění prostoru pod panely byla prováděna vi zuálně. Bednění je od panelů odsazeno na vzdálenost, která umožňuje vytlačení vzduchových kapes, byla tedy možná kontrola vystoupání betonu nad spodní hranu panelu. Rekonstrukce Střelenského tunelu s použitím Systému ÖBB-PORR Projekt Porr AG Dodavatel Cemex Czech Republic, s. r. o., betonu provozovna Valašské Klobouky Dynamon SX14 superplastifikační, na bázi polykarboxylátů, Mapeplast PT1 Použité provzdušňující, obě od Mapei, a. s. přísady Isola BV na bázi lignosulfonanu, Cemex Czech Republic, s. r. o. ZÁVĚR Příspěvek je zaměřen na příklady vhodného využití příměsí nebo směsných cementů a výhod možného kombinování přísad do betonu na již dokončených významných stavbách. Je zde uvedena jedna realizace, kde byly příměsi dávkovány jako samostatné suroviny, a druhá, kde příměs byla dávkována v namíchaném produktu jako směsný cement. Zadání vlastností betonů od projektantů a investorů na těchto stavbách bylo takové, že jejich realizace bez využití vhodných příměsí a přísad by byla mnohem složitější a současně ekonomicky náročnější, protože zde byly vyžadovány kombinace protichůdných požadavků na beton. Bez využití těchto surovin by nebylo možné reálně uspokojit současné požadavky, např. na vysokou dávku pojiva, čerpání na velkou vzdálenost a zároveň na pomalý vývin hydratačního tepla, pozvolný nárůst pevností a velkou redukci smrštění. This paper has been worked out under the project No. LO1408 AdMaS UP - Advanced Materials, Structures and Technologies, supported by Ministry of Education, Youth and Sports under the National Sustainability Programme I. Literatura: [1] Architektonická vizualizace Forum Nová Karolina Multi Development, 2009 [2] zacala-stavba-nove-karoliny/ [3] Mikulášek P.: Rekonstrukce Střelenského tunelu, Časopis Tunel, 2014, č. 1, str [4] Fenske J., Kuo A.: BA PORR, Technobau und Umwelt AG, Railway Division, Vídeň, Rakousko, Konstrukce pevné jízdní dráhy systému ÖBB-PORR použití v tunelech, 16. konf. Železniční dopravní cesta 2010 [5] Macháček T.: Zřízení pevné jízdní dráhy systémů ÖBB-PORR ve Střelenském tunelu. Silnice železnice, Česká republika, 2012, ISSN: [6] Nejezchleb M.: Prezentace ŽPSV OHL Group Prvky pro pevnou jízdní dráhu, železniční pražce z pohledu evropské legislativy, 2011 Ing. Tomáš Ťažký Cemex Czech Republic, s. r. o. Siemensova 2716/2, Praha 5 tomas.tazky@cemex.com prof. Ing. Rudolf Hela, CSc. hela.r@fce.vutbr.cz Bc. Martin Ťažký e.mail: tazkym@study.fce.vutbr.cz všichni: ÚTHD Fakulta stavební VUT v Brně Veveří 95, Brno 22 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

25 NOVÝ PŘÍSTUP K URČENÍ OPTIMÁLNÍ DÁVKY SUPER- PLASTIFIKÁTORŮ A JEJICH KOMPATIBILITY S CEMENTOVÝMI MATERIÁLY A NEW APPROACH FOR THE SATURATION POINT OF SUPERPLASTICISERS AND THEIR COMPATIBILITY WITH CEMENTITIOUS MATERIALS Emili García-Taengua, Mohammed Sonebi, Su Taylor, Liberato Ferrara, Peter Deegan, Andrea Pattarini Optimální dávka superplastifikátoru není pro všechny situace stejná a není stejná ani pro všechny superplastifikátory. Pro studium vlivu minerálních příměsí na superplastifikátory byla sledována reologie cementových past na základě výsledků zkoušek pomocí Marshova kužele. Tato studie představuje první krok k optimalizaci směsí samozhutnitelných betonů (SCC). The optimum superplasticiser dosage is not the same in all cases, and is not the same for all superplasticisers. To study the effect that mineral admixtures have on superplasticisers performance, the rheology of different grouts has been studied using the Marsh cone. This study represents the first step towards the optimisation of the self-compacting concrete (SCC) mixes. CHARAKTERISTIKA INTERAKCE SUPERPLASTIFIKÁTORŮ A MINERÁLNÍCH PŘÍMĚSÍ Nárůst užívání betonů vysoké užitné hodnoty (HPC) během posledních dvou dekád přitáhl pozornost k jemným materiálům, které slouží jako částečná náhrada cementu [1]. Užití minerálních příměsí, např. jemně mletého vápence jako filleru (LSP), popílku, mikrosiliky nebo mleté granulované vysokopecní strusky (GGBS), ovlivňuje interakci mezi superplastifikátorem (SP) a cementem [2]. Interakce mezi minerální příměsí a cementem je současně ovlivněna i typem a dávkou SP. Ve výsledku lze jen těžko vysvětlit vliv interakce mezi příměsí a cementem na vlastnosti čerstvého betonu, zvláště jsou-li v systému obsaženy minerální příměsi [3]. Při zkoušce pomocí Marshova kužele se měří čas, který je zapotřebí, aby vytekl zvolený objem cementové pasty ústím kužele. Vzhledem k její jednoduchosti a snadné vizuální interpretaci výsledků je široce užívána pro výzkum a je zkouškou pro výzkum často vybíranou. LSP má obvykle pozitivní efekt na tekutost cementové pasty a zpracovatelnost čerstvého betonu, a proto umožňuje snížit dávku SP pro dosažení dobré úrovně zpracovatelnosti [4]. Nelze to však brát za obecně platné pro kteroukoliv minerální příměs, minerální moučky zlepšují kvalitativní hodnoty betonu, ale někdy mohou snižovat zpracovatelnost, protože jejich přidáním do směsi se, vzhledem k jejich jemnosti, pravděpodobně zvýší požadavek na množství vody [5]. Ze složitého systému interakce jednak vzájemně mezi různými minerálními příměsmi a jednak mezi nimi a SP vyvstává potřeba konceptu kompatibility mezi minerálními příměsmi a SP [2, 6, 7]. Všechny předem uvedené aspekty zdůrazňují potřebu dalšího výzkumu v této oblasti obecně stejně jako předběžného zkoušení minerálních příměsí a SP v cementové pastě jako prvního kroku pro vhodnou volbu poměrů a optimalizaci návrhu SCC směsí. Výzkum představený v tomto článku nabízí nový přístup, který využívá předností výsledků získaných ze zkoušky pomoci Marshova kužele a zkoumá kompatibilitu mezi dvěma minerálními příměsmi (LSP a GGBS) a dvěma superplastifikátory (SP1 a SP2). EXPERIMENTÁLNÍ PROGRAM 1 2 Materiály Cementová pasta byla připravena z cementu, LSP, GGBS, vody a SP. Ve směsi byl použit cement CEM I 42,5 R vyrobený v Irsku. Průměrná velikost částic LSP (d 50 ) byla 9,1 μm a částic GGBS 13,8 μm. Tekutost cementových past závisí na kompozici a účinnosti SP, které se jeden od druhého liší [7]. Proto je třeba posuzovat více než jeden produkt. Byly tedy použity dva polykarboxylátové ether based superplastifikátory SP1 a SP2. Jejich objemové hmotnosti byly 1,06, resp. 1,08 g/cm 3. Oba SP jsou podobné zhlediska obsahu vody (65, resp. 60 %), ne však z hlediska struktury polymerů, které obsahují. Kompozice cementové pasty Základním zaměřením výzkumu byla studie vlivu, který mají různé procentuální obsahy LSP a GGBS na čas průtoku odpovídajících cementových past ústím Marshova kužele. Za tímto účelem byly připraveny a zkoušeny pasty s různým procentuálním hmotnostním obsahem pevných složek. Připravené kombinace jsou uvedeny v tab. 1. Protože se vliv LSP a GGBS pravdě- Tab. 1 Procentní zastoupení pevných složek ve zkoušených kombinacích Tab. 1 Percentages of solids in the combinations tested Malta Cement Vápenec GGBS *) [%] [%] [%] G G-30L G-25G G-50G G-30L35G *) mletá granulovaná vysokopecní struska 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 23

26 Tab. 2 Výsledky zkoušek pomocí Marshova kuželu pro SP1 Tab. 2 Marsh cone test results for SP1 Obsah SP [% hmotnosti pojiva] 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 Pasta 7-min časy průtoku [s] G G-30L G-25G G-50G G-30L35G Tab. 3 Výsledky zkoušek pomocí Marshova kuželu pro SP2 Tab. 3 Marsh cone test results for SP2 Obsah SP [% hmotnosti pojiva] 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 Pasta 7-min časy průtoku [s] G G-30L G-25G G-50G G-30L35G podobně mění v závislosti na použitém SP, byly pasty z navržených kombinací složek vyrobeny dvakrát. První série obsahovala SP1 a druhá SP2. Poměr vody a pevných složek byl 0,4 ve všech pastách. Výroba a zkoušení cementových past Tekutost všech past byla vyhodnocena na Marshově kuželu podle EN 445 na 7min výtokový čas. Jedná se o určení doby, po kterou trvá protečení 1,2 l cementové pasty otvorem kuželu o průměru 10 mm po předchozím 7min míchání. Ve všech případech byla použita voda o teplotě 15 až 18 C. Protože po - stup přidávání jednotlivých složek smě - si do míchačky významně ovlivňuje spracovatelnost směsi [7, 8], byl pro přípravu všech zkoušených směsí použit stejný postup. SP rozmíchaný s vodou byl dávkován do míchačky před přidáním pevných složek. Obr. 1 Marshův kužel (zdroj: norma EN 445, rozměry v mm) Fig. 1 The Marsh cone (source: standard EN 445, dimensions in mm) Obr. 2 Navržené stanovení bodu nasycení Fig. 2 Proposed definition of saturation point Obr. 3 Křivky průtoků pro referenční pasty (100% cement) Fig. 3 Flow curves for reference grouts (100% cement) Obr. 4 Křivky průtoků pro pasty s obsahem 30 % LSP, (% hmotnosti pojiva) Fig. 4 Flow curves for grouts with 30% LSP ANALÝZA VÝSLEDKŮ: METODOLOGIE Tab. 4 Body nasycení a odpovídající časy průtoků Tab. 4 Saturation points and corresponding flow times SP1 SP2 Pasta x* t(x*) [s] G-0 0,73 62 G-30L 0,68 48 G-25G 0,77 71 G-50G 0,62 76 G-30L35G 0,26 41 G-0 1,78 63 G-30L 1,22 33 G-25G 1,26 93 G-50G 1, G-30L35G 1 43 Určení výtokových křivek pro pasty 7min výtokové časy získané pro různé dávky SP1 a SP2 vyjádřené pomocí hmotnosti SP vztažené k celkové hmotnosti pojiva jsou uvedeny v tab. 2 a 3. Pro všechny zkoušené případy byly vynesenými experimentálními výsledky proloženy exponenciální křivky vyjádřené vztahem 1 t( x)= aexp, bx + c kde x značí obsah SP vyjádřený v procentech hmotnosti pojiva, t(x) je 7min čas průtoku a a, b a c jsou parametry získané během ladění vhodného vztahu. Každá t(x) křivka tak vyjadřuje křivku průtoku cementové pasty. Tento přístup nabízí potenciální výhody v případě porovnávání s jinými postupy zvažovanými pro určení saturačního bodu: umožňuje další interpretaci experimentálních výsledků, protože tři parametry a, b a c definují pozici a tvar křivky průtoku cementové pasty. Parametr a je asymptotický čas průtoku, a proto informuje o maximálním účinku, který SP může mít na cementovou pastu určitého složení. Parametry b a c určují tvar křivky. Určení optimální dávky superplastifikátoru Bod saturace neboli optimální dávka superplastifikátoru je bod, za kterým už další přidání SP nemá žádný přínos [9]. Tento bod je často stanovován vizuálně a existuje řada jeho definic založených na sklonu průtokové křivky [7]. Zde je však představena jasnější definice bodu saturace, nová definice založená na účinnosti zvyšujícího se množství superplastifikátoru. Poté, co je průtoková křivka t(x) vyladěna na experimentální data, je bod saturace neboli optimální dávky SP x* definován jako bod, za kterým není již zvýšením dávky superplastifikátoru o 1 % hmotnosti pojiva snížen čas průtoku o více než 10 s. Toto kritérium je ilustrováno na obr. 2. Jeho hodnotu lze určit ze vztahu ( ) ( )= [s] t x + 1 t x* 10 Hodnoty optimálních dávek x* získané pro SP1 a SP2 společně s odpovídajícími 7min časy průtoků t(x*) jsou uvedeny v tab. 4. * BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

27 5 6 VÝSLEDKY A DISKUZE Účinky SP1 a SP2 na 100% cementové pasty Obr. 3 ukazuje křivky průtoku získané pro referenční pasty (obsah pevných složek je 100% cement) s přidanými SP1 a SP2. Bylo pozorováno, že asymptotický čas je velmi podobný pro obě přísady (a je 48 s pro SP1 a 53 s pro SP2), a proto jejich ideální, nejlepší působení na cementové pasty by mělo být velmi podobné. Avšak tvar těchto křivek jasně ukazuje, že SP1 je účinnější než SP2, protože čas průtoku pro určitou dávku SP je pro SP1 nižší než pro SP2. Dále bod saturace pro SP1 odpovídá nižší přidané dávce než pro SP2, a proto je optimálního působení dosaženo cenově výhodněji při použití SP1 než SP2. Účinek jemně mletého vápence (LSP) Již dříve bylo prokázáno, že použití jemně mletého vápence v množství vyšším než 20 % zvyšuje rozptýlení všech pevných složek a zlepšuje kompatibilitu cementu a SP [6]. Pojem kompatibilita se odkazuje k interakci mezi pojivovým materiálem a superplastifikátorem: čím je vyšší kompatibilita, tím tekutější je výsledná pasta. Pokud jsou ve směsi použity cement nahrazující materiály nebo inertní moučky, kompatibilita mezi cementem a SP je pravděpodobně modifikována. Výsledky zde prezentované jsou v souladu s předchozími závěry. Obr. 4 ukazuje křivky průtoku získané pro pasty s 30 % LSP a 70 % cementu (procenta hmotnosti) v porovnání ke křivkám past se 100% obsahem cementu. Je zřejmé, že použití LSP přináší obecně snížení průtokových časů. Tato redukce je zvláště významná, když je použitý superplastifikátor SP2, který byl identifikován jako méně účinný. Závěrem, oba superplastifikátory jsou podobně účinné pro dávky nad 0,75 % hmotnosti pojiva, kdy 30 % pevných složek v pastě je nahrazeno jemně mletým vápencem. Takže přidání LSP je vhodné nejen z pohledu tekutosti cementové pasty, ale také proto, že může vyrovnávat případný nedostatek účinnosti superplastifikátoru. Příčinou uvedených zjištění je skutečnost, že jemně mleté vápence doplňují nedostatek jemných částic cementu, zvyšují stabilitu čerstvé pasty a hrají roli lubrikantu mezi relativně hrubými zrny cementu [4]. Účinek mleté granulované vysokopecní strusky (GGBS) Obr. 5 ukazuje průtokové křivky past s 25 a 50% obsahem (procenta hmotnosti) GGBS ve srovnání s křivkami 100% cementových past. Je zřejmé, že nahrazení cementu mletou granulovanou vysokopecní struskou má negativní dopad na tekutost pasty, obecně zvyšuje průtokový čas, zejména pokud je použitý superplastifikátor SP2, u kterého byla prokázána nižší účinnost. V tomto případě je jasné, že nahrazení cementu mletou granulovanou vysokopecní struskou způsobí významnou ztrátu kompatibility mezi cementem a superplastifikátorem SP2. Existuje několik závažných aspektů, které mohou vysvětlit negativní dopad GGBS na průtokový čas popsaný v článku. Zaprvé, šupinkovitý charakter částic GGBS může zvyšovat tření v blízkosti ústí kužele, když pasta vytéká z Marshova kužele. Za druhé, je možné, že rozdíly mezi SP1 a SP2 zahrnují skutečnost, že část SP2 je pohlcována částicemi GGBS, zatímco u SP1 se to neděje. Může to být následkem různého chemického složení SP1 a SP2 a je třeba se tomu dále věnovat, např. při hledání možných změn v potenciálu zeta [10]. A konečně, pokud je v pastě použito pouze 50 % cementu, zvyšují se průměrné vzdálenosti mezi cementovými částicemi a SP molekulami. A všechny tyto aspekty mohou působit dohromady. Interakce mezi LSP a GGBS Z výsledků prezentovaných v předchozích odstavcích může být usuzováno, že užití LSP způsobuje obecně snížení průtokových časů, zatímco při použití GGBS byl ověřen opačný účinek. Proto by bylo pochopitelné očekávání, že se tyto účinky nějakým způsobem vyruší, pokud jsou obě minerální přísady použity současně. Avšak není to tak. Průtokové křivky získané pro pasty, kde byly použity oba fillery, jemně mletý vápenec a GGBS, dohromady s cementem (35 % cementu, 35 % GGBS a 30 % LSP, hmotnostní procenta) jsou ukázány na obr. 6. Je možno pozorovat, že při použití obou minerálních příměsí se obecně snižují časy průtoků, bez ohledu na použití SP. Toto chování je následkem mnoha příčin působících současně, zejména: křivka zrnitosti směsi dvou jemných složek je spojitější než každé složky zvlášť, jsou-li použity obě příměsi, pouze 35 % pevných částic pasty tvoří cement, poměry týkající se rozpustnosti různých iontů v roztoku cementu a adsorpce SP jsou modifikovány. Proto lze usuzovat, že účinek těchto minerálních příměsí na časy průtoků není jednoduchý: jsou totiž v interakci nejen s cementem a superplastifikátorem, ale i mezi sebou navzájem. Tato interakce se stává výhodnou pro tekutost past. Avšak problém není triviální a nemůže být zobecňován, protože existuje mnoho odlišných případů, které byly popsány v článcích a zprávách [5]. Proto je, dříve než jsou vynášeny případné zobecněné domněnky, v první řadě nezbytné realizovat předběžné 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 25

28 zkoušky potřebné ke studiu kompatibility mezi minerálními příměsmi a superplastifikátorem. ÚČINNOST SUPERPLASTIFIKÁTORU VE VZTAHU K OBSAHU MINERÁLNÍCH PŘÍMĚSÍ Optimální dávka superplastifikátoru Vztah mezi optimální dávkou superplastifikátoru (bod nasycení), typem SP a procentním podílem LSP a GGBS z pevných složek bývá modelován průměry vícenásobné lineární regrese. Pro stanovení bodu nasycení SP byl vyvinutý vysoce přesný model (R 2 91,6 %). Je užíván k předběžným propočtům dávkování jak SP1, tak SP2 v různých scénářích, dokud tyto v rámci zkoušených intervalů (0 až 30 % LSP a 0 až 50 % GGBS) klesají. Obr. 7 ukazuje reakční plochy získané uvedeným modelem. Je možno sledovat, že, v průměru, bod saturace SP2 je dvakrát výše než SP1. Jinými slovy: SP1 je, v průměru, dvakrát tak účinný jako SP2. V průměru užití 30 % filleru z jemně mletého vápence způsobí 30% průměrné snížení bodu saturace a užití GGBS způsobí průměrné snížení o 40 %. To je významné z pohledu cenové efektivnosti superplastifikátorů. Oba použité superplastifikátory, SP1 a SP2, mají podobnou jednotkovou cenu. Výběr SP1 implikuje snížení nákladů za použitý superplastifikátor až o 50 % na optimální dávce a použití LSP vytváří prostor pro další snížení nákladů bez ústupků v účinnosti, dokud náklady v důsledku spotřeby LSP nejsou větší, než snížení nákladů vyvolané snížením spotřeby SP. Na základě těchto podkladů je možné připravit ekonomickou optimalizaci cementových past, v extrapolaci i samozhutnitelného betonu. Průtokové křivky a optimální průtokové časy Čas průtoku odpovídající bodu nasycení SP je vztažen k jeho nejúčinnější koncentraci ve směsi, dále už nemá význam zvyšovat použitou dávku SP. To se vztahuje k typu superplastifikátoru a procentnímu podílu LSP a GGBS z obsahu pevných složek (R 2 99,3 %). Odvozené vztahy jsou zřejmé z obr. 8. Některé specifické aspekty stojí za to zdůraznit. Prvním z nich je skutečnost, že typ plastifikátoru ovlivňuje účinek minerální příměsi na průtokový čas. Pozitivní vliv LSP na čas průtoku je vždy výrazný, ale zvláště, když je použit SP2. Protože tento byl během popsaného výzkumu indentifikován jako méně účinný, může být tato skutečnost vysvětlována příspěvkem LSP ke kompatibilitě systému cement SP. Užití GGBS až do 50% podílu pevných částic v pastě neznamená žádné významné rozdíly ve srovnání se 100% cementovou pastou, pokud je použitý SP1, který se jeví jako vysoce kompatibilní s cementem. Na druhou stranu, pokud je použitý SP2, náhrada 50 % cementu GGBS znamená, že čas průtoku se při optimální dávce SP zdvojnásobí. Metodologie popsaná v článku má velký potenciál jako nástroj k popsání interakce mezi superplastifikátorem a minerálními příměsmi (obr. 9 a 10). Reakční plochy vynesené v obrázcích jsou zobecněné průtokové křivky. Každá plocha umožňuje předběžně stanovit čas průtoku, který by byl určen ze zkoušky Marshovým kuželem (a z toho tekutost cementové pasty) pro jakoukoliv dávku SP a obsah minerálních příměsí. Na obr. 9 jsou vyneseny reakční plochy pro SP1 a na obr. 10 pro SP2. Podobné plochy, které lze sestavit pro jakýkoliv superplastifikátor a minerální příměsi, jsou dobrou obrazovou pomůckou pro zjišťování kompatibility mezi nimi, která soustřeďuje množství užitečných informací, které mohou být využity pro předběžné stanovení tekutosti cementových past za různých okrajových podmínek. Interakce mezi obsahy LSP a GGBS má významný vliv na čas průtoku. Lze sledovat, že v případě 30% obsahu LSP v pastě nemá obsah GGBS vý- 26 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

29 Obr. 5 Křivky průtoků pro pasty s 25 a 50 % GGBS, (% hmotnosti pojiva) Fig. 5 Flow curves for grouts with 25% and 50% GGBS Obr. 5 Křivky průtoků pro pasty s 30 % LSP a 35 % GGBS, (% hmotnosti pojiva) Fig. 6 Flow curves for grouts with 30% LSP and 35% GGBS Obr. 7 Bod nasycení pro SP1 (modře) a SP2 (červeně), vztaženo k obsahu LSP a GGBS Fig. 7 Saturation point for SP1 (blue) and SP2 (red) related to LSP and GGBS contents Obr. 8 Časy průtoků při optimálních dávkách SP1 a SP2, vztaženo k obsahu LSP a GGBS Fig. 8 Flow times at optimum dosage of SP1 and SP2 related to LSP and GGBS contents Obr. 9 Časy průtoků pro různé dávky SP1 a GGBS s a bez přidání LSP Fig. 9 Flow times for different SP1 and GGBS contents with or without LSP Obr. 10 Časy průtoků pro různé dávky SP2 a GGBS s a bez přidání LSP Fig. 10 Flow times for different SP2 and GGBS contents with or without LSP Literatura: [1] Ferraris C. F., Obla K. H., Hill R. (2000): The influence of mineral admixtures on the rheology of cement paste and concrete, Cement and Concrete Research, 31, [2] Burgos-Montes O., Palacios M., Rivill P., Puertas F. (2012): Compatibility between superplasticizer admixtures and cements with mineral additions, Construction and Building Materials, 31, [3] Nehdi M., Mindess S. (1996): Optimization of high strength limestone filler cement mortars, Cement and Concrete Research, 26(6), [4] Nehdi M. (2000): Why some carbonate fillers cause rapid increases of viscosity in dispersed cement-based materials, Cement and Concrete Research, 30, [5] Sonebi M. (2001): Factorial design modelling of mix proportion parameters of underwater composite cement grouts, Cement and Concrete Research, 31, [6] Jolicoeur C., Simard M. A. (1998): Chemical Admixture-Cement Interactions: Phenomenology and Physico-chemical Concepts, Cement and Concrete Composites, 20, [7] Agulló L., Toralles-Carbonari B., Gettu R., Aguado A. (1999): Fluidity of cement pastes with mineral admixtures and superplasticizer A study based on the Marsh cone test, Materials and Structures, 32, [8] Bapat J. D. (2012): Mineral Admixtures in Cement and Concrete, ed. by CRC Press, 310 pp. [9] Neville A. M. (2011): Properties of Concrete (5 th edition), ed. by Pearson, 846 pp. [10] Plank J., Hirsch C. (2007): Impact of zeta potential of early cement hydration phases on superplasticizer adsorption, Cement and Concrete Research, 37(4), znamný vliv na průtokové časy. Naopak, pokud je pasta vyrobena bez filleru z jemně mletého vápence, zvyšující se obsah GGBS jasně zvyšuje průtokové časy při optimálních dávkách superplastifikátoru. To posiluje přesvědčení, že užití jemně mletého vápence jako filleru v 30% dávkách podporuje kompatibilitu systému cement přísada. ZÁVĚRY V článku je popsána studie kompatibility rychlého cementu, dvou minerálních příměsí (LSP a GGBS) a dvou superplastifikatorů (SP1 a SP2) realizovaná pomocí zkoušek průtokového času cementových past na Marshově kuželu. Byla navržena exponenciální závislost pro analytické vyjádření získaných průtokových časů ze zkoušek na Marshově kuželu. Byla navržena nová definice účinnosti SP vycházející z bodu nasycení neboli optimální dávky SP. Ve svých nejlepších účincích jsou si SP1 a SP2 podobné. Avšak SP1 je účinnější a kompatibilnější s minerálními příměsmi než SP2. Přidání LSP má pozitivní vliv: zlepší nejen tekutost pasty, ale současně vyrovnává možnou nedostatečnou účinnost SP. Nahrazení cementu GGBS má negativní dopad na tekutost, obecně znamená zvýšení časů průtoků, zvláště je- -li použit SP2. Nahrazení cementu z 30 % LSP a současně z 35 % GGBS se ukázalo mnohem lepší než při použití pouze GGBS jako náhrady, bez ohledu na typ použitého SP. Účinek minerálních příměsí jako LSP a GGBS na tekutost past není jednoduchý. Příměsi vstupují do interakce nejen s cementem a SP ale také vzájemně mezi sebou. This research has been made possible by the funding received from the European Union, as part of the FP7-PEOPLE-2012-IAPP project EiroCrete: Development of sustainable, lower carbon, pre-cast concrete infrastructure. The authors wish to thank their industrial partners as well: Banagher Precast Concrete (Ireland) and Azichem (Italy). Dr Emili García-Taengua Queen s University of Belfast, UK e.garcia-taengua@qub.ac.uk Dr Mohammed Sonebi Queen s University of Belfast, UK m.sonebi@qub.ac.uk Prof. Su Taylor Queen s University of Belfast, UK s.e.taylor@qub.ac.uk As. Prof. Liberato Ferrara Politecnico di Milano, Italy liberato.ferrara@polimi.it Peter Deegan Banagher Precast Concrete Ltd, UK peterd@bancrete.com Andrea Pattarini Azichem, Italy a.pattarini@azichem.it Článek byl poprvé publikován v časopisu BFT International, , str Redakce Beton TKS děkuje všem autorům a redakci časopisu BFT International za laskavé svolení k přetisku českého překladu článku. VÁŽENÍ ČTENÁŘI, číslo časopisu, které máte právě rozečtené, je osmdesáté v pořadí, které pro Vás připravila redakce pod mým vedením od ledna To je vhodný čas na změnu. Další čísla už bude připravovat redakce v jiném obsazení. Loučím se s Vámi a přeji Vám do budoucna mnoho zajímavých článků a dalších informací o betonu a betonových konstrukcích na stránkách časopisu Beton TKS. Jana Margoldová 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 27

30 PRAKTICKÁ ZKUŠENOST S VÝROBOU A DOPRAVOU UHPC PRACTICAL EXPERIENCE WITH PRODUCING AND TRANSPORT OF UHPC Robert Coufal, Jan L. Vítek, Alena Procházková V roce 2014 byla otevřena zavěšená lávka přes Labe v Čelákovicích, kde byl pro segmentovou mostovku použit ultra-vysokohodnotný beton UHPC. Lávka je zajímavá jak z pohledu návrhu a provedení, tak z pohledu prvního použití materiálu UHPC pro nosnou konstrukci v ČR. Tento článek se zabývá vývojem a materiálovými charakteristikami UHPC z lokálních surovin u místního výrobce betonu. Hlavní část je věnována praktickým zkušenostem s výrobou, dopravou a ukládkou UHPC, stejně jako vyhodnocení naměřených výsledků. A suspension footbridge over the Labe river where ultra-high performance concrete (UHPC) was used for a precast bridge deck was opened in The footbridge is interesting from a design and execution point of view as well as being of the first use of UHPC for a load carrying structure in the Czech Republic. This article focuses on development and material parameters of UHPC from local sources in the local producer of concrete. The main part of the article deal with practical experiences concerning producing, transporting and casting of UHPC, as well as with the evaluation of measured results. CO TO JE UHPC INSPIRACE VE SVĚTĚ UHPC je mezinárodně používaná zkratka pro ultra-vysokohodnotný beton (ultra-high performance concrete). Vzhledem k častému vyztužení rozptýlenou výztuží se vyskytuje i zkratka UHPFRC, tzn. ultra-vysokohodnotný vlákny vyztužený beton (ultra-high performance fibre reinforced concrete). Dále v článku se bude zkratka UHPC používat všeobecně pro materiál s rozptýlenou výztuží i bez ní. Přesná specifikace vlastností UHPC není v normě pro výrobu betonu (ČSN EN 206) dána. Specifikace vlastností jsou uvedeny v různých národních směrnicích a dokumentech. Např. fran couzská doporučení pro ultra-vysokohodnotné vlákny vyztužené betony uvádí následující parametry [1]: charakteristická pevnost v tlaku 150 až 250 MPa, vysoká reziduální pevnost v tahu dosažená vysokou dávkou drátků (více než 2 % objemově), návrh směsi a vysoký obsah pojiva, který eliminuje kapilární porozitu, znamenající vysokou odolnost drátků uvnitř UHPFRC, samohojící vlastnosti (zarůstání trhlin) zajišťují dlouhodobé udržení pevnosti v tahu za předpokladu, že je dodržena limitní šíře trhlin, pevnost matrice v prostém tahu vyšší než 7 MPa. Dále je možné čerpat z doporučení od Federal Highway Administration (USA), kde má UHPC následující specifikaci: jemnozrnný kompozitní materiál s cementovým pojivem, vodopojivový součinitel nižší než 0,25, vysoká dávka rozptýlené výztuže, pevnost v tlaku vyšší než 150 MPa, reziduální pevnost vyšší než 5 MPa, výrazně zvýšená trvanlivost ve srovnání s běžnými a vysokohodnotnými betony. Další možností jsou německá doporučení publikovaná v Beton-Kalender 2013 [2], [3]. Obecně se předpokládá, že UHPC dosahuje pevnosti 150 MPa (měřeno na standardních válcích). Další vlastnosti jsou uvedeny orientačně, jako např. modul pružnosti cca 45 až 55 GPa. Německá doporučení kladou důraz na trvanlivost a odolnost UHPC, a proto připouštějí i nižší pevnosti. Vychází se z názoru, že UHPC má být navržen na konkrétní podmínky použití. Kde je třeba vysoká pevnost, může být požadavek i přesahující 150 MPa. Dle konstrukce je třeba rozhodnout, která vlastnost je důležitá a podle toho navrhnout UHPC pro dané konkrétní požadavky. UHPC se tedy neliší od běžného betonu pouze vysokou pevností v tlaku (přes 150 MPa), ale hlavně celkovou skladbou směsi, která je od běžného nebo vysokopevnostního betonu velmi odlišná. Na fotografiích na obr. 1 až 3 je zachycena změna skladby směsi se zvyšující se pevností. UHPC je jemnozrnná směs s vysokou dávkou cementu, mikrosiliky a drátků, která má vysokou hutnost bez kapilár BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

31 ní porozity. Toto má za následek vysoké tahové pevnosti matrice a odolnosti materiálu vůči prostředí. LABORATORNÍ ČÁST VÝVOJE UHPC Dodavatel betonu se začal věnovat vývoji UHPC již v roce Na začátku byl proveden předvýběr vstupních materiálů dle deklarovaných parametrů. V laboratoři byla poté ověřena vzájemná kompatibilita materiálů a následně navržena receptura ultra-vysokohodnotné malty a poté i samotného betonu. Na maltách se zkoušela pouze pevnost v tahu a tlaku na trámečcích mm, konzistence a obsah vzduchu. Vzorky z UHPC malty byly teplotně ošetřovány z důvodu zkrácení doby zrání. Naměřené pevnosti v tlaku na zlomcích takto tepelně ošetřovaných trámečků se pohybovaly v rozmezí 160 až 200 MPa ve stáří 7 dnů. Jako výchozí receptura pro návrh ultra-vysokohodnotného betonu byla použita receptura malty, která dosahovala nejlepších výsledků z pohledu pevností, zpracovatelnosti a stability. Složení betonu se od složení malty lišilo pouze tím, že část objemu malty byla nahrazena hrubým kamenivem a byly přidány drátky. Na tomto laboratorně vyrobeném betonu se zkoušely nejenom pevnosti v tlaku a tahu ale i další parametry betonu, např. smrštění nebo rychlost pronikání chloridů. Zkušební tělesa betonu po dobu zrání nebyla teplotně ošetřena. Parametry konečné laboratorní směsi UHPC betonu jsou uvedeny v tab. 1. Z tab. 1 je vidět, že pevnosti v tlaku na krychlích o hraně 100 mm jsou jen mírně vyšší než pevnosti na válcích (o 2,5 %). Při uvážení používaného přepočtu 0,95krát krychelná pevnost na 100 mm krychlích = krychel- Program pro výpo et prutových konstrukcí MKP program pro výpo et 3D konstrukcí Obr. 1 Řez běžným betonem Fig. 1 Cross-section of standard concrete Obr. 2 Řez vysokopevnostním betonem Fig. 2 Cross-section of high strength concrete Obr. 3 Řez UHPC Fig. 3 Cross-section of UHPC Obr. 4 UHPC malta při plnění zkušební nádoby Fig. 4 UHPC mortar at the time of pouring into a testing container Obr. 5 UHPC při míchání v laboratorní míchačce Fig. 5 UHPC during mixing in a laboratory mixer Obr. 6 UHPC při zkoušce rozlivu přes J-ring Fig. 6 UHPC during slump flow through J-ring Tab. 1 Parametry konečné laboratorní směsi Tab. 1 Parameters of final laboratory composition Charakteristika Hodnota Rozliv Abramsovým kuželem [mm] 790 Objemová hmotnost [kg/m 3 ] Pevnost v tlaku, krychle o hraně 100 mm [MPa] 168,5 Pevnost v tlaku, trámečky 160 mm [MPa] 182,5 Pevnost v tlaku, válce 300 mm [MPa] 164,4 Pevnost v tahu za ohybu, trámec 700 mm 4b [MPa] 10,5 Odolnost proti mrazu a rozmrazovacím látkám dle DIN CEN/TS :2006 [g/m 2 ] 37,4 Hloubka průniku chloridů dle DAfStb publication nbr. 510 [mm] Aktuální informace Eurokódy / Mezinárodní normy Nové přídavné moduly Export do 3D PDF Vizualizace výztuže v 3D modelu Dlubal Software s.r.o. Anglická 28, Praha 2 Tel.: info@dlubal.cz Firemní prezentace Sledujte nás na: 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 29

32 Smrštění vzorek 1 uloženo v teple Smrštění [microstrain] Čas od ukládky UHPC [h] Teplota, krychlená pevnost v tlaku [ºC, MPa] Smrštění vzorek 2 uloženo v chladu Smrštění vzorek 3 uloženo v teple Teplota UHPC uloženého v teple Teplota vzduchu teplé uložení Teplota vzduchu chladné uložení Krychlená pevnost v tlaku uloženo v teple Krychlená pevnost v tlaku uloženo v chladnu Pevnost v tlaku [MPa] válec 300 krychle 100 zlomek 40 Pevnost v tahu za ohybu [MPa] trámeček 160 trámec 700 s vrubem trámec 700 bez vrubu Stáří betonu [d] Typ zkušebního tělesa ná pevnost na 150 mm krychlích, nám krychel ná pevnost (150 mm) vychází dokonce méně, než je válcová pevnost. U těchto betonů tedy nelze uvažovat se standardním poměrem mezi krychel nou a válcovou pevností. Při počátečních zkouškách materiálu je nutné stanovit pevnosti betonu na různých tělesech. PŘEVOD LABORATORNÍ RECEPTURY DO PRAXE Výsledky receptur z laboratoře byly nadějné, a tak se přistoupilo k jejich aplikaci na reálných betonárnách výrobce betonu. Brzy se ukázalo, že výroba UHPC je značně odlišná od výroby běžných betonů. Zároveň se ukázalo, že finální receptura UHPC navržená v laboratoři se sice namíchat dá, ale z hlediska technologie výroby na betonárně, dopravy autodomíchávačem a ukládky bez vibrace není vhodná. Důvodem byl zvolený typ cementu, který nadměrně zvyšoval teplotu čerstvé směsi při dlouhém míchání v míchacím jádře, jehož objem několikanásobně převyšoval objem laboratorního zařízení. Bylo tedy nutné zahájit optimalizaci složení UHPC na betonárně, zaměřenou na využitelnost materiálu pro plánované uplatnění. Byly odzkoušeny různé typy cementů a mikrosiliky, různé dávky superplastifikátoru a různé poměry složek. Jako nejdůležitější se ukázala záměna cementu za cement s nižší reaktivitou a optimalizace technologie míchání z pohledu časování navažování různých složek a doby jejich míchání. Celkově bylo na betonárně namícháno přes 30 zkušebních záměsí. Vyhodnocení těchto záměsí není náplní tohoto článku. Finální receptura byla přizpůsobena požadavkům vyplývajícím z výroby UHPC pro lávku v Čelákovicích [4]. UHPC musel být vyrobitelný na běžné betonárně, při běžném provozu. Dále musel být UHPC přepravitelný autodomíchávačem na vzdálenost 26 km i v letním období. V neposlední řadě musel být UHPC v samozhutnitelné konzistenci, s co nejnižší viskozitou, ale bez segregace. Z hlediska mechanických parametrů byla vyžadována krychelná pevnost v tlaku 130 MPa a 15 MPa v tahu za ohybu na 700mm trámci, zatěžovaném tříbodovým ohybem. Pevnostní parametry konečné receptury v tlaku jsou uvedeny v grafu na obr. 8. Pevnosti ve 28 dnech se pohybují v rozmezí 153 až 195 MPa v závislosti na použitém zkušebním tělese. V souladu s předpoklady a výsledky z laboratoře jsou největší naměřené pevnosti v tlaku na zlomcích trámečků o rozměrech mm. Naopak nejmenší pevnosti jsou naměřeny na válcích. Z pohledu výroby zkušebních těles a jejich zkoušení se ukázalo jako nejvhodnější provádět kontrolní zkoušky na krychlích o hraně 100 mm. U válců je nutno upravit tlačné plochy zkušebního tělesa, což je finančně náročné a způsob úpravy ovlivňuje naměřený výsledek. U krychlí o hraně 150 mm je problém s nedostatkem dostatečně výkonných lisů dostupných v laboratořích v ČR. Zlomky trámečků, kde na tlak zkoušíme vzorky s tlačenou plochou mm, jsou příliš malé vzhledem k složení směsi a geometrii konstrukce. Modul pruž- 30 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

33 900 Obr. 7 Únosnost 15 mm silné desky z UHPC v tahu za ohybu Fig. 7 Bending strength of a 15 mm thick plate made of UHPC Smrštění [microstrain] Vodní uložení Smrštění UHPC suché uložení Smrštění UHPC proměnné uložení Laboratorní uložení suché Obr. 8 Pevnosti konečné receptury vyrobené na betonárně v tlaku Fig. 8 Compression strength of final composition, made at concrete plant Obr. 9 Pevnosti konečné receptury vyrobené na betonárně v tahu za ohybu Fig. 9 Strength in tension during bending of final composition made at concrete plant Obr. 10 Objemové změny a vývoj pevností v závislosti na teplotě uložení Fig. 10 Shrinkage and strength development in different curing temperatures 100 Laboratorní uložení suché Obr. 11 Dlouhodobé objemové změny Fig. 11 Long-term shrinkage Stáří betonu od uložení [d] Obr. 12 Průběh teplot UHPC v izolované krychli Fig. 12 UHPC temperature in time in an insulated box nosti na válci o výšce 300 mm činil 48,5 GPa a na trámci o délce 400 mm 50 GPa. Pevnostní parametry konečné receptury v tahu jsou uvedeny v grafu na obr. 9. Pevnosti v tahu za ohybu stanovené na trámečcích délky 160 mm jsou výrazně vyšší než pevnosti v tahu na trámcích o délce 700 mm. Nejnižší pevnost je na trámci o délce 700 mm bez zářezu zatěžovaném čtyřbodovým ohybem. Zároveň byl při této zkoušce zjištěn největší rozptyl výsledků. Projektem byla zadána požadovaná hodnota pevnosti v tahu za ohybu při tříbodovém ohybu, proto byl mate riál dále touto metodou zkoušen. Na fotografii na obr. 7 je vidět únosnost 15 mm silné desky z UHPC vyztuženého drátky, bez prutové výztuže. V rámci počátečních zkoušek byly měřeny i objemové změny a vývoj teplot během hydratace. Zásadní vliv 12 Teplota [ C] na průběh smrštění a vývoj pevností měla teplota uložení (obr. 10). Beton uložený v chladu byl uložen ve venkovním prostředí, kde teplota kolísala od 20 do 5 C. Beton uložený v teple byl uložen v laboratorní sušárně, ochráněný před ztrátou vlhkosti. Teplota byla nastavená na 45 C. Teplota betonu v teplém uložení byla měřena vpichovacím teploměrem v krychli o hraně 150 mm. Z grafu na obr. 10 je patrný výrazný nárůst krátkodobé pevnosti, daný zvýšenou teplotou uložení. Beton uložený v teple měl již po 21 h krychelnou pevnost v tlaku přes 100 MPa, oproti 25 MPa ve stejném čase u betonu uloženého v chladu. Dále je vidět zřetelná změna průběhu objemových změn ohřívaných vzorků oproti vzorku v chladu. Objemové změny byly měřeny tenzometry zabetonovanými ve válcích o výšce 0:00:00 6:00:00 12:00:00 18:00:00 24:00:00 30:00:00 36:00:00 42:00:00 48:00:00 54:00:00 60:00:00 66:00:00 72:00:00 78:00:00 84:00:00 90:00:00 96:00:00 102:00:00 108:00:00 114:00:00 120:00:00 126:00:00 132:00:00 138:00:00 144:00:00 150:00:00 156:00:00 162:00:00 168:00:00 Čas od zabetonování vzorku [h] teplota ve středu krychle vnější teplota vzduchu 300 mm. Vzorky byly po celou dobu zkoušky v plastové formě. Vzorky uložené v teple nejdříve nabývaly (vlivem ohřevu směsi) a v okamžiku začátku hydratace se začaly prudce smršťovat. Tento skok činil zhruba 0,2 mm/m za 2 h. Poté se rychlost smršťování ustálila na cca 0,08 mm/m za 10 h. Oproti tomu počáteční skok u UHPC v chladu činil 0,35 mm/m za 5 h. Těchto poznatků bylo využito při ošetřování segmentů z UHPC pro lávku. V grafu na obr. 11 jsou znázorněny dlouhodobé objemové změny UHPC. Modře je značené smrštění vzorku uloženého v suchém prostředí a červeně vzorku, který byl nejdříve uložen ve vodě a poté vyndán do suchého laboratorního prostředí. Celková doba měření je cca 800 dní. Měření objemových změn stále pokračují. UHPC oproti běžnému betonu vykazuje výrazný nárůst autogenního smrštění na úkor smrštění z vysychání. Celkové smrštění činí přes 0,8 mm/m ve stáří 800 dní, což je více než u běžných betonů. V případě výroby prefabrikátů z UHPC tato negativní vlastnost nemá vliv na kvalitu panelů, protože 70 % smrštění proběhne do 30 dnů od uložení betonu, a tedy i do osazení do konstrukce. UHPC není navržen pro využití v masivních konstrukcích. Přesto byl změřen průběh teploty v tepelně izolované krychli pro srovnání s betony běžnými. Průběh teploty je v grafu na obr. 12. Dle zkušeností tento model reprezentuje průběh teploty v jádru zhruba 1 m silné desky. Maximální dosažená teplota je sice velmi vysoká, ovšem v porovnání s běžnými betony s poloviční 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 31

34 Obr. 13 Plnění formy betonem UHPC Fig. 13 Pouring of UHPC into the mould Obr. 14 Plnění formy segmentu ze dvou autodomíchávačů zároveň Fig. 14 Concrete casting into the mould from two truck mixers at the same time Obr. 15 Improvizovaná zatěžovací zkouška segmentu Fig. 15 Improvised loading test of precast element Obr. 16 Hotová lávka z UHPC v Čelákovicích Fig. 16 Finished footbridge of UHPC in Čelákovice dávkou cementu je nárůst maximální teploty nízký (o cca 10 C). Zkoušky odolnosti UHPC provedené v rámci počátečních i kontrolních zkoušek prokázaly nesrovnatelně lepší odolnosti, než je běžné u standardních betonů. Při opakovaných zkouškách odolností vůči zmrazování a rozmrazování dle ČSN , při prodlouženém cyklování na 300 cyklů (běžně 75 pro XF4 metodou C), činily odpady řádově desítky gramů na m 2, což je na hranici měřitelnosti pro tuto metodu (pro XF4 je stanoveno maximum g/m 2 ). Maximální průsaky dle ČSN EN činily vždy 0 mm. Nejpřísnějším kritériem dle normy ČSN EN 206-1/Z3 je přitom 20 mm. Dá se tedy říci, že UHPC má odolnosti mimo měřitelný rozsah současných metod. VÝROBA, DOPRAVA A UKLÁDKA UHPC Vlastní výroba betonu UHPC pro segmenty lávky v Čelákovicích probíhala na betonárně dodavatele betonu v Praze Troji. Věžová betonárna je vybavena dvouhřídelovým míchacím jádrem o objemu 3 m 3. Na betonárně je možnost skladovat vstupní suroviny včetně kameniva v silech, kde jsou chráněny před vlhkostí. Dávkování suchých materiálů je pro tento typ betonu výhodné. Na velmi přesném dávkování vody a kvalitě vstupních surovin je založen úspěch výroby UHPC. Přes veškeré moderní vybavení betonárny, včetně její plné automatizace, bylo nutné některé vstupní suroviny dávkovat ručně (drátky). Beton byl nakládán do autodomíchávačů a jako transportbeton byl přepravován do výrobny segmentů v Brandýse nad Labem. Míchací proces jedné záměsi o velikosti 1 m 3 trval celkem 12 min. Na výrobu jednoho prefabrikátu bylo potřeba namíchat 4 m 3 betonu, dopraveného dvěma autodomíchávači. Namíchání 4 m 3 tedy trvalo necelou hodinu. UHPC byl vyráběn v samozhutnitelné konzistenci. Rozliv byl měřen běžným Abramsovým kuželem, v klasické poloze. Během této zkoušky se dále vizuálně sledovala stabilita směsi a rozložení drátků ve směsi. Kromě rozlití se sledoval také čas T500, jako index viskozity. Hodnota T500 udává dobu, za jak dlouho dosáhne směs rozlití 500 mm. Jako ideální pro plnění prefabrikátu byl stanoven čas T500 v rozmezí 8 až 12 s. Tento čas se ukázal být důležitějším, než konečné rozlití směsi. Jako kontrolní těleso pro pevnost v tlaku byla zvolena krychle o hraně 100 mm. Krychelná pevnost byla zkoušena z každého autodomíchávače jak na betonárně, tak na stavbě. Na stavbě byl UHPC ukládán z obou autodomíchávačů zároveň a beton sám plnil formu (obr. 13 a 14). Kontrolními otvory se pouze sledovalo, zda nedochází k blokaci materiálu. Po skončení betonáže proběhlo zaplachtování a segment se začal teplotně ošetřovat, pro zvýšení obrátkovosti formy. Z výsledků kontrolních zkoušek vyplývá, že beton ve všech případech splnil požadavky projektu. I přes dohled technologa nad každým mícháním UHPC byl rozptyl výsledků vyšší, než je běžné u standardního betonu. Při přípravě tohoto typu betonu je tedy nutno počítat s vyšší rezervou v pevnosti pro rozptyl při kontrolních zkouškách. Průměrná krychelná pevnost v tlaku po 28 dnech činila přes 150 MPa a v 90 dnech 160 MPa. V 90 dnech už pevnost jednotlivých výsledků neklesala pod 150 MPa. Zkoušky odolnosti betonu (CHRL, průsak) vyhověly s výraznou rezervou a bez odchylek v čase. ZÁVĚR Výroba UHPC je složitý proces. Parametry UHPC závisí na volbě složek. Výběr vhodného cementu je jednou, ale nikoli jedinou základní podmínkou pro dosažení vysoké pevnosti. Dalším neméně důležitým faktorem je nastave- 32 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

35 16 ní křivky zrnitosti kompletní směsi včetně pojiva. Granulometrie všech složek směsi a jejich kombinace je zásadní pro dosažení optimálního vyplnění prostoru. Složení konkrétní směsi je výsledkem dlouhodobého zkoušení. Dále je třeba směs modifikovat dle typu použitých vláken. Samozhutnitelná forma UHPC je poměrně častá, protože zjednodušuje ukládání směsi. V případě betonu vyvíjeného pro transportbeton je nutné požadovat delší dobu zpracovatelnosti. To se v případě popsaného betonu podařilo. Při výrobě prvků z UHPC je třeba předem ověřit postupy betonáže. Největší problém je zajištění rovnoměrného rozmístění a orientace vláken. Zkušenosti z betonáží u nás i v zahraniční ukazují, že postup betonáže může ovlivnit orientaci vláken významně, což může mít za následek rozdílné mechanické vlastnosti zejména tahovou pevnost v různých směrech. U konstrukcí, kde jsou mechanické vlastnosti důležité pro funkci prvku, je nutné provádět příslušná experimentální ověření nejen vlastního betonu, ale i konkrétních konstrukčních prvků. Dále je třeba respektovat vliv autogenního smršťování, který je podstatně významnější než u vysokopevnostních betonů. Příslušná doporučení pro taková ověřování lze převzít ze zahraničí [1], [2], [3]. V současné době se v rámci výzkumných projektů připravují podobná doporučení pro ČR. Protože jsou zkušenosti s UHPC jako novým materiálem omezené, lze doporučit spíše konzervativní návrhy konstrukcí s důrazem na robustnost. Tak lze zajistit, že, i v případě nesplnění některých předpokladů, konstrukce nebude pravděpodobně ohrožena z hlediska bezpečnosti ani z hlediska použitelnosti. V článku jsou uvedeny některé výsledky získané při řešení projektu č. FR TI3/531 podporovaného MPO. Literatura: [1] Documents scientifiques et techniques Betons Fibres Á Ultra-Hautes Performances Recommandations, Edition révisée, Juin 2013 [2] Beton-Kalender 2013, Teil 2, IX Ultrahochfester Beton UHPC, Ernst & Sohn, 2013, (něm.) [3] Ultra High Performance Concrete UHPC, Beton-Kalender, Wiley, Ernst & Sohn, 2014 (angl.) [4] Kalný M., Komanec J., Vítek J. L., Brož R., Koukolík P., Coufal R.: Lávka přes Labe v Čelákovicích první nosná konstrukce z UHPC v ČR, Beton TKS 4/2014, p Lávka z UHPC v Čelákovicích Investor Město Čelákovice Projekt konstrukce Pontex, s. r. o. Dodavatel Metrostav, a. s., Divize 5 Návrh směsi a dodavatel betonu TBG Metrostav, s. r. o. Výstavba podzim 2012 až prosinec 2013 Slavnostní otevření červen 2014 Konečná cena 40,98 mil. Kč (z toho dotace 10 mil. Kč SFDI) Ing. Robert Coufal, Ph.D. TBG Metrostav, s. r. o. Rohanské nábř. 68, Praha 8 tel.: robert.coufal@tbg-beton.cz prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., FEng. Metrostav, a. s. Koželužská 2450/4, Praha 8 Stavební fakulta ČVUT v Praze tel: vitek@metrostav.cz Ing. Alena Procházková TBG Metrostav, s. r. o. Rohanské nábř Praha 8 tel.: /2015 technologie konstrukce sanace BETON 33

36 OHYBOVÁ ÚNOSNOST DESEK ZTRACENÉHO BEDNĚNÍ VYROBENÝCH Z UHPFRC A VLIV DISTRIBUCE OCELOVÝCH VLÁKEN INFLUENCE OF STEEL FIBRE DISTRIBUTION ON LOAD-BEARING CAPACITY OF UHPFRC LOST SHUTTERING SLABS Milan Rydval, Jiří Kolísko Ultra-High Performance Fiber Reinforced Concrete (UHPFRC) je jemnozrnný cementem pojený kompozitní materiál, který je používán po celém světě. UHPFRC spadají do široké skupiny vysokopevnostních UHPC betonů. I přes jeho používání ve světovém měřítku neexistuje jeho jednotná klasifikace. Jedním z rozhodujících parametrů je pevnost v tlaku, která také není jednoznačně určena. Obecně do skupiny UHPC spadají betony, jejichž pevnost je vyšší než 150 MPa. Oproti světovému využití UHPC ve stavební praxi si UHPC v České republice hledá cestu ke svému uplatnění. Vývoj tohoto jemnozrnného kompozitního materiálu s sebou přináší řadu technických a technologických problémů, které je třeba řešit pro zdárnou aplikaci prvků z UHPC jako stavebních dílců. Vliv distribuce vláken po výšce průřezu a její homogenita je jedním z problémů, kterému je třeba se věnovat. Mechanické vlastnosti, zejména pevnost v tahu za ohybu, mohou být negativně ovlivněny segregací vláken ke dnu formy. V článku jsou uvedeny výsledky průkazních zkoušek desek ztraceného bednění, které byly použity pro rekonstrukci mostu přes rychlostní silnici R10 poblíž Benátek nad Jizerou. Článek se nezabývá pouze ohybovými zkouškami desek, ale také kontrolou distribuce vláken po výšce průřezu a jejímu vlivu na výslednou mechanickou pevnost materiálu desek. UHPFRC is increasingly being used all around the world. Ultra-High Performance Fibre Reinforced Concrete is fine grained cementitious composite material from the wide range of Ultra-High Performance Concrete. Uniform designation and classification does not exist for this type of material. The compressive strength is one of the significant parameter for UHPC materials but even that is not uniformly defined. Compressive strength greater than 150 MPa can generally characterize this type of material. UHPC is used more widely around the world than in the Czech Republic. The development of this type of material is associated with a number of technical and technological problems that need to be solved before using this material at real constructions and real parts of structures. Homogeneity of the steel fibre distribution at cross section is one of those problems. Mechanical properties, especially flexural bending strength, could be negatively affected by segregation of fibres to the bottom of the formwork. Results of validation tests of permanent formwork slabs made from UHPC that were used for the reconstruction of the bridge near Benatky nad Jizerou are presented in this paper. The paper describes not only bending tests on the slabs but it also describes the method of checking the steel fibre homogeneity and its impact on load bearing capacity of the slabs. UHPFRC je relativně novým jemnozrnným kompozitním materiálem, jehož pevná a zároveň křehká matrice je vyztužena kovovými vlákny. Tento materiál vznikl postupnou modifikací betonu běžného, zejména v souvislosti s rozvojem stavební chemie. Od běžných betonů se UHPFRC liší použitím jemného kameniva, d max 4 mm, které spolu s cementovým pojivem a dalšími jemnými fillery jsou skládány tak, aby granulometrická křivka byla co nejplynulejší. Další odlišností ve složení směsi je nízká hodnota vodního součinitele (cca 0,2 až 0,3) a použití vysoce účinných superplastifikátorů. V celosvětovém měřítku prozatím neexistuje jednotný a všeobecně uznávaný předpis, který by tento typ materiálu blíže specifikoval. Toto je částečně dáno rozdílným stupněm vývoje a také rozdílnou kvalitou vstupních surovin v jednotlivých zemích, kde je tento materiál nejen vyvíjen ale i aplikován v reálných stavbách nebo stavebních dílcích. 1 Vzhledem k sbližování jednotlivých názorů lze tento typ betonu charakterizovat pevností v tlaku na válcích, která by měla být minimálně 150 MPa, resp. např. dle doporučení FHWA [9] také 126 MPa. V národních doporučeních, jako např. AFGC [1], JSCE [2], Deutscher Ausschuss für Stahlbeton [3], Beton-Kalender [8], se liší i velikostí zkušebních těles, na kterých je tato mez stanovena. Obecně by ale tato hodnota pevnosti v tlaku měla být stanovena na válcových zkušebních tělesech s poměrem průměru k výšce od 1:2 po 1:3. Dalším charakteristickým parametrem pro UHPC je pevnost v tahu, která je nejčastěji nahrazována pevností v tahu za ohybu. I u této zkoušky se ovšem hodnoty pevnosti při vzniku trhliny liší a také způsob zkoušení je odlišný. Nejen vzhledem k těmto ale i dalším užitným parametrům je UHPFRC využitelný pro výrobu subtilnějších konstrukčních prvků a při vhodně navrženém tvaru prvku a jeho umístění v konstrukci také pro výrobu prvků bez běžné ocelářské výztuže nebo s jejím omezením. Ve světě je tento materiál používán pro reálné konstrukce a konstrukční prvky. V České republice již také začíná získávat prostor při reál- 34 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

37 Obr. 1 Instalace desek ztraceného bednění z materiálu na bázi UHPFRC na mostním objektu přes silnici R10 poblíž Benátek nad Jizerou Fig. 1 Installation of bridge slabs of permanent formwork made of UHPC on the reconstructed bridge in Benatky nad Jizerou 2 Obr. 2 Schéma uspořádání zatěžovací zkoušky desek ztraceného bednění ve čtyřbodovém ohybu Fig. 2 Four-point bending test arrangement of UHPFRC lost shuttering slabs ných aplikacích, jakou je např. lávka pro pěší v Čelákovicích (viz Beton TKS 4/2014, str , pozn. red.). EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST Vlastnosti a dávkování jednotlivých složek, stabilita směsi vůči segregaci, technologie výroby a lidský faktor ovlivňují výsledné mechanické vlastnosti Ultra-High Performance Concrete (UHPC). Všechny výše uvedené faktory ovlivňují také míru homogenity distribuce vláken po výšce průřezu, která ovlivňuje mechanické pevnosti, zejména pevnost v tahu, resp. pevnost v tahu za ohybu. Při návrhu prvků z tohoto typu materiálu lze jako podkladu využít řadu publikací, jako např. Model Code [4], doporučení AFGC [1] nebo Deutscher Ausschuss für Stahlbeton [3] ad. V těchto významných publikacích a doporučeních jsou shrnuty výsledky několikaletého vývoje UHPC ve světě, ale nezabývají se metodami kontroly homogenity distribuce vláken a hodnocením jejího vlivu na výsledné mechanické parametry. Ve francouzském doporučení AFGC [1] je stanovována hodnota K-faktoru, který by měl postihnout rozdílné rozložení vláken v prvku. V tomto článku je popsána mikroskopická metoda kontroly distribuce Obr. 3 Uspořádání zatěžovací zkoušky desek ztraceného bednění Fig. 3 Four-point bendig test of UHPFRC lost shuttering slabs Obr. 4 Výsledky ohybových zkoušek u vyhodnocovaných desek ztraceného bednění z UHPFRC Fig. 4 Load mid-span deflection relations of the four-point bending test vláken a její vliv na ohybovou únosnost desek o rozměrech 1 1,6 m a tloušťce 20 mm, které byly po obvodu a ve středu vyztuženy žebry o výšce 60 mm (včetně tloušťky desky) a byly vyrobeny z jemnozrnného kompozitního materiálu na bázi UHPFRC [5]. Tento typ desek byl po provedení všech zkoušek využit při rekonstrukci mostu přes rychlostní silnici R10 poblíž Benátek nad Jizerou. Desky z materiálu na bázi UHPFRC byly použity jako ztracené bednění u spřažené ocelobetonové mostní konstrukce (obr. 1). ZKOUŠKY DESEK V OHYBU V běžném závodě na výrobu prefabrikátů byly vyrobeny zkušební desky ztraceného bednění o rozměru 1 1,6 m a tloušťce 20 mm, symetricky vyztužené po obvodě a ve středu žebry o celkové výšce 60 mm, v příčném směru bylo středové žebro vysoké 40 mm. Desky byly převezeny do laboratoře Kloknerova ústavu ČVUT v Praze, kde byly zkoušeny ve čtyřbodovém ohybu. Rychlost zatěžování do dosažení meze pevnosti a vzniku makrotrhliny byla 0,01 mm/s posunu pístu hydraulického válce. Po porušení desky a dosažení meze pevnosti byla rychlost posunu pístu zvýšena na hodnotu 0,02 až 0,03 mm/s. Celková doba zatěžování byla 30 min. Pro snímání průběhu zkoušek byly na řídicí systém napojeny snímače deformací ve středu rozpětí a u podpor a také snímač síly, a tak bylo možno průběžně sledovat deformace desek. Na obr. 2 a 3 je vidět uspořádání zkoušky a zatěžovaná deska. Při betonáži byly desky orientovány žebry směrem dolů, což mohlo přispět k poklesu (sednutí) drátků do žeber vlivem gravitace. Během optimalizace receptury a technologie výroby byla provedena řada kontrolních testů, které měly ověřit vhodnost zvolené technologie výroby a složení směsi. Během pilotních testů desek ztraceného bednění bylo provedeno více než dvacet zkoušek pevnosti ve čtyřbodovém ohybu. Při zkouškách byla sledována závislost působící síly a deformace desky ve středu rozpětí. Výsledkem každé zkoušky byl pracovní diagram. Na obr. 4 jsou uvedeny pracovní diagramy několika vybraných desek, u kterých byla následně kontrolována homogenita distribuce ocelových vláken. Během pilotních testů byl u některých desek zjištěn značný pokles v naměřených hodnotách maximální síly při porušení desky. Obvyklá únosnost desek přesahovala 20 kn. Nastaly však i případy (obr. 4), kdy došlo k významnému poklesu únosnosti. V rámci stanovení příčin byly vybrané desky použity pro kontrolu distribuce vláken po průřezu (obr. 5). Fyzikálně-mechanické vlastnosti materiálu desek jsou uvedeny v tab. 1. Testy byly prováděny na tělesech vyrobených přímo při výrobě desek, tj. mícháním v běžném provozu prefa závodu a ošetřovaných po odformování ve vodní lázni až do termínu zkoušek Zatížení [kn] F max,2 = 25,7 kn F max,3 = 24,5 kn F max,1 = 24,1 kn F max,4 = 15,0 kn Průhyb uprostřed rozpětí [mm] 4 Deska 1 Deska 2 Deska 3 Deska 4 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 35

38 Tab. 1 Souhrnný přehled průměrných výsledků průkazní zkoušky UHPFRC při zahájení výroby desek ztraceného bednění Tab. 1 Summary of preliminary tests results of lost shuttering UHPFRC slabs Zkouška Příslušná norma Průměrná dosažená hodnota Konzistence sednutí rozlitím v čase 25 min [mm] ČSN EN Objemová hmotnost čerstvé směsi [kg/m 3 ] ČSN EN Válcová pevnost v tlaku po 28 dnech [MPa] ČSN EN Modul pružnosti po 28 dnech [GPa] ČSN ISO Pevnost v tahu za ohybu po 28 dnech, trámce 150 x 150 x 700 mm se zářezem [MPa] ČSN EN A1 13,9 Reziduální pevnost v tahu za ohybu σ 1 po 28 dnech pro CMOD 1 mm [MPa] ČSN EN A1 9,5 Reziduální pevnost v tahu za ohybu σ 4 po 28 dnech pro CMOD 4 mm [MPa] ČSN EN A1 4,9 Hloubka průsaku tlakovou vodou [mm] ČSN EN ,5 Odpad při odolnosti proti CHRL [g/m 2 ], metoda C, 125 cyklů ČSN Obr. 5 Schéma sektorů pro vyhodnocení homogenity distribuce vláken na deskách ztraceného bednění vyrobených z UHPFRC, celkem provedeno vyhodnocení ve 188 sektorech (62 % celkové řezné plochy) Fig. 5 Subsectors scheme used for controlling homogeneity of steel fibre distribution at cross section of lost shuttering slabs, 62 % of cross section was controlled Obr. 6 Distribuce drátků u desky 2 v poloze, v které byly zkoušeny, F max = 25,7 kn Fig. 6 Steel fibre distribution in slab 2 in fourpoint bending test position, F max = 25.7 kn Obr. 7 Distribuce drátků u desky 4 v poloze, v které byly zkoušeny, F max = 15 kn Fig. 7 Steel fibre distribution in slab 4 in four-point bending test position, F max = 15 kn 5 KONTROLA HOMOGENITY OCELOVÝCH VLÁKEN PO VÝŠCE PRŮŘEZU Homogenita distribuce ocelových vláken je jedním z faktorů ovlivňujících výsledné mechanické parametry prvků vyrobených z UHPFRC. Distribuce vláken je jedním z parametrů, který není závislý na stáří betonu a lze ji kontrolovat jak u čerstvé směsi, tak u ztvrdlého kompozitu pomocí nedestruktivních i destruktivních zkoušek [6]. Mikroskopická metoda kontroly distribuce vláken použitá v tomto projektu spadá do skupiny destruktivních zkoušek, jelikož pro její provedení je potřeba odebrat vzorek z prvku, případně z konstrukce. Při kontrole homogenity ocelových vláken u desek ztraceného bednění byla tato metoda použita po statické zkoušce pevnosti v tahu za ohybu, a to snímáním řezné plochy vytvořené poblíž makrotrhliny. Celkem bylo pro kontrolu vybráno šest desek tak, aby jedna polovina z nich měla vyhovující pevnost a druhá polovina pevnost nevyhovující. Desky byly po provedení zkoušky v ohybu rozřezány pilou s diamantovým kotoučem poblíž vzniklé makrotrhliny. Na řezné ploše byl vytvořen rastr sektorů o velikosti 100 mm 2 po celé délce desky, včetně ztužujících žeber (obr. 5). Kontrola distribuce drátků byla prováděna pomocí mikroskopu na zhruba 2/3 celkové řezné plochy. Po vytvoření sektorů byl povrch namáčen a snímán digitálním mikroskopem a poté bylo pomocí grafického programu stanovováno množství drátků v příslušném sektoru. Při snímání byl povrch 30krát zvětšen. Během snímání byly zkoušeny i další úpravy povrchu tak, aby byly drátky rozpoznatelné od kameniva. Grafy na obr. 6 a 7 zobrazují výsledky kontroly distribuce vláken na řezných plochách desek ztraceného bednění. Z grafu na obr. 6 je patrné, že u desky 2 byly drátky rovnoměrněji rozloženy nejen v desce tloušťky 20 mm, ale také ve ztužujících žebrech, která tvořila při výrobě dno formy. Průměrný stupeň vyztužení u vrchního (vzdušného) líce desky, vzdálenost od spodního líce desky 0 až 10 mm, černá, při výrobě odpovídal průměru 1,2 % stupně vyztužení. Tato oblast by se dala charakterizovat jako tahová oblast při zkoušení desek. Obdobných hodnot bylo dosaženo i ve větších vzdálenostech od spodního líce desky, který během výroby byl horním, upravovaným lícem desky. Tomuto rovnoměrnému rozložení odpovídala maximální dosažená tlačná síla 25,7 kn. U desky 4 (obr. 7) je patrné, že došlo k výraznému sednutí drátků ke dnu formy do ztužujících žeber. Při stejném dávkování drátků jako u desky 2 (1,5 % objemového procenta na 1 m 3 směsi) byl průměrný stupeň vyztužení pouhých 0,67 %. S narůstající vzdáleností od spodního líce se tento průměr zvyšoval až do hodnoty 3,23 %. Při takto nerovnoměrném rozložení vláken, kdy v tahové oblasti byl stupeň vyztužení pouhých 0,67 % a v tlakové oblasti 3,23 %, byla dosažena maximální síla 15 kn, což je o 40 % méně než u desky 2 s rovnoměrným rozdělením vláken. Průměrný stupeň vy- Průměrný stupeň vyztužení [%] 2.00% 1.75% 1.50% 1.25% 1.00% 0.75% 0.50% 0.25% 0.00% A žebro B C D E F G žebro Vzdálenost od spodního líce desky [mm] H I J K L M žebro Průměrný stupeň vyztužení [%] 3.50% 3.25% 3.00% 2.75% 2.50% 2.25% 2.00% 1.75% 1.50% 1.25% 1.00% 0.75% 0.50% 0.25% 0.00% A žebro B C D E F G žebro Vzdálenost od spodního líce desky [mm] H I J K L M žebro 36 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

39 Literatura: [1] AFGC/SETRA: Bétons fibrés à ultra-hautes performances, Recommandations, Documents scientifiques et techniques, Association Française de Génie Civil, Setra, 2013 [2] JSCE-USC: Recommendations for Design and Construction of Ultra-High Strength Fiber-Reinforced Concrete Structures Draft [3] Schmidt M. a kol.: Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Sachstandsbericht Ultrahochfester Beton, Berlin, 2008, ISBN [4] fib Bulletin 55: Model Code 2010, First complete draft Volume 1, 2010, ISBN [5] Rydval M., Kolísko J., Vokáč M., Huňka P.: An assessment of the steel fibre distribution to load bearing capacity of lost shuttering slabs made from UHPFRC, Marseille, Francie: RILEM Proc. PRO 87, 2013, ISBN [6] Kolísko J., Rydval M., Huňka P.: UHPC Assessing the Distribution of the Steel Fibre and Homogeneity of the Matrix, Tel Aviv, Israel: Proc. of fib Symp. Tel Aviv 2013, ISBN [7] Kolísko J., Tichý J., Kalný M., Huňka P., Hájek P., Trefil V.: Vývoj ultra vysokohodnotného betonu (UHPC) na bázi surovin dostupných v ČR, Praha: Beton TKS 2012 příloha, str , ISSN [8] Fehling E., Schmidt M., Walraven J., Leutbecher T., Fröhlich S.: Ultra High Performance Concrete UHPC Beton-Kalender, Ernst & Sohn, Darmstatd, Germany 2014, ISBN [9] Design Guide for Precast UHPC Waffle Deck Panel System, including Connections, Publication No. FHWA-HIF , June 2013 ztužení byl stanoven podle vztahu (1): n mas ρ prům = 1 n i= 1 Ac 100 [%], (1) kde n je počet sektorů v dílčích oblastech (A až M) a vzdálenostech od dna formy (0 až 60 mm), m je počet drátků ve vyhodnocovaném sektoru, A s plocha jednoho drátku a A c je plocha vyšetřovaného sektoru. ZÁVĚR Vývoj a reálná aplikace prvků z jemnozrnného cementem pojeného kompozitního materiálu vyztuženého ocelovými drátky (UHPC) s sebou přináší řadu technických a technologických problémů, které je třeba řešit. Jedním z technologických problémů je potenciální možnost segregace vláken jak vlivem gravitace, tak vlivem stability směsi vůči segregaci drátků ke dnu formy. Jak ukazuje prezentovaný případ, segregace vláken může nepříznivě ovlivnit výsledné mechanické parametry. Z našich praktických výsledků a zkušeností s tímto jemnozrnným materiálem plyne, že k segregaci dochází nejen vlivem gravitace a stabilitou směsi, ale také při nedodržení pravidel návrhu receptury a pravidel při provádění prvků z tohoto materiálu. Během pilotních a kontrolních testů byl vytvořen technologický předpis, dle kterého byla řízena výroba všech desek tak, aby je bylo možné kvantifikovaně posoudit a porovnat s teoretickými předpoklady a bezpečně použít při rekonstrukci mostu přes rychlostní silnici R10 poblíž Benátek nad Jizerou, pod kterým nebyl během realizace opravy přerušen provoz. Dostupné návrhové zahraniční přístupy jsou si vědomy problematiky homogenity distribuce vláken po průřezu a do výpočtů zavádějí upřesňující koeficienty, které jsou zjišťovány experimentálními přístupy a postihují rizika nerovnoměrného rozdělení vláken v konstrukci. Segregace vláken ke dnu formy je jedním z fenoménů, který je nutno brát při výrobě UHPFRC v potaz a v zásadě, jak ukazují naše praktické zkušenosti, i fenoménem řešitelným. Kromě vhodného složení receptury je také nutné navrhnout technologii výroby a důsledně dodržovat pracovní kázeň při zacházení s tímto moderním, jemnozrnným cementem pojeným, kompozitním materiálem. Celosvětově rychle se množící a šířící aplikace tohoto high-tech materiálu je důkazem toho, že UHPC je možné využít nejen v laboratorních podmínkách, ale i mimo ně. Tato práce vznikla na základě finanční podpory Grantové agentury České republiky financováním z grantového projektu GAČR S Prvky z funkčně vrstvených vláknocementových kompozitů. Ing. Milan Rydval milan.rydval@klok.cvut.cz doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D. jiri.kolisko@klok.cvut.cz oba: Kloknerův ústav ČVUT v Praze Šolínova 7, Praha 6 Firemní prezentace 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 37

40 VÝVOJ KONSTRUKČNÍCH BETONŮ S ELEKTRÁRENSKÝMI POPÍLKY DEVELOPMENT OF STRUCTURAL CONCRETE WITH FLY ASH Martin Ťažký, Rudolf Hela, Tomáš Ťažký Článek pojednává o zefektivnění využití vysokoteplotního úletového popílku pro výrobu betonových směsí. Provedené výzkumy poukázaly na pozitivní vliv dávkování popílku s přihlédnutím ke granulometrii použitého cementu a popílku vedoucí k zlepšení fyzikálně-mechanických parametrů těchto betonů v porovnání s běžnými popílkovými betony. Článek vznikl v návaznosti na výzkum provedený v rámci bakalářské práce, který byl dále rozšířen. Tato bakalářská práce byla oceněna ČBS jako Vynikající bakalářská práce 2014 v kategorii technologie betonu. [1] The article discusses better usage of fly ash for preparation of concrete mixtures. These studies have shown positive impact of dosage of fly ash according granulometry of cement and fly ash. The concrete prepared according to this method has better mechanical and physical parameters compared with traditional concretes with fly ash. The article was written as continuation to the research of a bachelor s thesis and it s widening. This bachelor s thesis was awarded the ČBS 2014 Best bachelor s thesis in the concrete technology category [1]. VYSOKOTEPLOTNÍ ELEKTRÁRENSKÝ POPÍLEK OBECNĚ Použití vysokoteplotního elektrárenského popílku jako přísady pro výrobu betonu je známo prakticky již od 60. let minulého století. Základní betonářská norma ČSN EN 206 vysokoteplotní popílek charakterizuje jako přísadu typu II, tedy přísadu mající pucolánové nebo latentně hydraulické vlastnosti [2]. Použití popílku jako přísady, kterou je možno nahradit jisté množství dávky cementu, je však poměrně mladou záležitostí. Je tedy stále otázkou výzkumu, do jaké míry lze popílek tímto způsobem využívat a jak jeho využití dále zefektivnit. Snaha o maximalizování využití vysokoteplotního popílku je poháněna vysokou produkcí této suroviny v celosvětovém měřítku. V České republice se roční produkce úletového elektrárenského popílku stabilizovala přibližně na 6,2 mil t [3]. Zpracování druhotných surovin sebou přináší však nejen pozitivní environmentální a ekonomický aspekt, ale u těchto surovin je taktéž třeba počítat s řadou úskalí, na která není možno při použití v betonech zapomínat. Budeme-li používat pro výrobu betonu právě vysokoteplotní úletový popílek, je na prvním místě třeba zmínit výrazně nižší rychlost hydratačních reakcí oproti klasickému portlandskému cementu. Všeobecně lze říci, že počáteční pevnosti popílkových betonů jsou vždy nižší v porovnání s betony s plnou dávkou portlandského cementu, často je tomu tak i po 28 dnech zrání [4]. Úkolem této práce je vyzkoušet, v jakém množství je možno popílek jako částečnou náhradu cementu použít. Hledání optimálního množství popílku poté můžeme nazývat jako tzv. optimalizaci dávkování popílku pro výrobu betonu. Vysokoteplotní popílek je příměsí typu II, tzn. aktivní pucolánová složka. Z hlediska pucolanity vysokoteplotního popílku je důležitá zejména reaktivní amorfní forma SiO 2 [5]. Po chemické stránce se pucolanita projevuje za jistých podmínek tvorbou C-S-H gelů, které jsou prakticky shodné s hydratačními produkty vznikajícími při hydrataci portlandského cementu. Podstatou tvorby těchto gelů je reakce amorfního SiO 2 z vysokoteplotního popílku ve vodném prostředí s hydroxidem vápenatým (Ca(OH) 2 ), který vzniká zejména jako vedlejší produkt hydratace alitu (C 3 S) a belitu (C 2 S). Pro úplné využití použitého vysokoteplotního popílku jako pucolánové příměsi je tedy třeba dostatečné množství Ca(OH) 2. Zbylý popílek nezúčastněný pucolánové reakce v betonu zastává funkci mikroplniva a lze jej tedy charakterizovat jako příměs typu I [6]. Běžná praxe dávkování popílku jako částečné náhrady cementu se však řídí převážně již provedenými zkouškami a zkušenostmi s daným typem popílku a pohybuje se v rozmezí zhruba 10 až 25 % z hmotnosti cementu. Množství, kterým lze nahradit jistou část dávky cementu, je poté dále zohledněno dle konceptu k-hodnoty, jež je zavedená v již zmíněné betonářské normě ČSN EN 206 [2]. A právě v tomto ohledu se naskýtá prostor pro optimalizaci dávkování popílku. OPTIMALIZACE DÁVKOVÁNÍ VYSOKOTEPLOTNÍHO POPÍLKU Jako optimalizace dávkování byla touto prací navržena metodika pracující s granulometrií popílku jako příměsi a cementu. Vizí je dosažení maximální hutnosti suché směsi cementu s popílkem, popřípadě dalšími látkami. Maximální hutnost jemných složek v betonové směsi vede k zlepšení vlastností betonu zejména v zatvrdlém stavu ve dvou liniích. První pozitivní ovlivnění lze spatřit v dosažení minimální mezerovitosti cementové pasty, což velice pozitivně působí na pevnostní i trvanlivostní charakteristiky betonu. V tomto ohledu lze tedy na aplikovaný popílek nahlížet taktéž jako na mikroplnivo. V druhé linii je vliv spatřován ve vzniklé velmi jemné a husté síti C-S-H gelů, která dále vyplňuje strukturu cementové pasty, a tím je dále snižována její pórovitost i pórovitost tranzitních zón mezi zrny kameniva a cementovým kamenem. Nezhydratovaná část popílku nadále působí jako mikroplnivo. Je však nutné zmínit taktéž pozitivní vliv vysokoteplotního popílku na reologii čerstvého betonu. Optimalizovaná dávka popílku přinese zlepšení mechanicko-fyzikálních parametrů zatvrdlého betonu, k čemuž přispěje taktéž menší dávka záměsové vody, právě díky zlepšení zpracovatelnosti čerstvého betonu popílkem. Samotná aplikace a optimalizované dávkování popílku se může řídit vzájemnou diferentností granulometrie použitého popílku a cementu tak, aby byl nalezen optimální vzájemný poměr vedoucí k maximální hutnosti těchto složek v suchém stavu společně. Běžně je poté dávkováno až okolo 40 % popílku sloužícího jako náhrada cementu, aniž by bylo dosaženo horších pevnostních a trvanlivostních charakteristik po delším časovém intervalu zrání oproti běžným betonům. Prokázaný pozitivní vliv této metodiky sebou přináší i silný ekologický a ekonomický aspekt. EXPERIMENTÁLNÍ VÝZKUM Metodika práce Pro ověření výše posaných závěrů optimalizace bylo připraveno několik betonových směsí dvou pevnostních tříd 38 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

41 Obr. 1 Křivky zrnitosti a rozložení zrn popílků Dětmarovice a Počerady Fig. 1 Granulometric curves and distribution of fly ash grains of Detmarovice and Pocerady samples Obr. 2 Křivky mezerovitosti směsí popílků Dětmarovice a Počerady a CEM I 42,5 R, výstup použitého sw Fig. 2 Curves of void content of mixtures of Detmarovice and Pocerady fly ash with CEM I 42.5 R, output of used sw 1 Cumulative fraction, distribution density Pop. Detmarovice Pop. Detmarovice Pop. Pocerady Pop. Pocerady Particle diameter [μm] na pomezí vysokopevnostních betonů, pevnostní třídy C40/50 a C50/60. Pro porovnání byl pro každou pevnostní třídu betonu vyroben refereční vzorek s použitím plné dávky cementu (z produkce společnosti Cemex Czech Republic) třídy CEM I 42,5 R. Optimalizace dávkování byla provedena pro černouhelný popílek z černouhelné tepelné elektrárny Dětmarovice a pro hnědouhelný popílek z produkce elektrárny Počerady. U každé pevnostní třídy byly taktéž připraveny vzorky dle běžné metodiky návrhu složení betonu s užitím popílku. U pevnostní třídy C40/50 bylo dávkováno v obou případech 20 % popílku z hmotnosti cementu a u třídy C50/60 bylo dávkováno 17 % popílku z hmotnosti cementu. Před samotnou optimalizací byla stanovená pomocí pyknometrické metody měrná hmotnost cementu a obou popílků, přičemž zjištěná měrná hmotnost sloužila pro přepočet objemových procent dávky popílku na procenta hmotnostní. Samotný granulometrický rozbor cementu a obou použitých popílků byl proveden pomocí laserové metody. Pro názornost jsou přiloženy křivky zrnitosti obou druhů popílků (obr. 1). Na základě analýzy popílků a cementu bylo stanoveno optimální množství popílku pro směs s cementem. Optimalizace byla řízena pomocí softwaru vycházejícího z práce T. Reschkeho: Der Einfluss der Granulometrie der Feinstoffe auf die Gefugeentwicklung und die Festigkeit von Beton. Optimální dávka černouhelného popílku Dětmarovice s daným cementem byla stanovena na 36 % z objemu pojivových složek a hnědouhelného popílku na 43 % z objemu pojivových složek (obr. 2). Jako plastifikační přísady bylo použito superplastifikátoru na bázi akrylových polymerů, přičemž bylo pro všechny vyrobené směsi použito stejného procentuálního dávkování, které bylo vztaženo k celkovému obsahu pojivových složek, tedy cementu a popílku. Pro ověření plastifikačního účinku popílku byla stanovena konzistence S3 všech připravených směsí okolo 150 mm sednutí kužele, dle ČSN EN Aby bylo dosaženo předepsaného stupně konzistence u všech směsí, byla měněna dávka záměsové vody. Konzistence čerstvé betonové směsi se zkoušela v čase do 90 min od zamíchání, v rozestupech po 30 min pomocí alternativní metody, zkoušky rozlitím, dle ČSN EN Ověření pozitivního dopadu optimalizace bylo sledováno na pevnostních charakteristikách zatvrdlého betonu, konkrétně byla ověřována krychelná pevnost v tlaku a statický modul pružnosti betonu. Pevnostní charakteristiky ztvrdlého betonu byly sledovány po 7, 28, 60, 90 a 360 dnech normového zrání. Pro značení vyrobených vzorků je dále v práci použito počátečních písmen druhů popílků ve spojení s číselným označením hmotnostního podílu popílku z hmotnosti cementu, popřípadě zkratky OPT značící optimalizavanou dávku. VÝSLEDKY A DISKUZE Čerstvý beton Prakticky u všech provedených zkoušek jak v čerstvém, tak zatvrdlém stavu lze spatřit pozitivní vliv optimalizace dávkování popílku. Dle předpokladu byl patrný plastifikační účinek obou druhů 2a b Void Fraction 0.38 Void Fraction Pop. Detmarovice fraction in total (CEM I 42,5 Cemex+Pop. Detmarovice) Pop. Pocerady fraction in total (CEM I 42,5 Cemex+Pop. Pocerady) 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 39

42 Obr. 3 Vývoj konzistence v čase, a) beton C40/50, B) beton C50/60 Fig. 3 Dependence of consistency on the time elapsed from mixing, a) C40/50 concrete, b) C50/60 concrete Obr. 4 Vyjádření pevnosti jednotlivých záměsí v tlaku vzhledem k referenční směsi pro každou pevnostní třídu, a) C40/50, b) C50/60 Fig. 4 Compressive strengths of individual mixtures related to reference mixture for each strength class, a) C40/50, b) C50/60 Obr. 5 Vyjádření statického modulu pružnosti jednotlivých záměsí v tlaku vzhledem k referenční směsi pro každou pevnostní třídu Fig. 5 Static elasticity modulus of compression of individual mixtures related to reference mixture for each strength class 3a Flow [mm] 3b Flow [mm] Time [min] Time [min] REF C 40/50 D-20 C 40/50 P-20 C 40/50 D-OPT C 40/50 P-OPT C 40/50 REF C 50/60 D-17 C 50/60 P-17 C 50/60 D-OPT C 50/60 P-OPT C 50/60 REF-I C 50/60 D-17-I C 50/60 D-OPT-I C 50/60 popílků, což se projevilo na snížení potřebné dávky záměsové vody pro dosažení požadované stejné konzistence. Vývoj konzistence čerstvého betonu v čase je patrný z přiložených grafů (obr. 3). Je třeba podotknout, že díky plastifikačnímu účinku popílku bylo možno snížit množství záměsové vody u směsí s optimalizovanou dávkou popílku o cca 15 l na 1 m 3 betonu oproti směsi s obvyklou dávkou popílku. Jak je patrné z obou grafů (obr. 3) zobrazujících závislost konzistence na době od zamíchání směsi, u obou pevnostních tříd došlo s použitím původně navržené plastifikační přísady již po 30 min k ztrátě požadované konzistence. Proto byla u pevnostní třídy C50/60 vyzkoušena jiná plastifikační přísada. Tato přísada byla na bázi směsi lignosulfonanu a multikarboxylátu. V grafu na obr. 3b jsou receptury s touto přísadou v označení doplněny písmenem I. Působení této přísady eliminovalo nechtěnou ztrátu konzistence v čase. Je zřejmé, že ztráta konzistence v čase je velmi závislá na kompatibilitě použitého druhu plastifikační přísady, cementu a popílků, kdy se projevuje zřejmý vliv celkového obsahu alkálií. Zatvrdlý beton Pro posouzení optimalizace dávek popílků jsou nejzásadnější fyzikálně-mechanické parametry zatvrdlého betonu, a to v delším časovém úseku zrání. Z provedených zkoušek pevnosti betonu v tlaku lze však konstatovat, že betony, pro jejichž výrobu bylo užito optimalizované dávky vysokoteplotního popílku, s rostoucí dobou zrání nejenže dosahují stejných pevností jako beton referenční, či betony s klasickou dáv- Tab. 1 Nárůst či pokles [%] sledovaného parametru v porovnání s referenční směsí Tab. 1 Increase or decrease of characteristics compared with reference mixture [%] Stáří [d] Označení směsi Rozdíl pevnosti betonu v tlaku [%] Rozdíl modulu pružnosti betonu v tlaku [%] D-20 C40/50-20,3-22,3-9,7-8,2-4,6-10,2-5 -4,8-4,6-3,9 P-20 C40/50-9,2-11,4 0 2,9 3,5-6,8 0-1,6-1,5-1,3 D-OPT C40/50-37,2-26,2-4,7 4,3 14,6-18,6-3,3-3,2-3 -2,6 P-OPT C40/50-32,9-27,1-8,5 5,2 18,4-11,9-5 -4,8-4,5-3,9 D-17 C50/60-2,8-4,3-4,4-1,8 1,1-24,5-3,1-9,4-9,2-5 P-17 C50/60-10,4-5,3-2,5 5,6 7-15,8-4,8-9,4-7,6-5 D-OPT C50/60-13,6-6 -1,9 3,3 3,6-24,5-4,8-6,1-4,4-5 P-OPT C50/60-30,4-23,9-16,2-2,5 2,7-29,4-11,9-11,1-9,2-7,5 4a 4b 40 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

43 Literatura: [1] Ťažký M.: Vývoj konstrukčních betonů s elektrárenskými popílky, Brno, 2014, 91 s., 5 s. příl., Bakalářská práce, Fakulta stavební VUT v Brně, Ústav technologie stavebních hmot a dílců [2] ČSN EN 206 Beton: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda, Praha, ÚNMZ, 2014 [3] Šmilauer V., Zobal O., Bittnar Z., Hela R., Snop R., Donát R.: Využití úletových popílků pro betonáž masivních konstrukcí, Beton TKS 2/2014: Technologie Beton v extrémních podmínkách, roč. 14, s [4] Pytlík P.: Technologie betonu, Brno, VUT v Brně, CERM, 1994, ISBN [5] Thomas M. D. A., Shehata M. H., Shashiprakash S. G., Hopkins D. S., Cail K.: Use of ternary cementitious systems containing silica fume and fly ash in concrete, Cement and Concrete Research, 1999, Vol. 29, pp , ISSN [6] Hela R. a kol.: Příručka Popílek v betonu: Základy výroby a použití, 2. přeprac. vyd., Brno, Praha: ČEZ Energetické produkty, s. r. o., 2013, s. 28, ISBN [7] Hela R., Bodnárová L., Maršálová J.: Fly Ashes Thermal Modification and their Utilization in Concrete, In Fibre Concrete and High Performance Concrete 2003, System-based Vision for Strategic and Creative Design, Roma, 2003, Vols 1-3, p , ISBN [8] Bodnárová L., Jarolím T., Válek J., Brožovský J., Hela R.: Selected Properties of Cementitous Composites with Portland Cements and Blended Portland Cements in Extreme Conditions, Sustainable development of urban and rural areas, Applied Mechanics and Materials, Vol. 507, pp , 2014, 3 rd Intern. Conf. on CE [9] Frýzová R.: Fázové složení elektrárenských popílků: Kvantitativní stanovení vybraných minerálů, Brno, 2012, Rešerše k tématu diplomové práce, Přirodovědecká fakulta MU, Ústav geologických věd [10] ASTM C a, Standard Specification for Coal Fly Ash and Raw or Calcined Natural Pozzolan for Use in Concrete, USA: ASTM International is a member of CrossRef kou popílku, ale v některých případech tyto pevnosti překonávají. Při pohledu na přiložené grafy a tabulku pevnosti v tlaku je patrný počáteční pokles pevnosti takto navržených betonů. Je však třeba vyhodnotit fakt, že tyto betony i přes výrazně převyšující dávku popílku oproti klasickému návrhu dosahují již po 28 d prakticky stejných hodnot pevnosti (obr. 4, tab. 1). Bylo prokázáno, že optimální dávka popílku, je-li dodrženo pravidlo maximální hutnosti suché směsi cementu a popílku, nezaznamenala ani po 28 d zrání téměř žádný pevnostní propad v porovnání s běžnou dávkou popílku. Z výsledků lze taktéž vypozorovat, že pro obě pevnostní třídy vykazuje lepší hodnoty optimalizovaná dávka popílku černouhelného, což je dáno jeho vhodnějším chemickým složením, větší jemností znamenající vyšší měrný povrch a reaktivnost ve srovnání s dávkou optimalizovaného množství popílku hnědouhelného. Obdobný trend vývinu pevnostních charakteristik jako u pevnosti v tlaku je možno pozorovat také u výsledků statických modulů pružnosti, kde však ani jedním vzorkem betonu s popílkem nebyly překonány hodnoty betonů referenčních. Pozoruhodný je taktéž nárůst modulů pružností u optimalizovaných směsí mezi 7. a 28. dnem zrání. Přiložené grafy opět zobrazují procentuální pokles nebo nárůst sledovaného parametru v porovnání s referenční směsí (obr. 5). ZÁVĚR Dosažené výsledky potvrzují možnosti optimalizovat dávky popílků ve vztahu ke konkrétnímu typu použitého cementu s cílem minimalizovat mezerovitost těchto směsí jak v suchém stavu, tak následně snížit pórovitost v zatvrdlém cementovém kameni. Současně lze výrazně zvýšit dávky popílků, při pozitivním vlivu na zpracovatelnost čerstvého betonu bez negativních dopadů na pevnosti betonu v tlaku i v relativně krátkém čase zrání 28 d. Jak lze pozorovat nejsou ani relativně vysoké dávky popílku, okolo 40 % z objemu cementu, překážkou pro výrobu vysokopevnostních betonů. Otázkou pro další studium je prozkoumat podrobněji trvanlivosti těchto betonů v různých stupních agresivních prostředí a pokusit se ještě více zefektivnit jejich využití, například optimalizací s dalším typem příměsí. Efektivnější využitelnost popílku sebou přináší vysoký ekonomický a environmentální potenciál. Uvedené výsledky byly získány za podpory a řešení projektu MPO ČR FR TI 4/582. Bc. Martin Ťažký tazkym@study.fce.vutbr.cz prof. Ing. Rudolf Hela, CSc. hela.r@fce.vutbr.cz oba: ÚTHD Fakulta stavební VUT v Brně Veveří 95, Brno Ing. Tomáš Ťažký Cemex Czech Republic, s. r. o. Siemensova 2716/2, Praha 5 tomas.tazky@cemex.com 5a 5b 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 41

44 VLIV POPÍLKŮ NA VYBRANÉ VLASTNOSTI CEMENTOVÝCH POJIV INFLUENCE OF FLY ASHES ON THE SELECTED PROPERTIES OF CEMENT BINDERS Ondřej Zobal, Vít Šmilauer, Wilson Ricardo Leal da Silva, Barbora Mužíková, Pavel Padevět Článek pojednává o úletovém popílku jako aktivní příměsi do cementového pojiva. Je zde porovnána pevnost, mrazuvzdornost, efektivní pórovitost a lomová energie cementových pojiv s a bez příměsí popílků. Závěrem je uveden nomogram, který odhaduje maximální teplotu v konstrukci během tvrdnutí s vlivem různých příměsí. The paper deals with fly ash as an active admixture in cementitious binder. Cementitious binders with and without the added fly ash are compared in terms of strength, freeze/thaw resistance, effective porosity and fracture energy. At the end, a nomogram is presented which estimates maximum temperature in a structure during hydration with various admixtures. ÚLETOVÝ ELEKTRÁRENSKÝ POPÍLEK Úletový popílek vzniká spalováním uhlí v tepelných elektrárnách. Jedná se o heterogenní materiál, jenž je tvořen částicemi o charakteristické velikosti 0 až 100 μm, které mají převážně kulovitý sklovitý charakter (obr. 1). Jednotlivé částice mohou mít dosti odlišné fyzikální, chemické a mineralogické vlastnosti. Tyto vlastnosti jsou ovlivňovány kvalitou spalovaného uhlí a technologií spalovacího procesu [1; 2]. Úletové popílky se rozdělují dle různých klasifikací. Např. norma EN ČSN 450 dělí popílek do čtyř skupin dle obsahu SiO 2 a Al 2 O 3. Norma ASTM C618 definuje dvě skupiny F a C (české popílky odpovídají převážně skupině F). Z dalších klasifikací lze zmínit kanadskou normu CSA.A23, která vychází z působení popílku na čerstvý a tvrdnoucí cement a rozděluje popílek do tří skupin podle obsahu Ca [1; 3; 4; 5]. Dle asociace ASVEP se v České republice ročně vyprodukuje přibližně 13 mil. t vedlejších energetických produktů. Největší podíl přitom představuje úletový popílek z klasického spalování uhlí (71 %), což řadí Českou republiku mezi největší producenty popílku na jednoho obyvatele na světě. Příčinou je vysoký obsah jílovitých minerálů v uhlí. V současné době se využívá přibližně 11 % úletových popílků do betonových a cementových směsí. Největší překážkou jejich širšího využití je pravděpodobně variabilita jejich vlastností a pomalý nárůst počáteční pevnosti. Příměs popílků naopak snižuje hydratační teplo, což je výhodné u masivních konstrukcí, kde nevadí pomalý nárůst pevnosti [6]. Variabilitu zrnitosti popílků lze vhodně optimalizovat pomocí míchání více definovaných frakcí [7]. Důležitým faktem je, že popílek v cementových a betonových směsích nevystupuje pouze jako plnivo, nýbrž se díky svým pucolánovým vlastnostem aktivně podílí na hydratačním procesu. V současné době existují betony HVFAC (High Volume Fly Ash Concrete), kde úletový popílek nahrazuje přes 50 % slinku [8]. Cílem článku je porovnání vybraných vlastností cementových past a malt s různou mírou substituce slinku. Porovnává se pevnost v tlaku, v tahu za ohybu, objemová hmotnost, efektivní pórovitost, mrazuvzdornost a lomová energie. Závěrem je uveden nomogram, který určuje maximální teplotu betonové konstrukce během tvrdnutí také v závislosti na míře substituce popílkem. PROVEDENÉ EXPERIMENTY Experimenty se prováděly na cementových pastách a maltách se substitucí 0 až 70 % z hmotnosti slinku. Tab. 1 shrnuje složení cementových materiálů. Byl použit cement CEM I 42,5 R Radotín, pro pasty úletový popílek z elektrárny Mělník, pro malty úletový popílek z elektrárny Tušimice. Použité popílky splňovaly normu ČSN EN 450 [3]. Tab. 1 Složení zkušebních směsí Tab. 1 Composition of test mixtures Označení směsi [-] Cement [g] Popílek [g] Voda [g] Písek [g] P P P P P M M M M Pevnost v tlaku V laboratoři byla z past P1 až P5 připravena série válcových zkušebních vzorků Ø10 40 mm. Vzorky byly uloženy při 20 C ve vodní lázni. Zkouška pevnosti v tlaku, stejně jako zkouška pevnosti v tahu za ohybu byla prováděna na testovacím přístroji MTS Aliance RT-30 s maximální zatěžovací silou 30 kn v tlaku i tahu. Obr. 2 ukazuje známý fakt, že pevnosti směsných cementů vykazují nižší 28denní tlakové pevnosti. Dlouhodobé pevnosti však díky pucolánové reakci popílku mohou převýšit pevnost portlandských past [4]. Původně navržená 28denní pevnost jádrového betonu 10 MPa u přehradního tělesa VD Orlík se po padesáti letech zvýšila na 38,7 MPa [9]. Pevnost v tahu za ohybu Pro zkoušku pevnosti v tahu za ohybu byly z past P1 až P5 připraveny trámky o rozměrech mm. Na obr. 3 jsou naměřené průměrné hodnoty po 28 dnech. U portlandské pasty je hodnota výrazně nižší než u past s příměsí popílku. Pravděpodobnou příčinou nárůstů pevností směsí s popílkem je omezení vzniku trhlin a vyšší lomová energie. Objemová hmotnost a efektivní pórovitost Tělesa z past P1 až P3 velikosti mm byla uložena ve vodní lázni, jedna skupina vzorků jeden měsíc a druhá čtrnáct měsíců. Poté byla tělesa opatřena nátěrem z epoxidové pryskyřice, aby odpařování vody probíhalo jedním směrem. Tělesa byla vystavena teplotě 105 C po dobu 240 h, kdy 1 42 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

45 2 3 Obr. 1 Charakteristické kulovité částice popílku (elektrárna Chvaletice) Fig. 1 Characteristic spherical particles of fly ash (power plant Chvaletice) Obr. 2 28denní pevnosti past v tlaku Fig. 2 Compressive strength of pastes after 28 days Obr. 3 28denní pevnosti past v tahu za ohybu Fig. 3 Tensile strength of pastes after 28 days Obr. 4 Změna hmotnosti zkušebních vzorků cementové pasty s různým podílem popílku v průběhu sušení Fig. 4 Change in the weight of specimens of cement paste with different proportion of fly ash in during drying Hmotnost [%] P1 1 m P2 1 m P3 1 m P1 14 m P2 14 m P3 14 m Čas [h] došlo k odpaření volné vody a ustálení hmotnosti (obr. 4). Objemová hmotnost v saturovaném a vysušeném stavu je uvedena v tab. 2. Z výsledků je patrné, že efektivní pórovitost je cca 20 % a čím více popílku směs obsahuje, tím je pórovitost vyšší. Rozdíl mezi směsí z portlandského cementu a směsí s popílkem je minimální, popílek tedy stejně jako stáří vzorků nemá velký vliv na efektivní pórovitost. Mrazuvzdornost Zkušební vzorky z past P1 až P3 velikosti mm byly staré sedm náct a třicet dva měsíce a po celou dobu zrání byly uloženy ve vodě při 20 C. Metodika měření mrazuvzdornosti vychází z normy ČSN a jedná se o destruktivní metodu měření. Tento postup nezahrnuje účinky prostředí se solemi (např. chloridů). Vzorky byly postupně podrobeny 50, 100 a 150 zmrazovacím cyklům. Každý cyklus se skládá ze dvou fází. První fáze je zmrazování teplota 20 C, doba trvání 4 h. Druhá fáze je rozmrazování teplota +20 C, doba trvání 2 h. Sledovaným parametrem je změna hmotnosti jednotlivých zkušebních těles, případně i hmotnost odpadu po každé sadě cyklů. Pro měření byla použita klimatická komora firmy Weiss WKL 100. Na měření bylo použito šest skupin zkušebních těles (tři různé směsi, dvě různá stáří). Od každé směsi byly použity tři zkušební vzorky (celkem osmnáct zkušebních těles). Pro zkoušku byla tedy plně saturována. Z naměřených rozměrů a hmotnosti byla dopočítána objemová hmotnost. Na objemovou hmotnost nemá vliv stáří vzorků (rozdíl do 1,6 %). Tab. 3 shrnuje objemové hmotnosti vzorků před měřením a hmotnosti před a po zmrazovacích cyklech. Po maximálním počtu zmrazovacích cyklů (150 cyklů) je ztráta hmotnosti minimální (maximálně 1,6 % oproti nezmrazeným vzorkům) na všech vzorcích. Odpad nevznikl žádný. Vzorky všech směsí lze tedy prohlásit za mrazuvzdorné po 150 zmrazovacích cyklech (limitní hodnota je 5 %). Substituce slinku neměla negativní vliv na tuto vlastnost. Problém je, že se po 150 zmrazovacích cyklech objevilo větší množství trhlin na vzorcích s popílkem, což negativně ovlivňuje případné nedestruktivní zkoušky mrazuvzdornosti a samozřejmě i pevnost vzorků. Lomová energie Experiment se zabýval měřením lomové energie na maltách M1 až M4 (tab. 1). Po výrobě byla polovina vzorků uložena k vytvrdnutí do vodní láz- Tab. 2 Průměrné hodnoty objemové hmotnosti pro každou směs a její efektivní pórovitost Tab. 2 Average values of volume density for each mixture and their effective porosity Směs ρ sat [kg/m 3 ] ρ vys [kg/m 3 ] Efektivní pórovitost [%] P1 1m ,951 17,9 P1 14m 2 011, , P2 1m ,04 21,2 P2 14m 1 824, , P3 1m 1 812, ,977 22,1 P3 14m 1 779, ,952 21,1 Tab. 3 Objemová hmotnost a hmotnost všech směsí během měření Tab. 3 Volume density and the weight of all mixtures during the measurement Označení [-] Stáří vzorků [měsíce] Průměrná objemová hmotnost [kg/m 3 ] před zmrazovacími cykly Průměrná hmotnost [g] po 50 cyklech po 100 cyklech po 150 cyklech P1 new P1 old P2 new P2 old P3 new P3 old /2015 technologie konstrukce sanace BETON 43

46 ně a polovina ponechána na vzduchu, tímto byl sledován vliv způsobu ošetřování na výslednou lomovou energii. Na vzorcích byly provedeny zářezy, vzorky byly přeměřeny, zváženy a po čtnácti týdnech od výroby odzkoušeny pomocí metody fiktivní trhliny dle Hillerborga [10]. Obr. 5 Průběh měření Fig. 5 The real test Obr. 6 Pracovní diagramy Fig. 6 Load-deflection curves Obr. 7 Lomová energie Fig. 7 Fracture energy Obr. 8 Hydratační teplo směsných cementů při izotermální kalorimetrii 20 C Fig. 8 Hydration heat of blended binders during isothermal calorimetry at 20 C 5 Zkoušky byly prováděny pomocí tříbodového ohybu (obr. 5). Měřena byla síla zatěžující vzorek P, posun příčníku δ a u vybraných vzorků se pomocí extenzometru měřilo rozevírání trhliny. Byly stanoveny diagramy závislosti zatížení na průhybu pro jednotlivé vzorky a pomocí nich byla určena hodnota lomové energie. Pracovní diagramy pro jednotlivé receptury jsou pro názornost porovnány na obr. 6, z něhož je patrné, že nahrazení části cementu popílkem má vliv i na jiné vlastnosti kromě zde řešené lomové energie, a to na pevnost tělísek a na jejich modul pružnosti. Hodnoty lomové energie pro jednotlivé způsoby ošetřování a receptury jsou uvedeny na obr. 7. Nahrazení cementu popílkem jako pojiva má do jistého množství pozitivní vliv na lomovou energii, jak bylo předpokládáno. Ideální množství popílku se pohybuje mezi 25 až 40 % celkového množství pojiva, tedy množství obsažené ve směsích M2 a M3. Při postupném přidávání popílku na 25 až 40 % jsou však vyšší hodnoty u suchých vzorků než u vzorků saturovaných (obr. 7). Postupné přidávání popílku do 40% substituce (malty M2, M3) mírně zvyšuje lomovou energii. Dodatečná energie pochází z růstu trhlin okolo popílkových částic a jejich vytahování z matrice C-S-H gelu. Při substituci 50% je pevnost matrice nižší a lomová energie začíná klesat. NOMOGRAM PRO PŘEDPOVĚĎ MAXIMÁLNÍ TEPLOTY BETONU O využití popílků při stavbě masivních konstrukcí bylo již krátce pojednáno v minulém příspěvku [6]. Hlavní výhodou použití popílku v masivních konstrukcích zůstává možné snížení množství hydratačního tepla a pomalá pucolánová reakce [7]. Pro rychlý odhad maximální teploty během hydratace betonu byl dříve vytvořen nomogram [6]. Ten bude nyní rozšířen o další příměsi, např. popílky třídy C a F dle ASTM C618, mikromletý vápenec, strusku a mikrosiliku [11]. Obr. 8 ukazuje příspěvek příměsí k uvolněnému teplu cementových past během izotermální kalorimetrie [6, 12, 13, 14]. Z porovnání křivek pro jednotlivé měřené sady vyplývá, že popílek třídy F přispívá k hydratačnímu te plu poměrně málo, zatímco reakci strusky či popílku třídy C nelze zanedbat. Příspěvek příměsí k hydratačnímu teplu Portlandského cementu vyjádříme zjednodušeně pomocí k-hodnoty (cementing efficiency factor k), kterou původně zavedl Smith v roce 1967 [15] pro nárůst pevnosti betonu a nyní je převzata do dalších norem. k-hodnotu zde použijeme pro příspěvek uvolňovaného tepla, kde inertní materiál 6 P [N] Saturované vzorky 7 90,00 80,00 70, Lomová energie [N/m] 60,00 50,00 40,00 30,00 Suché Saturované 50 20,00 10,00 0 0,05 0,10 0,15 0,20 δ [mm] 0,00 M1 M2 M3 M4 Čas [hod] k popílek F k popílek F k popílek F k popílek F Uvolněné teplo [J/g pojivo ] % CEM I 75% CEM I + 25% FA F Uvolněné teplo [J/g pojivo ] % CEM I Uvolněné teplo [J/g pojivo ] % CEM I Uvolněné teplo [J/g pojivo ] % CEM I/II 65% CEM I/II + 35% FA C 45% CEM I + 55% FA F Čas hydratace [dny] 60% CEM I + 40% Struska Čas hydratace [dny] 90% CEM I + 10% SF Čas hydratace [dny] 45% CEM I/II + 55% FA C Čas hydratace [dny] 44 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

47 má hodnotu k = 0, zatímco Portlandský cement k = 1. Mezilehlé hodnoty odpovídají reaktivitě příměsí. Efektivní hodnota příměsí S, která se používá dále v nomogramu, se vypočte z rovnice n 1 S = m 1 k m pojivo i= 1 příměs,i ( příměs,i), kde m pojivo je hmotnost pojiva v betonu (slinek a příměsi), m příměs je hmotnost příměsi s odpovídající k-hodnotou. Následující k-hodnoty vychází převážně z obr. 8, kdy se určil průměr poměrů hydratačních tepel ve 3, 7, 14 dnech: k = 0 až 0,15 pro velmi malou reaktivitu: mikromletý vápenec, křemenná moučka, nemletý úletový popílek třídy F, k = 0,5 pro malou reaktivitu: jemně mletý úletový popílek třídy F, k = 0,8 pro střední reaktivitu: struska a úletový popílek třídy C, k = 1 pro vysokou reaktivitu: mikrosilika. k-hodnota není během hydratace konstantní, popílek či struska mají opožděnou reaktivitu oproti slinku, navíc vykazuje variabilitu dle reaktivnosti příměsi. Průměrná hodnota ze 3, 7 a 14 dnů je vybrána jako kompromis mezi měřenými daty hydratačních tepel a časem maximální teploty na betonové konstrukci. Nomogram vychází ze simulace 1D vedení tepla, které bylo popsáno dříve [6]. V simulaci a v nomogramu se vyskytuje pět parametrů, které mají následující význam a kde se uvažovaly následující rozsahy hodnot: m pojivo hmotnost pojiva (slinek a příměsi) (0 až 500 kg/m 3 ), S efektivní hodnota příměsí (0 až 75 %), t tloušťka prvku, na obou stranách se uvažuje disipace tepla do okolí (0,5 až 4 m), T i počáteční teplota betonu (5 až 30 C), T a konstantní teplota vzduchu (0 až 40 C). Statistická analýza hodnot mezi simulací a nomogramem vede k směrodatné odchylce 6,8 C pro hladinu spolehlivosti 90 % [11]. To zname ná, že nomogram poměrně dobře ilustruje chování 1D modelu vedení tepla. Obr. 9 ukazuje výsledný nomogram pro předpověď maximální teploty během tvrdnutí betonu včetně vlivu příměsí. Nomogram zároveň ukazuje způsob zadávání dat a odečtení výsledné teploty. Pro jiný základ pojiva než CEM I 42,5 R je třeba výsledky korigovat dle obr. 10. Příčinou je odlišná kinetika hydratace pojiva a změna času dosažení maximální teploty. Jednoduchou předpověď výsledné teploty na základě uvedeného nomogramu je možné stáhnout zdarma jako mobilní aplikaci v Apple s App Store pod názvem Mass Con - Obr. 9 Nomogram pro určení maximální teploty betonu během tvrdnutí Fig. 9 Nomogram for maximum concrete temperature during hardening Obr. 10 Korekce pro jiný základ pojiva než CEM I 42,5 R Fig. 10 Correction for binder basis different from CEM I 42,5 R 9 crete App Temperature Module, viz Validace Pro validaci a ověření nomogramu bylo vybráno šest masivních betonových konstrukcí z celého světa (obr. 11). Validované konstrukce zahrnují přehradu 10 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 45

48 11a 11b 11c 11d 11e 11f Obr. 11 Validované konstrukce pro maximální teploty, a) přehrada Orlík, b) půlka základové desky 36 x 17 x 0,65 m chrámu na ostrově Kauai, Hawaii (foto Himalayan Academy), c) základový blok 1050 m 3 v Balneario Camboriú, SC, Brazílie (foto Formula F10 Empreendimentos), d,e) dva bloky 1 m 3, f) spodní deska mostovky Nového spojení v Praze (foto D. Prause) Fig. 11 Validated constructions for maximum temperatures Tab. 4 Vstupní data a validace nomogramu Tab. 4 Input data and nomogram validation Konstrukce Základ pojiva B c Příměs 1) m pojivo [kg/m 3 ] CEM I 32,5R 28 % popílek F + 22 % struska S [%] t [m] T i [ C] T a [ C] Změřeno T max,m [ C] V1: Přehrada Orlík , ,1-5,9 V2: Základová deska chrámu CEM I 42,5R 58 % popílek F , , ,5 na Hawaii V3: Základový 3 blok 1050 m CEM I 52,5R 45 % popílek F , ,3 +0,3 V4: Blok A 1 m 3 CEM I 52,5R 45 % popílek F ,5 58,9 +3,4 V5: Blok B 1 m 3 CEM I 42,5R ,2 55,6 +5,4 V6: Deska mostovky CEM I 42,5R 5 % mikromletý vápenec ,7 15 2) 25 2) 56,2 57,2 +1 1) Hmotnostní podíl v pojivu, 2) Odhadnuté hodnoty Předpověď T max,n [ C] Chyba ΔT [ C] Orlík, půlku základové desky ,65 m chrámu na ostrově Kauai, Hawaii, základový blok m 3 v Balneario Camboriú, SC, Brazílie, dva bloky 1 m 3 a spodní desku mostovky Nového spojení v Praze. Obr. 9 ukazuje zadání vstupních hodnot pro validaci V3. Rozdíly maximálních teplot při validaci v tab. 4 mají různý původ: od přepočtu modelu na nomogram, nepřesné okrajové podmínky (izolace povrchu betonu, tepelné charakteristiky betonu, kontinuální betonáž, teplota vzduchu, oslunění), či nepřesnou počáteční teplotu betonu. Validace přesto ukazují poměrně malé od- 46 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

49 Literatura: [1] Fečko P. a kol.: Popílky, Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava, 2003 [2] Lutze D., vom Berg W.: Příručka Popílek do betonu: Základy výroby a použití, nakladatelství ČEZ Energetické produkty, s. r. o., 2013 [3] ČSI: ČSN EN 450 Popílek do betonu, Praha, 2008 [4] Neville A. M.: Properties of concrete, New York, 2009 [5] Ahmaruzzaman: M.: A review on the utilization of flay ash, Progress in energy and Combustion Science 36, 2010 [6] Šmilauer V. a kol.: Využití úletového popílku pro betonáž masivních konstrukcí, Beton TKS 2/2014, str [7] Zobal O., Padevět P., Šmilauer V., Bittnar Z.: Problems with variability in using fly ash in mixed cement, Advanced Materials Research vol. 969, 2014 [8] United Kingdom Quality Ash Association: High volume fly ash concrete, Technical data sheet 1.8, 2012 [9] Zobal O. a kol.: Analýza betonu z tělesa přehrady Orlík po padesáti letech, Beton TKS 2/2014, str [10] Surenda P.: Fracture mechanics of concrete, 1 st ed. New York: John Wiley and Sons, 1995 [11] Da Silva W. R. L., Šmilauer V.: Nomogram for maximum temperature of mass concrete structures, Concrete International, v tisku, 2015 [12] Kocaba V.: Development and evaluation of methods to follow microstructural development of cementitious systems including slags, PhD Thesis, École Polytechnique Fédérale de Lausanne, Lausanne, CH, October 2009 [13] Varga I. a kol.: Application of internal curing for mixtures containing high volumes of fly ash, Cement and Concrete Composites 34, 2012 [14] Pane I., Hansen W.: Investigation of blended cement hydration by isothermal calorimetry and thermal analysis, Cement and Concrete Research 35, 2005 [15] Smith I. A.: The design of fly ash concretes, Proc. Inst. Civil Eng. London, Vol. 36, 1967 [16] Pertold Z. a kol.: Alkalicko-křemičitá reakce v České republice a možnosti její eliminace, Beton TKS 2/2014, str [17] Carmela A. a kol.: The use of fly ash in EDP hydro projects, Proc. of Intern. conf. EuroCoalAsh 2014, pp chylky a potvrzují správnost nomogramu na různých konstrukcích. Prezentovaný nomogram umožňuje předpovídat maximální teploty během tvrdnutí betonu pro Portlandské cementy i směsná pojiva s příměsí popílku, strusky a dalších minerálních látek. Pro přesnější popis teplotního pole je třeba použít přímé řešení rovnice vedení tepla, pro inženýrské aplikace však použití nomogramu ve velké míře dostačuje. ZÁVĚR Úletový popílek nachází svoje uplatnění při výrobě cementových pojiv. Jak ukazují série experimentů nejen z tohoto článku, náhrada slinku úletovým popílkem do přibližně 40 % hmotnosti představuje přijatelnou mez. Další zvýšení obvykle vyžaduje dodatečné třídění či míšení popílků a definování dalších vlastností nad rámec norem. Úletový popílek se efektivně používá pro zmenšení hydratačního tepla pojiva, jak je ukázáno v nomogramu a ve validacích na masivních konstrukcích. Popílek nalezl uplatnění pro zmenšení rizika a průběhu alkalicko-křemičité reakce [16]. V současné době probíhá výstavba pěti velkých přehrad ve Španělsku se spotřebou betonu 2,3 mil. m 3 [17]. Energias de Portugal specifikuje v přehradách minimální podíl popílku 30 % pro zachování trvanlivosti konstrukce. Pět nových budovaných přehrad obsahuje okolo 50 % úletového popílku. Příspěvek vznikl za podpory projektu SGS 14/122/OHK1/2T/11 Experimentální metody použitelné pro analýzu materiálů a konstrukcí, dále za podpory Evropské unie, projektu OP Va- VpIč.CZ.1.05/2.1.00/ Univerzitní centrum energeticky efektivních budov a projektu CESTI TE za podpory programu Centra kompetence Technologické agentury České republiky (TAČR). Ing. Ondřej Zobal ondrej.zobal@fsv.cvut.cz tel.: doc. Ing. Vít Šmilauer, Ph.D. vit.smilauer@fsv.cvut.cz tel.: Ing. Wilson Ricardo Leal da Silva, Ph.D. wilson.silva@fsv.cvut.cz tel.: Bc. Barbora Mužíková tel.: Ing. Pavel Padevět, Ph.D. pavel.padevet@fsv.cvut.cz tel.: všichni: Katedra mechaniky Fakulta stavební ČVUT v Praze Thákurova 7, Praha 6 Firemní prezentace 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 47

50 BEDNICÍ SYSTÉMY A PLÁNOVÁNÍ JEJICH NASAZENÍ FORMWORK SYSTEMS AND DESIGN OF THEIR USAGE Radek Syka Článek přehledně popisuje specifika spojená s návrhy a projekty bednění. Zaměřuje se na použití stavebnicových bednicích systémů a zdůrazňuje výhody úzké spolupráce dodavatele bednicího systému, dodavatele stavby, projektanta a architekta již od počátečních koncepčních řešení návrhu budoucího stavebního objektu. The article briefly describes specifics of formwork planning. It focuses on the use of modern modular formwork systems and highlights the benefits of close cooperation of formwork supplier, contractor, designer and architect from the very beginning of a project. Beton je dnes integrální součástí stavebnictví a jen málokterý projekt se bez něj obejde. Ať se jedná o základy, stropy, nosné sloupy, výtahové šachty nebo dokonce celé konstrukce, beton se už po desetiletí nemalou měrou podílí na tváři našich měst i krajiny. Díky moderním technologiím může architekt popustit uzdu své fantazii, ale tvar betonové konstrukci nakonec vtiskne pouze vhodně zvolené bednění. S moderním systémovým či stavebnicovým bedněním tak za posledních dvacet let, kdy bylo na český trh uvedeno, vyrostly tisíce staveb, stovky mostů a tunelů, nepočítaně kancelářských budov i kulturních objektů a škol i rodinných a bytových domů nebo dalších infrastrukturálních projektů. Samotné nasazení bednění a následná betonáž jsou ale tak trochu třešničkou na dortu. Předchází mu totiž mnohdy i několikaměsíční plánování a přípravy. Vše začíná u nového projektu. Nejlépe už od počátku tendru je dobré se bavit o nejlepších možnostech nasazení bednění, protože i ono je významnou součástí celé rea lizace, říká Ing. Jan Mikula, vedoucí obchodního oddělení dodavatele systémového bednění. Náš obchodní zástupce, který je zároveň i technickým poradcem, se zákazníkem probere v hrubých rysech jeho představy a nabídne nejlepší možné řešení pro ten který specifický projekt, dodává. Každý projekt je jedinečný a má svá specifika, takže je nutné jeho možnosti řešit vždy individuálně. A to jak volbou vhodného betonu, možností využití jeřábů, nasazením různých specifických druhů bednění, tak třeba opláštěním bednicí formy, aby zákazník dosáhnul požadovaného povrchu i jeho struktury. Tady je možné vybírat z velké řady různých bednicích desek. Počínaje absolutně hladkým povrchem desek s plastovou fólií, přes jemnou strukturu dřeva, kterou nabízejí např. třívrstvé bednicí desky, až po systémové desky se strukturou hrubých prken. Ty jsou oblíbené zejména pro stavby, které mají zapadnout do okolí a působit historizujícím nebo přírodním dojmem, říká Jaroslav Cvetkov, který se právě bednicími deskami zabývá. SPECIFIKA NÁVRHU BEDNĚNÍ Jednotlivé projekty se od sebe liší nejen použitými materiály a typem bednicích systémů, ale i jejich obrátkovostí. U většiny projektů je důležité, aby se bednění co nejvíce otáčelo a bylo ho na stavbě co nejmenší množství, což je pro celý projekt ekonomičtější. Například u složitějších stěn je nasazené bednění rozděleno do více záběrů tak, aby s jednou sadou bednění bylo možné provést všechny záběry. Na to jsou technici specializovaných firem vzhledem k bohatým a dlouholetým zkušenostem skuteční odborníci na bednění. Navíc nám pomáhá i speciální software. Ten toho sice umí dost, ale i tak je k plánování potřeba zkušeného technika, komentuje Dipl. Ing. arch. Zoran Tanevski, vedoucí dvacítky odborných techniků, kteří každý den hledají jednoduchá a hospodárná řešení pro jednotlivé projekty. Ještě před samotným plánováním bednění je třeba ujasnit si s realizační firmou a mnohdy i architektem koncept nasazení bednění včetně okrajových podmínek. Těmi jsou např. vybavení staveniště jeřábem, potřeba nasazení ručního bednění nebo navržené zakřivení a poloměr oblouku mostu. To vše v budoucnu ovlivní realizaci a absence těchto informací při zpracování projektu může znamenat pro investora vyšší náklady, časové i finanční. NÁVRH NASAZENÍ BEDNĚNÍ PRO PROJEKT Samotný návrh bednění je plánován elektronicky ve speciálním programu dodavatele (např. DokaCad), který disponuje knihovnou všech prvků bednění. U zcela jednoduchých projektů umí program sám automaticky navrhnout Obr. 1 Výstavba MVE Roudnice nad Labem, a) návrh bednění savky, vodorovný schématický řez, b) řez A-A, c) řez B-B, d) řez C-C, e) axonometrie návrhu bednění, f) bednění sestavené na stavbě Fig. 1 Construction of Roudnice nad Labem water plant, a) formwork plan, schematic horizontal view, b) cut A-A, c) cut B-B, d) cut C-C, e) axonometric projection of the formwork, f) formwork assembled on site 1f 48 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

51 1a obednění v závislosti na zadaných rozměrech, typu bednění a obrátkovosti na určité stavbě. Jakýkoliv složitější projekt ale vyžaduje plnou kontrolu všech detailů a plánování po jednotlivých prvcích. V programu je možno vyvolat prvky ve všech pohledech a dokonce i ve 3D modelu tak, aby výsledné výkresy plánu nasazení bednění byly podrobné a srozumitelné (obr. 1). Ve stejném konceptu technik řeší obrátkovost, ekonomiku, typy nasazeného bednění a jeho komponenty, ale také jeho únosnost. Bednění nejen vtiskne tvar uloženému betonu, ale současně musí bezpečně odvést jeho tlak v případě svislých nebo jeho tíhu u vodorovných konstrukcí a zároveň musí odolávat dynamickému namáhání vznikajícímu při ukládání čerstvého betonu a jeho vibrování. Pro jednoduché výpočty je na internetu možnost využít online kalkulátor tlaku čerstvého betonu, který může poradit s rychlostí betonáže v návaznosti na povolené zatížení u stěnových bednění. Další kalkulačka zase pomáhá při dimenzování bednění pro stropní konstrukce. Po zadání tloušťky stropní desky a vzdálenosti nosníků vypočítá vzdálenost stropních podpěr, dodává Zoran Tanevski. 1b BEZPEČNOSTNÍ ŘEŠENÍ PRO NASAZENÍ BEDNĚNÍ Neoddělitelnou součástí technického návrhu obednění stavby jsou bezpečnostní systémy, které jsou vyvíjeny přímo pro nasazení s bedněním. Cílem je, aby práce s bedněním byla nejen efektivní a ekonomická, ale i pohodlná a bezpečná. Proto už do základního návrhu implementujeme bezpečnostní řešení, jako jsou např. betonářské lávky, systém ochrany volného okraje nebo stabilní výstupové věže, doplňuje Václav Lorenc, odborník na bezpečnost při bednění a dodává: Pro pohodlnou a bezpečnou obslu- 1c 1d 1e 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 49

52 3a 2 hu bednění je možné využít i pracovní lešení (Modul), které je určené k práci na bednění a pro ukládání a vázání výztuže. Stavba je bezpečnější a ekonomičtější než při používání různých zdrojů nebo improvizovaných řešení. Ta se mnohdy mohou ukázat jako nedostatečná, ale to už většinou bohužel bývá pozdě. Základem bezpečné práce na bednění je nejen kázeň pracovních čet, ale také profesionálně zvládnutá ochrana volného okraje či integrované výstupy a používání osobních ochranných prostředků. Pro ty mají všechny bednicí systémy definovaná kotevní místa. Zoran Tanevski dodává: Bezpečnostní prvky jsou integrované i u speciálních bednění, kde není možné vycházet z návodů na použití nebo systémových prvků. V takovém případě se provádí posouzení rizika a připravuje podrobný manuál k montáži i demontáži bednění i k jeho obsluze. 3b SPECIÁLNÍ BEDNĚNÍ U některých projektů, kdy architekt výrazně popustí uzdu své fantazii, není možné využít standardní systémové prvky a je třeba bednění vyrobit na zakázku. Takové bednění vyžaduje při plánování individuální přístup. Speciální bednění většinou sestává z dřevěných nosníků, ocelových paždíků, dřevěných ramenátů a zvolené bednicí desky, často nařezané na tenké proužky, aby šla ohýbat do požadovaného tvaru. Truhláři v zakázkové výrobně bednění z tohoto základu dokážou vyrobit bednění pro jakýkoliv projekt (obr. 2). Tady se jedná o velmi složité návrhy, které nejde dělat standardním způsobem. Proto odborníci v technickém oddělení připravují podrobné výrobní plány pro každou jednotlivou součást speciálních bednění. Návrh forem navíc modelují ve 3D, aby byly plány pro výrobu i nasazení co nejsrozumitelnější, upřesňuje Václav Jelínek, vedoucí výrobny speciálního bednění. Bednění vyrobená na míru byla nasazena např. při stavbě Trojského mostu (viz Beton TKS 4/2013, str , pozn. red.), kopulí plzeňské Techmanie (viz Beton TKS 1/2014, str , pozn. red.) nebo při budování střechy environmentálního centra KRNAP. Pro posledně jmenovaný projekt bylo dohromady vyrobeno téměř půl druhé stovky speciálních forem. Příklady dalších individuálně připravovaných projektů bednění jsou na obr. 3 až 5. MEZINÁRODNÍ SPOLUPRÁCE PŘI SLOŽITÝCH KONSTRUKCÍCH Vzhledem k celosvětovým zkušenostem s realizací i extrémně složitých pro jektů mohou ty lokální těžit ze široké základny znalostí dodavatelů bednění. Např. kompetenční centra v rakouském Amstettenu dokážou analyzovat jakýkoliv projekt a velmi rychle pomoci s navržením optimálního řešení. Ovšem jejich znalosti jsou využívány opravdu jen u těch nejsložitějších projektů. Projekční činnost českého technického týmu má přesah i do dalších zemí. Máme zkušenosti se speciálními konstrukcemi, jako jsou vysouvané mosty, chladicí věže nebo třeba betonáže pomocí výsuvné skruže opatřené organickým předpínáním. V poslední době jsme pomáhali s plánová- Obr. 2 Individuální výroba speciálního bednění Fig. 2 Tailor-made formwork production Obr. 3 Bednění pro přesýpaný tunel biokoridoru u Bílinky tvarově proměnný v podélném i příčném řezu, nutnost zajištění stability bednění, a) zachycení vztlakových sil, b) u podpěrné skruže stropní desky tunelu zachycení vodorovných sil Fig. 3 Formwork for the bio corridor tunnel at Bílinka is variable in the longitudinal and transverse section a) vertical pressure is kept by supporting construction, b) horizontal pressure is captured by shoring towers Obr. 4 Speciální bednění pro hyperbolicky tvarované podpěrné pilíře krytého dětského hřiště v pražských Letňanech Fig. 4 Hyperbolically shaped pillars for Letňany playground was poured into a special made formwork Obr. 5 Bednění pro výstavbu repliky historického mostu přes odlehčovací kanál ze čtyřicátých let Fig. 5 Formwork for the construction of a replica of the historic bridge from the 1940s 50 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

53 ním vozíku pro letmou betonáž v Estonsku a další nás čeká v Makedonii. A v počítačích techniků v téhle chvíli vznikají plány na betonáž chladicí věže v Bělorusku, popisuje Zoran Tanevski. Součástí mezinárodní spolupráce ale není jen poradenství, z našich týmů jsou často vysíláni odborníci na zahraniční pracoviště, kde na místě poskytují lokálním firmám cennou pomoc při montáži sofistikovaných systémů podle složitých plánů nasazení. 4 PODROBNÉ PLÁNOVÁNÍ Výstupem celého procesu plánování není jen vývoz patřičného počtu prvků bednění a jejich komponentů, ale zejména plány jejich nasazení. Pracovní čety na jednotlivých stavbách tak dostanou k dispozici detailní rozkres nasazení bednění, a to včetně posloupnosti montáže jednotlivých prvků. Přehledové plány v měřítku 1 : 100 nebo 1 : 50 doplňují detaily v měřítku 1 : 25, nebo u složitějších projektů 1 : 10. Součástí je také výpis jednotlivých prvků a na požadavek zákazníka může složka obsahovat i statický výpočet a další nutné dokumenty. U individuálního bednění je součástí jeho projektu i výrobní dokumentace jednotlivých částí a složitějších zakázkově vyráběných prvků. Zda smontované bednění odpovídá plánům nasazení, kontrolují na žádost prováděcí firmy autoři návrhů poměrně často přímo na stavbě. Snažíme se, aby naši technici mohli i v průběhu stavby poradit a případně plány upravit podle okamžitých potřeb. Nezřídka se totiž stává, že se plány projektu mění během jeho realizace. Pak je nutné držet s výstavbou krok a plány nasazení průběžně doplňovat a upravovat tak, aby byly stále aktuální nejen z hlediska stavebního, ale i ekonomického, uzavírá Zoran Tanevski. ZÁVĚR Nasazení bednění na stavbě je složitý proces, který začíná prvním rozhovorem nad plánem stavby a končí servisem bednění po vrácení zpět do skladů jeho dodavatele. Aby vše do sebe zapadalo a nedocházelo k prostojům a vícenákladům, je třeba, aby bezchybně fungoval celý řetězec od prvních rozhovorů, plánování, vyskladnění a vývozu bednění, zajištění optimální logistiky, podpory na stavbě v průběhu projektu i následné čistění a opravy nasazených bednicích systémů na specializovaných a výkonných linkách. V dnešní době má už český stavební trh více než dvacetileté zkušenosti s nasazením profesionálních bednění. A je jedno, zda se jedná o stěnová systémová bednění, stropní bednění nebo speciální systémy, jako je např. vozík pro letmou betonáž nebo využití posuvných skruží pro stavbu mostů. Důležité je, že vzhledem k možnostem využití těchto systémů i zkušenostem týmů odborníků na bednění vznikla řada pozoruhodných staveb, které se zařadily mezi světově pozoruhodné architektonické dědictví. Radek Syka Česká Doka bednicí technika, spol. s r. o. Za Avií 868, Praha 9 tel.: , radek.syka@doka.com 5 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 51

54 VLIV SEKUNDÁRNÍ KRYSTALIZACE NA VLASTNOSTI BETONU THE EFFECT OF SECONDARY CRYSTALLIZATION ON THE PROPERTIES OF CONCRETE Michal Kropáček, Jiří Šafrata Práce se zabývá účinkem krystalizačních přísad používaných při výrobě čerstvého betonu. Porovnává se účinek práškových krystalizačních přísad dostupných v ČR. Jako referenční beton byl zvolen beton třídy C20/25 XC3. This work deals with effect of crystallization additives used during production fresh concrete. The effect of crystallization additives available in CR has been compared. As comparative concrete was chosen C20/25 XC3 concrete. Beton je stavební materiál, který má i v moderním stavebnictví drtivou převahu nad ostatními materiály, proto je snaha tento materiál neustále zdokonalovat. Nejde pouze o zkvalitnění základních surovin, jejichž složení může podstatnou měrou ovlivnit kvalitu a vlastnosti daného betonu, ale také o přidávání odpadních (alternativních) nebo uměle vyrobených látek, bez kterých bychom nedokázali dosáhnout vlastností, které po moderním betonu požadujeme. Krystalizační přísady jsou speciální látky, které mají za úkol především utěsnit strukturu betonu a vyplnit mikrotrhlinky, a tím zvýšit jeho odolnost proti vnějším vlivům. Složení těchto přísad tvoří vždy stejný základ, tím je jemně mletý portlandský cement, jemný křemičitý písek a chemické látky, které zajišťují vznik nových krystalů. VSTUPNÍ SLOŽKY A NÁVRH RECEPTURY Pro porovnávací zkoušky byl jako referenční zvolen beton C20/25 XC3, který byl navržen v souladu s normou ČSN EN [4] (Změna normy proběhla až po zahájení zkoušek). Jednotlivé složky navrženého betonu jsou obsaženy v tab. 1. Použité kamenivo 0/4 obsahuje málo jemných podílů, což je pro práci výhodné, protože se tím dá lépe ověřit účinnost krystalizačních přísad. Pro zkoušení byla vybrána uvedená třída betonu, protože se v praxi poměrně často používá a jeho odolnost proti vnějším vlivům je nízká. Při použití receptury v laboratorních podmínkách bylo dosahováno vyšších pevností, než je obvyklé při běžné výrobě. Do čerstvého betonu byly na závěr přidávány jednotlivé krystalizační přísady, jejichž dávkování bylo odvozeno z technických listů daného produktu. Pro zkoušení bylo zvoleno dávkování v polovině rozmezí optimálního dávkování udaného v technickém listě. Jednalo se o krystalizační přísady s dávkováním uvedeným v tab. 2. V technických listech mají všechny přísady uvedené zlepšení vlastností, jako je např. zvýšení pevnosti, snížení hloubky průsaku tlakovou vodou, některé by měly mít pozitivní vliv i na zpracovatelnost čerstvého betonu. Nicméně kromě výrobku Sika WT-200 P nejsou v technických listech uvedeny žádné podmínky použití, jako je třída betonu nebo obsah jemných částic apod. Použití přísady Sika WT-200 P je podmíněno minimálním množstvím cementu 350 kg/m 3 a maximálním vodním součinitelem 0,45 [14]. Jsou to tedy velice přísné podmínky, které samy o sobě obvykle zajišťují dobrou vodotěsnost. Zvolené složení betonu je v této práci nesplňuje, avšak pro srovnání a zjištění účinnosti i na takové receptuře to lze považovat za přínosné. PEVNOST V TLAKU Krystalizační přísady se užívají především ke zvýšení těsnosti betonu, ale u některých přísad je uváděn v technickém listě také pozitivní vliv na pevnost betonu v tlaku. Ta byla zkoušena dle normy ČSN EN [6] na tělesech ve stáří 7, 28 a 90 dní (obr. 1). Krystalizační přísady by měly začínat působit v delším časovém období, proto byly zvoleny i delší časové intervaly, kde by bylo možné pozorovat jejich vliv na pevnost v tlaku. Z obr. 1 vyplývá, že krystalizační přísady nemají na pevnost betonu v tlaku pozitivní vliv s výjimkou přísady Sika WT-200 P. Buď jsou pevnosti zhruba stejné s pevností referenčního betonu, nebo jsou dokonce nižší, a to i v dlouhodobém měřítku za laboratorních podmínek. V technických listech (Xypex) je zvýšení pevnosti v tlaku uvedeno jako pozitivum, které se ale konkrétně u těchto přísad na této receptuře nepotvrdilo. U přísady Xypex je naplnění příslibu podmíněno pouze přidáním min. 2 % přísady na hmotnost cementu, což bylo dodrženo [12, 13]. MODUL PRUŽNOSTI Kromě pevnosti betonu v tlaku byl zkoušen také jeho modul pružnosti (obr. 2). Vycházelo se z předpokladu, že pokud v betonu vznikají dodatečné krystaly, mohly by zvýšit jeho hutnost, a tím zvýšit i modul pružnosti betonu. Kromě statického modulu pružnosti, který byl zkoušen podle normy ČSN ISO 6784 [9] (Změna normy proběhla až po zahájení zkoušek), byl zkoušen také dynamický modul pružnosti v souladu s normou ČSN EN [8] a ČSN [2]. Z výsledků (obr. 2) je patrné, že krys- Tab. 1 Složení betonu C20/25 XC3 [4] Tab. 1 Composition of C20/25 XC3 concrete [4] Složka Množství na 1 m 3 [kg] Vodní součinitel (w/c) 0,55 Cement CEM I 42,5 R 280 Voda 154 Kamenivo Poměr 46:8:46 Superplastifikátor PCE 0,8 % z hmotnosti cementu 0/4 Tovačov 871 4/8 Hrabůvka 152 8/16 Hrabůvka 871 BASF Glenium SKY 665 2,24 Tab. 2 Zkoušené krystalizační přísady s příslušným dávkováním Tab. 2 Tested crystallization additives with relevant proportioning Krystalizační přísada objemová hmotnost [kg/m 3 ] Dávkování [% obj. hm.] rozsah dávkování dle technického listu [% obj. hm.] Akvatron 12 1,96 0,7 0,4 až 1 BASF Masterseal 501 4,9 1,75 1,5 až 2 Redrock Krystol Mix 4,9 1,75 1,5 až 2 Sika WT-200 P 4,2 1,5 1 až 2 Xypex Admix C ,6 2 1 až 3 Xypex Admix C-1000 NF 2,8 1 0,5 až 1,5 52 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

55 1 2 talizační přísady nemají dle očekávání na modul pružnosti betonu žádný vliv. Drobné odchylky výsledků v řádu jednotek GPa budou pravděpodobně způsobeny pouze nepřesnostmi měření. VODOTĚSNOST Jednou z hlavních vlastností, kde by měly krystalizační přísady prokázat vysokou účinnost, je hloubka průsaku tlakovou vodou (obr. 3). Zkoušení se provádělo v souladu s příslušnou normou ČSN EN [7]. Betonové krychle byly uloženy, jako obvykle, v kádi po dobu 28 dní, což je ideální prostředí pro aktivaci sekundární krystalizace. Z grafu na obr. 3 lze pozorovat významný vliv přísady Krystol Mix, jejíž použití dokázalo zredukovat hloubku průsaku na více než polovinu. Dobré snížení průsaku zajistila také přísada BASF Masterseal 501. Ostatní přísady měly minimální vliv. 3 CHRL Další z pozitivních vlastností krystalizačních přísad by měla být zvýšená odolnost betonu proti působení mrazu a chemickým rozmrazovacím látkám (CHRL) (obr. 4). Zkouška byla prováděna metodou automatického cyklování A dle normy ČSN [1]. Stanovení odolnosti proti působení mrazu a chemickým rozmrazovacím látkám je velmi agresivní zkouška. Jelikož referenční beton třídy XC3 nemá žádnou odolnost proti CHRL, bylo zkoušení z důvodu vysokých odpadů zastaveno po 75 cyklech. Ostatní betony prošly 100 cykly. Podle očekávání byl referenční beton již po 25 cyklech rozpadlý. U záměsí s krystalizačními přísadami došlo k relativnímu zlepšení, nejméně rozpadlý byl beton s přísadou Krystol Mix. Je nutné také zmínit koncentrovanou variantu přísady Xypex Admix s označením C-1000 NF, která má výrazně odlišné vlastnosti od ostatních přísad. S největší pravděpodobností se bude jednat o špatnou kompatibilitu mezi surovinami, kdy může docházet k negativním jevům. 4 Obr. 1 Výsledná pevnost betonu v tlaku Fig. 1 Resulting compressive strength of concrete Obr. 2 Výsledné moduly pružnosti betonu Fig. 2 Resulting modulus of elasticity of concrete Obr. 3 Výsledná vodotěsnost betonu Fig. 3 Resulting water tightness of concrete Obr. 4 Výsledná odolnost betonu na CHRL Fig. 4 Resulting resistance of concrete to freezing water and defrosting chemicals NASÁKAVOST Krystalizační přísady by měly utěsňovat strukturu betonu, proto se zvolilo zkoušení nasákavosti betonových kostek. Jako experimentální metoda byla zvolena tato zkouška, která nemá normový postup. Zkoušelo se po 28dnech, kdy se tělesa vytáhla z kádě, povrchově se osušila a zvážila. Kostky byly poté uloženy do sušárny s teplotou nejprve 80 C, později až do ustálené hmotnosti 105 C. Čas byl předtím odzkoušen a byl dostačující k vysušení do ustálené hmotnosti. Tělesa byla poté opět uložena do vody na 48 h. Čas byl v případě potřeby prodloužen, pokud tělesa ještě přijímala vodu. Tím se získala hmotnost nasáklé kostky po vysušení. Graf na obr. 5 zobrazuje rozdíl vlhkostí mezi kostkou před vysušením a po vysušení, jde tedy o znázornění míry utěsnění struktury, a tím snížení nasákavosti. Zkoušení nasákavosti je jedna z možností, jak přímo zkoušet účinnost krystalizačních přísad na strukturu betonu. Podle předpokladu by měla být vlhkost a tedy míra nasákavosti po vysušení kostky nižší než před vysušením. Vychází to z předpokladu, že pokud došlo v betonu ke krystalizaci a utěsnění kapilár a pórů, tak po vysušení už není v betonu místo pro stejný obsah vody jako před vysušením. Z naměřených hodnot lze vyhodnotit, že přísady Sika WT-200 P a BASF Masterseal 501 poměrně významně utěsnily strukturu betonu. Ve zkoušce bude hrát velkou roli také velikost pórů a kapilár, proto by bylo vhodné doplnit pozorování struktury pod mikroskopem případně využít rtuťovou porozimetrii. KAPILÁRNÍ ABSORPCE Druhou možností, jak nepřímo zkoušet účinnost krystalizačních přísad, je sta- 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 53

56 5 6 Obr. 5 Výsledný poměr vlhkosti kostek před a po vysušení Fig. 5 Resulting ratio of humidity of cubes before and after drying Obr. 6 Kapilární absorpce cementových trámečků Fig. 6 Capillary absorption of cement beams novení kapilární absorpce na trámečcích z cementové malty. Tato zkouška vychází z normy ČSN EN [5], která se mimo jiné zabývá přísadami do betonu, je tedy její zkoušení vhodné. Podstata zkoušky spočívá v měření absorpce vody v časových úsecích, které přesně definuje norma. Tělesa, která jsou uložená v prostředí o teplotě 20 ± 2 C a relativní vlhkosti vzduchu 65 ± 5 %, se zhotovila po šesti kusech od každé přísady s cementovou maltou dle normy ČSN EN [3]. K vyhodnocení bylo nezbytné zhotovit také referenční cementovou maltu bez přísady. Dávkování přísad bylo shodné s procentuálním dávkováním na cement u betonu. Tři trámečky byly po sedmi dnech zváženy a vloženy do vody. Po jednom dni byly povrchově osušeny, zváženy a opět uloženy do vody. Stejný postup byl opakován po sedmi dnech. Zbylé tři trámečky byly v požadovaném prostředí uloženy 90 dní a poté následoval totožný postup s časovými intervaly 1, 7 a 28 dní. Výsledná absorpce se poté vypočítá z rozdílu hmotností trámečků před kontaktem s vodou a jejich absorpcí dělený plochou, která je v kontaktu s vodou (norma udává mm 2 ). V grafu na obr. 6 lze tedy zkratky CAX-Y interpretovat jako kapilární absorpci (CA), kde X je doba uložení v laboratorním prostředí a Y čas, po který byly trámečky uloženy ve vodě. ZÁVĚR Provedené experimenty nepotvrzují zlepšení vlastností betonu tak, jak je deklarují dodavatelé přísad. U pevnosti betonu v tlaku má použití krystalizačních přísad za následek dokonce pokles jeho pevnosti oproti referenčnímu betonu. Jedinou výjimkou je přísada Sika WT-200 P, která má velmi pozitivní vliv na pevnost betonu v tlaku a to hned po sedmi dnech. Tato skutečnost ale může být způsobena spíše vyšším množstvím cementu s mikrosilikou než samotnými aktivními chemikáliemi, které jsou podstatou krystalizačních přísad. Ačkoliv má krystalizační přísada Xypex Admix v technickém listě uvedené zvýšení pevnosti o 15 % za podmínky dávkování alespoň 2 % z hmotnosti cementu, což bylo splněno, tato vlastnost se nepotvrdila. Vyhodnocení lze položit do dvou rovin. Klasické zkoušky určující odolnost betonu vycházejí ve prospěch přísady Redrock Krystol Mix, která dokázala snížit hloubku průsaku na polovinu a měla největší (byť sporný) účinek na snížení množství odpadů při zkoušce CHRL. Nejhůře dopadla koncentrovaná varianta Xypex Admix C-1000 NF. Zajímavá je ale skutečnost, že zkoušky nasákavosti a kapilární absorpce, které by měly přímo prokázat účinnost krystalizačních přísad, určitým způso bem popírají výsledky předchozích zkoušek. Literatura: [1] ČSN Stanovení odolnosti povrchu cementového betonu proti působení vody a chemických rozmrazovacích látek, Praha: ČNI, 2003 [2] ČSN Nedestruktivní zkoušení betonu Ultrazvuková impulzová metoda zkoušení betonu, Praha: Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, 2011 [3] ČSN EN Metody zkoušení cementu Část 1: Stanovení pevnosti, Praha: ČNI, 2005 [4] ČSN EN 206 Beton Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda, Praha: Český normalizační institut, 2014 [5] ČSN EN Přísady do betonu, malty a injektážní malty Zkušební metody Část 5: Stanovení kapilární absorpce, Praha: ČNI, 2006 [6] ČSN EN Zkoušení ztvrdlého betonu Část 3: Pevnost v tlaku zkušebních těles, Praha: Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, 2009 [7] ČSN EN Zkoušení ztvrdlého betonu Část 8: Hloubka průsaku tlakovou vodou, Praha: Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, 2009 [8] ČSN EN Zkoušení betonu Část 4: Stanovení rychlosti šíření ultrazvukového impulsu. Praha: ČNI, 2005 [9] ČSN ISO 6784 Stanovení statického modulu pružnosti v tlaku, Praha, ČNI, 1993 [10] Basf, s. r. o., Masterseal 501: Technický list. Chrudim, 2011 [11] Moramis, s. r. o., Akvatron 12: Technický list. Ostrava, 2009 [12] Nekap, s. r. o., Xypex Admix C-1000 (NF): Technický list. Praha, 2010 [13] Redrock Construction, s. r. o., Krystol Mix: Technický list. Praha, 2012 [14] Sika CZ, s. r. o., Sika WT-200 P: Technický list. Brno, 2013 Z hlediska nasákavosti a kapilární absorpce dopadla nejlépe přísada Sika WT-200 P, což by mělo korespondovat s nízkou hloubkou průsaku tlakovou vodou. Tato souvislost se ale nepotvrdila. V některých parametrech sice došlo k zlepšení měřených parametrů při aplikaci krystalizační přísady, ale lze to považovat za nepříliš přesvědčivý a ojedinělý jev. Pokud bychom recepturu upravili podle běžných technologických pravidel (např. jemné částice, provzdušnění), tak by se dosáhlo přesvědčivých výsledků při mnohem nižších nákladech. Vynaložené prostředky na krystalizační přísady tedy nebudou efektivní. Text článku byl posouzen odborným lektorem. Ing. Michal Kropáček Fakulta stavební VŠB-TU Ostrava tel.: kropacekmichal@gmail.com Ing. Jiří Šafrata Betotech, s. r. o. tel.: jiri.safrata@betotech.cz 54 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

57 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH EXPERIMENTÁLNY VÝSKUM VPLYVU SÚDRŽNOSTI SEDEMDRÔTOVÝCH LÁN NA PÔSOBENIE DODATOČNE PREDPÄTÝCH DVOJPOĽOVÝCH NOSNÍKOV EXPERIMENTAL INVESTIGATION OF BOND INFLUENCE OF SEVEN WIRE STRANDS ON BEHAVIOUR OF POST-TENSIONED TWO SPAN GIRDERS Ján Laco, Viktor Borzovič, Peter Pažma 1 Súdržnosť predpínacích jednotiek je faktor ovplyvňujúci napätostné a deformačné pôsobenie dodatočne predpätých konštrukcií. Vyvrcholením experimentálneho programu zameraného na vplyv protikoróznych olejových emulzií na súdržnosť predpínacích jednotiek boli zaťažovacie skúšky dvojpoľových nosníkov dodatočne predopnutých sedemdrôtovými lanami súdržnými, nesúdržnými a lanami so zníženou súdržnosťou vplyvom vrstvy protikoróznej olejovej emulzie. Tie preukázali rozdielne pôsobenie nosníkov predopnutých lanami s rôznou mierou súdržnosti pri rôznych úrovniach namáhania. Taktiež boli zistené určité nezrovnalosti medzi výsledkami nameranými pomocou pull-out testov, realizovaných v skorších fázach experimentálneho programu a výsledkami zo skúšok dodatočne predpätých nosníkov. Bond of prestressing units has major impact on stress and deformation behaviour in post-tensioned structures. An experimental program focused on influence of oil based corrosion protection agents on bond of prestressing units has culminated with loading tests of post-tensioned beams. Beams were in several cases prestressed with bonded tendons. Other beams were posttensioned with unbonded tendons and also with tendons with reduced bond due the corrosion protection coating. Beams have demonstrated different behaviour by loading regarding to the bond level of prestressing units. There were also discovered some inconsistencies in results obtained by pull-out tests and loading tests of those beams a LS 15,7/1860 LS 15,7/1860 8/ Zámerom tretej a zároveň záverečnej fázy experimentálneho programu, súvisiaceho s vplyvom protikoróznych olejových emulzií na súdržnosť predpínacích jednotiek, bolo vystihnúť skutočné pôsobenie betónového prvku dodatočne predopnutého lanami s rôznou mierou súdržnosti. Za týmto účelom boli navrhnuté dvojpoľové nosníky s celkovou dĺžkou 10,5 m a podrobené ohybovým skúškam. Na základe pôsobenia nosníkov bolo následne možné určiť vplyv miery súdržnosti na ich všeobecný napätostný a deformačný stav. Získané výsledky tak umožnili pochopiť správanie sa nosníkov pri rôznych úrovniach zaťaženia, rovnako ako aj vplyv protikoróznej olejovej emulzie na súdržnosť predpínacích jednotiek. Výsledky tretej fázy testov nadväzujú na výsledky pull-out skúšiek vykonaných v skorších fázach experimentálneho programu prezentovaných v Beton TKS 6/ b LS 15,7/1860 LS 15,7/ / Obr. 1 Schéma vystuženia a vedenia predpínacích jednotiek v pozdĺžnom smere Fig. 1 Scheme of reinforcement and prestressing tendons in longitudinal direction Obr. 2 Priečne rezy skúšobným nosníkom: a) v poli, b) nad strednou podperou Fig. 2 Cross sections of an experimental beam in: a) mid-span area, b) mid-support area OPIS VZORIEK A SKÚŠOBNEJ ZOSTAVY Vyrobených bolo sedem kusov dodatočne predpätých nosníkov o celkovej dĺžke 10,5 m s teoretickým rozpätím polí 5 m. Nosníky mali obdĺžnikový priečny rez s rozmermi mm. Ich hmotnosť sa po zatvrdnutí betónu pohybovala v rozmedzí od do kg. Nosníky boli vyrobené v troch etapách z betónu triedy C40/50. V každej etape bol odobratý čerstvý betón pre vyhotovenie kociek, valcov a hranolov pre určenie skutočnej pevnosti a modulu pružnosti v čase testovania nosníkov. Nosníky boli v pozdĺžnom smere vystužené rebierkovou výstužou s výraznou medzou klzu. Na základe trhacích skúšok bolo možné zatriediť pozdĺžnu výstuž ako B 500C. Šmyková odolnosť nosníkov bola zabezpečená priečnou strmeňovou výstužou s nevýraznou medzou klzu, ktorú možno zaradiť do triedy B 500B. Nosníky boli v troch prípadoch predopnuté so súdržnými predpínacími jednotkami. Z nich bol jeden použitý ako nultá kalibračná vzorka pre vyladenie skúšobnej zostavy a meracích zariadení. Ďalšie dva nosníky boli predopnuté nesúdržnými lanami typu monostrand. Posledné dva nosníky boli predopnuté holými lanami opatrenými vrstvou protikoróznej olejovej emulzie, rovnakej ako v I. a II. fáze experimentálneho programu. Ako predpínacia výstuž boli použité sedemdrôtové lana LS 15,7/1860 MPa. 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 55

58 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 3a 3c 3b 3d Obr. 3 a) Výstuž a káblové kanáliky pripravené vo forme, b) betonáž vzoriek, c) uskladnenie vzoriek v laboratóriu, d) predpínanie vzoriek Fig. 3 a) Reinforcement and tendon ducts placed in formwork, b) concrete pouring, c) specimens storage in laboratory, d) posttensioning of the beam Obr. 4 a) Meracie zariadenia pri stredovej podpere, b) merače pomerných pretvorení v poli, c) odchýlkomer pre určenie natočenia a pružného stlačenia krajnej podpery a dynamometer merajúci príslušnú reakciu, d) elasto-magnetický (EM) snímač Fig. 4 a) Measuring devices at the midsupport, b) strain gauges in mid-span area, c) gauges for support cross rotation and elastic deformation and dynamometer for reaction measuring d) elasto-magnetic gauge (EM gauge) Obr. 5 Celkový pohľad na osadený experimentálny nosník Fig. 5 Overview of the test arrangement Obr. 6 Rozmiestnenie a šírka trhlín pre rôzne typy nosníkov, a) nosník predopnutý súdržne, medzipodperová oblasť, b) nadpodperová oblasť, c) nosník predopnutý nesúdržne, medzipodperová oblasť, d) nadpodperová oblasť, e) nosník predopnutý lanami so zníženou súdržnosťou, medzipodperová oblasť, f) nadpodperová oblasť Fig. 6 Crack width and pattern with different bond conditions, a) bonded tendon, midspan area, b) support area, c) unbonded tendon, midspan area, d) support area, e) tendon with reduced bond, midspan area, f) support area 4a 4c 5 4b 4d Holé laná boli vedené v HDPE kanálikoch s vnútorným priemerom ϕ d = 25 mm. Na kotvenie bol použitý jednolanový predpínací systém VSL. Laná bez súdržnosti boli uložené v nosníkoch bez použitia káblových kanálikov. Každý nosník bol predopnutý dvoma lanami, pričom jedno bolo vedené priamo, pri spodnom povrchu nosníka tak, aby vyvodzovalo maximálne sekundárne účinky na staticky neurčitej sústave. Druhé lano bolo deviované takým spôsobom, aby jeho sekundárne účinky boli nulové resp. minimálne, tzv. konkordantná predpínacia jednotka. Laná boli napnuté jednostranne silou P 0 = 200 kn. Ako prvé sa vždy napínalo deviované lano. Po napnutí boli súdržné predpínacie jednotky a lana so zníženou súdržnosťou zainjektované cementovou maltou. Každý nosník bol odskúšaný po dosiahnutí sedemdňovej ťahovej pevnosti malty, ktorá bola približne na úrovni f tm = 4 MPa. Schéma vystuženia a pozdĺžneho vedenia predpínacích jednotiek je znázornená na obr. 1. Priečne rezy nosníkom sú na obr. 2. Zhotovovanie experimentálnych vzoriek je znázornené na obr. 3. Skúšobné nosníky boli z výrobne pre- 56 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

59 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH vezené a uskladnené v Centrálnych laboratóriách Stavebnej fakulty STU, kde boli aj odskúšané. Nosník bol pred skúš kou osadený na oceľové podpery. Reakcie od pôsobiacich zaťažení boli zaznamenávané pomocou dynamometrov v mieste každej podpery. Po osadení nosníka na podpery boli pripevnené analogické merače pomerných pretvorení v strede rozpätia každého poľa a nad strednou podperou. Okrem toho boli tiež elektronicky zaznamenávane priehyby v štvrtinách rozpätia každého poľa a pootočenia prierezov v miestach uloženia nosníka. Nosník bol počas skúšky zaťažovaný dvomi koncentrovanými silami pôsobiacimi v každom poli. Tá bola vyvodzovaná lismi pripojenými k agregátu. Jeden zaťažovací krok predstavoval prírastok sily približne 2 10 kn pôsobiaci na každé pole. Okrem vonkajších deformačných a silových veličín boli tiež zaznamenávane sily v predpínacích jednotkách pomocou elasto-magnetických (EM) snímačov počas predpínania a testovania. Niektoré meracie zariadenia sú znázornené na obr. 4 a osadený skúšobný nosník na obr. 5. 6a 6c 6e 6b 6d 6f POSTUP ZAŤAŽOVACEJ SKÚŠKY Po osadení a následnej príprave nosníka bola vykonaná zaťažovacia skúška. V prvých zaťažovacích krokoch po vytvorení trhlín v nadpodperovej a medzipodperovej oblasti sa pokračovalo v zaťažovaní nosníka, až do vyčerpania únosnosti nadpodperového prierezu, kde bol očakávaný vznik plastického kĺbu. Po jeho vytvorení nastala redistribúcia vnútorných síl vplyvom zmeny statickej sústavy. Spojitý nosník sa zmenil na dve samostatné prosté polia. Takáto sústava bola schopná odolávať ďalšiemu zvyšovaniu zaťaženia, až do momentu vyčerpania únosnosti kritického prierezu v medzipodperovej oblasti. Porovnanie skutočnej a teoretickej odolnosti nosníkov získanej pomocou pružno-plastickej analýzy je spracované v tab. 1. VÝSLEDKY A VYHODNOTENIA Všetky nosníky bez ohľadu na súdržnostnú kapacitu predpínacej výstuže sa porušili rozdrvením betónu v tlačených oblastiach nad strednou podperou a v strede rozpätia poľa. Zásadný rozdiel medzi nosníkmi predopnutými súdržne a nesúdržne bol v distri búcii a šírke trhlín po dĺžke nosníka v ťahovo namáhaných oblastiach. S týmto javom následne súviseli aj hodnoty nameraných priehybov. Tab. 1 Teoretické a namerané zaťaženie pôsobiace na nosník pri MSÚ Tab. 1 Theoretical and measured forces acting on beam at ULS Nosník Teoretická pôsobiaca sila [kn] Nameraná pôsobiaca sila [kn] Rozdiel medzi hodnotami [%] súdržný 4 121, ,5 6 nesúdržný ,6 28,3 V prípade súdržne predopnutých nosníkov boli trhliny distribuované rovnomerne po celej dĺžke ťahaných oblastí nosníka. Ich šírka bola primeraná namáhaniu a polohe na nosníku. Pri nosníkoch predopnutých nesúdržne sa na medzi vzniku trhliny vytvorila prvá trhlina, ktorej šírka pri narastajúcom zaťažení narastala nerovnomerne s ostatnými trhlinami vytvorenými v jej blízkosti. To znamená, že prvá centrálna trhlina mala výrazne väčšiu šírku ako ostatné trhliny. Po rozdrvení tlačeného betónu mal tento jav za následok pretrhnutie betonárskej výstuže v centrálnej trhline. V prípade nosníkov predopnutých lanami so zníženou súdržnosťou bola šírka trhlín blízka nosníkom so súdržnými lanami, avšak distribúcia trhlín bola ovplyvnená stratou súdržnosti pri vyšších zaťažovacích stupňoch. Charakteristická distribúcia a šírka trhlín v ťahom namáhaných oblastiach nosníkov je znázornená na obr. 6. Súdržnostné vlastnosti predpínacej výstuže sa rovnako prejavili na veľkosti a náraste priehybu nosníkov. Priehyb nosníkov narastal rovnomerne vo všetkých prípadoch predpätia až do okamihu vzniku prvej trhliny. Po jej iniciácii sa začali prejavovať rozdiely v deformačnom pôsobení vplyvom zmeny tuhosti nosníkov. V prípade nosníkov predopnutých nesúdržne po vzniku trhlín sa priehyb zväčšoval rýchlejšie s narastajúcim zaťažením oproti nosníkom so súdržným predpätím. Charakter deformácie nosníkov predopnutých lanami s obmedzenou súdržnosťou bol podobný skôr súdržným nosníkom, avšak zaujímavý je sklon kriviek popisujúcich priehyb, ktorý je naopak podobný sklonu kriviek nesúdržných nosníkov. Vyhodnotenie diferenciálnych prírastkov priehybu výraznejšie poukázalo na rozličné deformačné pôsobenie vplyvom súdržnosti predpínacích jednotiek. Na obr. 7a až 7d je znázornená závislosť priehybu od narastajúce- 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 57

60 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 7a celkové skúšobné zaťaženie [kn] 7c celkové skúšobné zaťaženie [kn] 8a c P 0 [kn] DEFORMÁCIA w [mm] Záznam EM snímača počas napínania nosníka vplyv pokluzu v kotvení PRÍRASTOK DEFORMÁCIE 0 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 dw/dx t [min] postupné napínanie prvku vplyv pružnej deformácie prvku Záznam EM snímača pre nosník 2/N3_PP vznik trhliny (125 bar) t [min] medzná odolnosť (330 bar) 7b celkové skúšobné zaťaženie [kn] 7d celkové skúšobné zaťaženie [kn] 8b P 0 [kn] d P 0 [kn] Záznam EM snímača pre nosník 1/N2_sud vznik trhliny (125 bar) medzná odolnos ť (330 bar) t [min] deviované lano priame lano Záznam EM snímača pre nosník 3/N6_sud vznik trhliny (125 bar) DEFORMÁCIA w [mm] PRÍRASTOK DEFORMÁCIE ,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 dw/dx t [min] N1_sudržne N2_sudržne N3_zniž. súdrž. N4_zniž. súdrž. N5_nesudržne N6_nesudržne medzná odolnosť (330 bar) ho zaťaženia pri všetkých súdržnostných podmienkach rovnako ako aj závislosť diferenciálnych prírastkov priehybu k narastajúcemu zaťaženiu. Rozdielne statické pôsobenie nosníkov zaznamenali aj EM snímače, ktoré odzrkadľovali reálne silové namáhanie predpínacieho lana v diskrétnom priereze. EM snímač bol umiestnený približne 800 mm od krajnej podpery nosníka. Na obr. 8a je zaznamenaný priebeh sily pri napínaní sedemdrôtových lán. Zo záznamu sú evidentné javy ako okamžitá strata predpätia pri zakotvení či strata sily z pružnej deformácie prvku. Záznamy na obr. 8b až 8d znázorňujú priebeh sily v predpínacích jednotkách počas skúšania nosníkov. V prípade predpätých nosníkov so súdržným predpätím došlo k porušeniu súdržnosti lokálne, v miestach ohybových trhlín. Lano sa za hranicou trhliny opäť zakotvilo a tak je v mieste uloženia EM snímača vidieť len veľmi malý prírastok sily v predpínacích jednotkách počas trvania celého namáhania nosníkov. Obr. 7 a) Závislosť priehybu nosníkov od pôsobiaceho zaťaženia, b) závislosť priehybu nosníkov od pôsobiaceho zaťaženia vo väčšej mierke, c) závislosť prírastku priehybu nosníkov od pôsobiaceho zaťaženia, d) závislosť priehybu nosníkov od pôsobiaceho zaťaženia vo väčšej mierke Fig. 7 a) Beams deflection vs. acting load relationship, b) beams deflection vs. acting load relationship in larger scale, c) beams deflection increment vs. acting load relationship, d) beams deflection increment vs. acting load relationship in larger scale Obr. 8 Záznamy EM snímačov, a) počas napínania nosníka, b) zaťažovacia skúška nosníka predopnutého súdržnými lanami, c) zaťažovacia skúška nosníka predopnutého s lanami s obmedzenou súdržnosťou, d) zaťažovacia skúška nosníka predopnutého s lanami bez súdržnosti Fig. 8 EM gauge records, a) during prestressing, b) loading of beam with bonded tendons, c) loading of beam with tendons with reduced bond, d) loading of beam with unbonded tendons Na rozdiel od nosníkov predopnutých nesúdržne sa sila v každom z lán zvyšovala úmerne zaťažovaciemu kroku a narastajúcej deformácii prvku, až na úroveň plastickej deformácie predpínacej jednotky. To je evidentné z poklesu sily v predpínacích jednotkách po odľahčení nesúdržne predpätých nosníkov pod úroveň pred skúškou. Nosníky predopnuté lanami s obmedzenou súdržnosťou vykazovali malý nárast sily v predpínacích jednotkách pri nižších úrovniach zaťaženia, podobne ako pri súdržných lanách. Tesne pred dosiahnutím medznej únosnosti nosníka je však evidentný skokovitý nárast sily a následne podobné správanie ako pri nosníkoch predopnutých nesúdržne. Z toho možno usúdiť, že pri určitej úrovni namáhania nastala globálna strata súdržnosti po celej dĺžke predpínacej jednotky vplyvom použitia protikoróznych prostriedkov. ZÁVER Výsledky experimentov zameraných na sledovanie súdržnostných pod mienok predpínacích jednotiek vplyvom protikoróznych olejových emulzii priniesli niekoľko zaujímavých výsledkov. Sledovanie napätostného a deformačného pôsobenia dodatočne predpätých nosníkov si vyžaduje náročnú prípravu a rea lizáciu. Avšak výsledky získane takýmto spôsobom majú vyššiu výpovednú hodnotu ako výsledky získané pomocou pull-out testov. Šírky trhlín ako aj ich distribúcia a rovnako priehyb nepreukázali zásadný 58 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

61 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Literatúra: [1] Laco J., 2014: Súdržnosť predpínacích jednotiek opatrených protikoróznou ochranou: dizertačná práca, Bratislava: STU [2] Lüthi T. et al., 2005: Factors affecting bond and friction losses in multistrand post-tensioning tendons including the effect of emulsifiableoils, Austin: Centre for Transportation Research at the University of Texas, FHWA/TX-05 / [3] Marti P. et al., 2008: Temporary corrosion protection and bond of prestressing steel, In. ACI Structural Journal, Vol. 105, No. 1, p , ISSN [4] Salcedo Rueda E. et al., 2004: Bond and corrosion studies of emulsifiable oils used for corrosion protection in post-tensioned tendons. In: PTI Journal, Vol. 22, No. 1. ISSN vplyv protikoróznej olejovej emulzie na únosnosť a deformačné pôsobenie dodatočne predpätých prvkov. Výsledky EM snímačov ukázali globálnu stratu súdržnosti predpínacích jednotiek opatrených protikoróznym prostriedkom až tesne pred porušením nosníkov. Výsledky pull-out testov prezentované v Beton TKS 6/2014 preukázali v prípade protikoróznej olejovej emulzie stratu súdržnosti o viac ako 60 %. Takáto výrazná strata súdržnosti pri pull-out testoch môže viesť k mylným záverom, nakoľko vplyv tohto prostriedku sa na prvku reálnych rozmerov prejavil len minimálne. Z tohto dôvodu je vhodné, pri vyšetrovaní súdržnosti dvoch materiálov, používať pull-out testy len pri určovaní prenosových a kotevných dĺžok. Okrem vplyvu olejových emulzií na súdržnosť, je možné získané výsledky z testov na dodatočne predpätých nosníkoch aplikovať aj pri diagnostike čias točne predpätých betónových konštrukcií v prípade ich porušenia ohybovým namáhaním. Na základe ich šírky a distribúcie je možne konštatovať, či neprišlo k zmene súdržnostných podmienok v dôsledku nekvalitne prevedenej injektáže alebo nedostatočného odstránenia protikorózneho prostriedku na báze oleja po uložení predpínacej výstuže do konštrukcie. Príspevok vznikol s finančnou pomocou Agentúry na podporu výskumu a vývoja na základe zmluvy č. APVV Ing. Ján Laco, PhD. Reming Consult, a. s. Trnavská cesta 27, Bratislava laco@reming.sk jl.beton@gmail.com Ing. Viktor Borzovič, PhD. viktor.borzovic@stuba.sk Ing. Peter Pažma peter.pazma@stuba.sk oba: Stavebná fakulta STU v Bratislave Katedra betónových konštrukcií a mostov Radlinského 11, Bratislava Text článku byl posouzen odborným lektorem. OCENĚNÍ BETONOVÉHO POVRCHU V PRESTIŽNÍ SOUTĚŽI 1 2 Britské Centrum designu udělilo na základě rozhodnutí odborné poroty 12. února t. r. nejvyšší ocenění v soutěži Surface Design Award 2015 v kategorii Povrch v interiéru veřejné budovy interiéru kaple Giovanni XXIII postavené v Ospedale, části italského Bergama (obr. 1 a 2). Kaple, na vr žená francouzským architektem Aymericem Zublenou ve spolupráci s italskými architekty Pippo a Ferdinandem Traversi, je součástí nemocnice papeže St. Johna XXIII a byla vysvěcena 11. října Návrh současného kostela vychází z pevných architektonických zásad, že jeho interiér má vytvářet místo povzbuzující návštěvníka k modlitbě a klidnému rozjímání. Minimalistický interiér tvoří světlé dřevo a teplé odstíny bílých prefabrikovaných stěnových betonových panelů s grafickými motivy vyjádřenými pomocí technologie Graphic Concrete (GCArt&- Design TM ). Autorem návrhu vzoru je Stefano Arienti, který čerpal inspiraci v Zahradách Edenu, jak napovídají květy, rostliny a keře zobrazené na stěnách. Květinové motivy byly na stěny přeneseny pomocí jemného rastrování vzorů a vhodně zvolené kompozice betonové směsi, která tak dotváří celkový dojem lehkosti, vzdušnosti a klidu. Přirozené světlo, které proniká do kaple kruhovými otvory na stěnách a ve stropě, završuje dechberoucí atmosféru vnitřního prostoru. zdroj: a připravila Jana Margoldová 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 59

62 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH SKOŘEPINA DVOJÍ KŘIVOSTI NAD OBDÉLNÍKOVÝM PŮDORYSEM DOUBLE CURVATURE SHELL ABOVE A RECTANGULAR PLAN Jiří Musil, Jiří Stráský Příspěvek popisuje hledání optimálního tvaru skořepinové konstrukce dvojí křivosti, kterou Heinz Isler úspěšně použil pro zastřešení řady tenisových hal a bazénů. Pro nalezení tvaru byl využit komerčně dostupný program umožňující geometricky nelineární analýzu konstrukcí. Správnost řešení byla ověřena nejen analyticky, ale také na modelu postaveném v měřítku 1 : 56. Model byl vytvořen technologií 3D tisku. Příspěvek navazuje na článek popisující práci Heinze Islera a na článek popisující metodu hledání tvaru. The paper describes the search for the optimal shape of the shell structure of double curvature, which Heinz Isler successfully used for roofing many tennis halls and swimming pools. For the shape finding a commercially available program allowing geometrically nonlinear analysis of structures was used. The correctness of the solution was verified not only analytically, but also on the model built in the scale 1 : 56. The model was created by a modern technology of 3D printing. The contribution is linked to the article describing the work of Heinz Isler and the article describing the form finding method. 1a 1c Návrh těchto skořepin vyžadoval velkou dovednost a zkušenost, protože je velmi obtížné navrhnout bodově podepřenou skořepinu dvojí křivosti nad protáhlým obdélníkem. V tomto případě se obvykle navrhuje konstrukce jednoduché křivosti, která je ukončená ztužujícím nosníkem přenášejícím zatížení do krajních podpěr. Islerova konstrukce dvojí křivosti vyplynula z řady modelových měření skořepin různých vzepětí. Z modelových zkoušek tak vzešel standardizovaný tvar šířek 17,75 a 18,6 m a délek 48 m. Skruž těchto skořepin tvořil velmi elegantní rošt z lepených dřevěných nosníků. Standardizovaný tvar skořepin umožnil jejich opakované použití (obr. 2) a postupnou výstavbu. Prof. Isler analyzoval popsané konstrukce ve dvou na sebe navazujících krocích. V prvním kroku na modelu obrácené zavěšené textilie (hanging cloth reversed) určil tvar membránové konstrukce. V druhém kroku, po pečlivém změření membrány, vytvořil obrácený model skořepinové konstrukce postavené z polyesterové pryskyřice. Tuto konstrukci pak ověřil modelovým měřením. Již dříve popsaný postup [2] hledání optimálního tvaru skořepin pomocí dostupných programů byl také aplikován při analýze konstrukce Obr. 1 Tenisová hala v Solothurnu: a) řez A-A, b) řez B-B, c) půdorys, d) podepření skořepiny Fig. 1 Soluthurn Tennis Hall: a) section A-A, b) section B-B, c) plan, d) shell support 1b 1d V příspěvku [1] byla připomenuta práce významného projektanta Prof. Dipl. Ing. Heinze Islera, Dr.h. c., podle jehož projektů bylo postaveno více než skořepinových konstrukcí. V navazujícím příspěvku [2] byl popsán postup hledání tvaru pomocí dostupných programů, které umožňují geometricky nelineární analýzu konstrukcí. Postup byl ilustrován na dvou Islerových konstrukcích, skořepině tvaru polštáře a skořepině nad trojúhelníkovým půdorysem navržené pro čerpací stanici Deitingen Süd. Získané tvary skořepin byly ověřeny podrobnou statickou a stabilitní analýzou. Jedna z nejúspěšnějších Islerových konstrukcí je skořepina vyvinutá pro zastřešení tenisových hal a plaveckých bazénů. Tento typ skořepiny byl poprvé navržen v roce 1978 pro zastřešení tenisových hal v Düdingenu. Zastřešení tvoří čtyři skořepiny půdorysného rozměru 18,6 x 48,5 m; jejich tloušťka je 90 až 100 mm. Skořepiny jsou bodově podepřeny v rozích obdélníků. Od té doby bylo postaveno čtyřicet pět podobných konstrukcí (obr. 1). 2 Obr. 2 Tenisová hala v Düdingenu, postupná výstavba Fig. 2 Düdingen Tennis Hall, progressive erection 60 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

63 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 3a 3b 3c 3d nad obdélníkovým půdorysem. Po nalezení tvaru byla konstrukce ověřena nejen analyticky, ale také na modelu. STUDOVANÁ KONSTRUKCE Studovaná konstrukce byla navržena nad obdélníkovým půdorysem šířky 17 m a délky 50 m (obr. 3). Vzepětí ve středu skořepiny bylo 10 m. Cílem bylo navrhnout konstrukci, která bude podobně jako Islerova skořepina na okrajích zvlněna tak, aby vytvářela ztužující žebra. Obr. 3 Studovaná konstrukce, a) boční pohled, b) čelní pohled, c) půdorys, d) perspektivní pohled Fig. 3 Studied structure, a) side view, b) frontal view, c) plan view, d) perspective view Obr. 4 Výchozí tvar membrány Fig. 4 Initial shape of the membrane Obr. 5 Proměnná tloušťka membrány Fig. 5 Variable thickness of the membrane Obr. 6 Tvar membrány po prvním kroku Fig. 6 Shape of the membrane after the first step Obr. 7 Výsledný tvar konstrukce, a) boční pohled, b) čelní pohled Fig. 7 Final shape of the structure, a) side view, b) frontal view 7a Skořepina bez okrajového ztužení Nejdříve byla konstrukce analyzována postupem popsaným v [2]. Výchozím tvarem byla rovinná membrána nad obdélníkovým půdorysem, která měla zakřivené kratší strany. Membrána byla uložena na čtyřech krajních podporách šířky 1 m (obr. 4). Pro analýzu byl využit programový systém Midas Civil 2012 a byl použit prvek Thick PLATE. Konstrukce byla sestavena z obdélníkových prvků s velmi hustým dělením u podpěr a na okrajích. Základní tloušťka membrány 120 mm byla u podpěr zvětšena až na 240 mm (obr. 5). Konstrukce z betonu C30/37 byla analyzována pro proměnné plošné zatížení s intenzitou odpovídající rozložení vlastní tíhy konstrukce. V prvním kroku byla konstrukce analyzována pro zatížení, které rozložením odpovídá vlastní tíze, s intenzitou, při které se konstrukce ve svém středu zdeformovala 7,08 m (obr. 6). V druhém kroku byla takto zdeformována konstrukce řešena jako geometricky nelineární úloha pomocí Newton-Rapsonovy metody. Při řešení byly použity tři iterační kroky s deformačním konvergenčním kritériem 0,001. Výsledkem řešení byla zdeformovaná konstrukce, jejíž geometrie tvořila výchozí tvar pro následující iteraci. Iterace byla opakována, pokud ve středu konstrukce nebylo dosaženo vzepětí 10 m (obr. 7). Je zřejmé, že takto získaný výsledný 7b 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 61

64 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 8a 8b 8c 9a 9b 9c Tab. 1 Zatížení sk ořepiny Tab. 1 Loading of shell 10 (a) (b) (c) (d) (e) (f) Vlastní tíha Vlastní tíha + Zatížení sněhem 1,5 kn/m 2 na celé ploše Vlastní tíha + Zatížení sněhem 1,5 kn/m 2 na podélné polovině Vlastní tíha + Zatížení sněhem 1,5 kn/m 2 ve střední části Vlastní tíha + Zatížení sněhem 1,5 kn/m 2 na příčné polovině Vlastní tíha + Zatížení sněhem 1,5 kn/m 2 na čtvrtině tvar konstrukce uvedený na obr. 7 je bez ztužujících okrajových žeber. Přesto byla tato konstrukce dále posouzena pro zatížení uvedená v tab. 1. Na obr. 8 jsou uvedeny výsledky řešení pro zatížení vlastní tíhou. Obr. 8a ukazuje deformace konstrukce, obr. 8b maximální normálová napětí při horním povrchu a obr. 8c maximální normálová napětí při dolním povrchu skořepiny. Maximální deformace je 2,6 mm, maximální tahové napětí je 0,14 MPa. Konstrukce je převážně namáhána rovnoměrným tlakem, jeho maximální velikost dosahuje hodnoty 6,7 MPa. Je tedy zřejmé, že pro účinky vlastní tíhy je konstrukce navržena správně. Jiná situace je pro ostatní zatížení. 11a 12a 12c 12b 12d 11b 62 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

65 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 14a 14b 14c 15a 15b 15c Obr. 8 Půdorys konstrukce, účinky od vlastní tíhy, a) deformace, b) maximální napětí v horních vláknech, c) maximální napětí v dolních vláknech Fig. 8 Plan of the structure, effects of the self-weight, a) deformations, b) the maximum stresses at the top fibers, c) the maximum stresses at the bottom fibers Obr. 9 Deformace konstrukce, a) zatížení (c), b) zatížení (d), c) zatížení (e) Fig. 9 Deformation of the structures, a) load (c), b) load (d), c) load (e) Obr. 10 Lávka Matadero a Invernadero, Madrid, Španělsko Fig. 10 Matadero and Invernadero Footbridge, Madrid, Spain Obr. 11 Tvar membrány po prvním kroku, a) boční pohled, b) čelní pohled Fig. 11 Shape of the membrane after the first step, a) side view, b) frontal view Obr. 12 Hledání tvaru membrány, a) zatížení vodorovným zatížením, b) zatížení svislým zatížením, c) zatížení svislým zatížením, d) zatížení vlastní tíhou Fig. 12 Membrane shape finding, a) horizontal loads, b) vertical load, c) vertical load, d) self-weight Obr. 13 Výsledný tvar konstrukce, a) boční pohled, b) čelní pohled Fig. 13 Final shape of the structure, a) side view, b) frontal view Obr. 14 Půdorys konstrukce, účinky od vlastní tíhy, a) deformace, b) maximální napětí v horních vláknech, c) maximální napětí v dolních vláknech Fig. 14 Plan of the structure, effects of the self-weight, a) deformations, b) the maximum stresses at the top fibers, c) the maximum stresses at the bottom fibers Obr. 15 Deformace konstrukce před ztrátou stability, a) zatížení (c), b) zatížení (d), c) zatížení (e) Fig. 15 Deformation of the structure before buckling, a) load (c), b) load (d), c) load (e) 13a 13b Kritická jsou zatížení (c), (d) a (e), při kterých deformace dosahují velikosti až 1,22 m (obr. 9) a tlaková a tahová napětí dosahují velikosti až 284 MPa. Tato napětí není konstrukce schopna přenést a takto navrženou konstrukci nelze postavit. Je tedy nesporné, že konstrukci je nutno upravit. Jak již bylo uvedeno dříve, skořepiny nad obdélníkovým půdorysem se obvykle navrhují se ztužujícími okrajovými nosníky, nebo se zvětší tloušťka skořepiny (obr. 10). Profesor Isler však místo toho konstrukci elegantně ztužil jejím okrajovým zvlněním. Proto byl dále hledán postup, jak podobné zvlnění získat studovanou analýzou. Skořepina s okrajovým ztužením Je patrné, že pokud chceme analýzou získat konstrukci se zvlněnými okraji, nelze ve výchozím stavu vyjít z rovinné konstrukce a je nezbytné vyjít z konstrukce, která má zvednuté okraje. Tvar křivek zvednutí byl určen analýzou konstrukce zatížené okrajovým linio vým zatížením. Výsledný výchozí stav (obr. 11) byl určen sečtením tvarů získaných zatížením konstrukce definované na obr. 4 a 5 postupně zatížené vodorovným (obr. 12a) a svislým (obr. 12b) liniovým zatížením kratších stran, svislým liniovým zatížením delších stran (obr. 12c) a vlastní tíhou (obr. 12d). V druhém kroku byla konstrukce z obr. 11 řešena jako geometricky nelineární úloha pomocí Newton-Rapsonovy metody. Při řešení byly použity tři iterační kroky s deformačním konvergenčním kritériem 0,001. Výsledkem řešení byla zdeformovaná konstrukce, jejíž geometrie tvořila výchozí tvar pro následující iteraci. Iterace byla opako- 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 63

66 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH a 19b Tab. 2 Mechanické charakteristiky Tab. 2 Mechanical properties vána, pokud ve středu konstrukce nebylo dosaženo vzepětí 10 m. Řešením byla získaná konstrukce, jejíž tvar byl velmi blízký požadovanému tvaru (obr. 13). Delší strany však nebyly přímé, a tak bylo nutno znovu upravit výchozí konstrukci. Proto byla geometrie modelu podle obr. 11 v několika krocích iteračně upravena tak, aby pro provedení nelineárního výpočtu byla získána konstrukce s přímými delšími stranami. Takto byla získána skořepina požadovaného tvaru (obr. 3), která byla následně posouzena pro všechna zatížení uvedená v tab. 1. Mechanické charakteristiky Zkušební metoda Osy X Z Osy Z X Tahová pevnost, mez tečení (Typ 1, 0.125, 0.2 /min) ASTM D MPa 26 MPa Mezní tahová pevnost (Typ 1, 0.125, 0.2 /min) ASTM D MPa 28 MPa Tahový modul pružnosti (Typ 1, 0.125, 0.2 /min) ASTM D MPa MPa Mezní tahové protažení (Typ 1, 0.125, 0.2 /min) ASTM D638 7 % 2 % Tahové protažení na mezi tečení (Typ 1, 0.125, 0.2 /min) ASTM D638 2 % 1 % Ohybová pevnost (Metoda 1, 0.05 /min) ASTM D MPa 48 MPa Ohybový modul pružnosti (Metoda 1, 0.05 /min) ASTM D MPa MPa Mezní ohybové poměrné přetvoření (Metoda 1, 0.05 /min) ASTM D790 4 % 3,5 % Na obr. 14 jsou uvedeny výsledky řešení pro zatížení vlastní tíhou. Obr. 14a ukazuje deformace konstrukce, obr. 14b maximální normálová napětí při horním povrchu a obr. 14c maximální normálová napětí při dolním povrchu skořepiny. Maximální deformace je 3,9 mm, maximální tahové napětí je 0,51 MPa. Konstrukce je převážně namáhána rovnoměrným tlakem, jeho maximální velikost dosahuje hodnoty 7,9 MPa. Je tedy zřejmé, že pro účinky vlastní tíhy je konstrukce navržena správně. Také pro všechna ostatní zatížení jsou deformace a napětí v rozumných mezích. Pro kritické zatížení (c) situované na podélné polovině skořepiny je maximální deformace velikosti jen 16 mm, maximální tahové napětí dosahuje velikosti 3,5 MPa a maximální tlakové napětí je 8 MPa. Je patrné, že konstrukce bezpečně přenese všechna normová zatížení. Funkce skořepiny byla také ověřena stabilitním výpočtem, který byl proveden pro kombinaci vlastní tíhy a zatížení sněhem. Při nelineární analýze byla konstrukce zatížena vlastní tíhou a postupně se zvětšujícím zatížením sněhem. Ztráta stability byla dosažena při zatížení, při kterém nebylo možné najít rovnováhu vnitřních sil na deformované konstrukci. Výpočet byl proveden pro všechny studované polohy zatíže- 64 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

67 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH 20a 20b 20d 20c ní. Ztráta stability byla pro polohu zatížení (c) dosažena při 58,5násobku zatížení sněhem, pro polohu zatížení (d) při 75,5násobku zatížení sněhem a pro polohu zatížení (e) při 105násobku zatížení sněhem. Maximální deformace konstrukce před ztrátou stability dosahovaly pro polohu (c) velikosti 1,25 m, pro polohu (d) velikosti 0,64 m a pro polohu (d) velikosti 1,78 m. Z analýzy vyplývá, že ke ztrátě stability by došlo později, než k porušení konstrukce vlivem vyčerpání pevnosti betonu a únosnosti betonářské výztuže. Z výsledků analýzy je evidentní, že skořepina, která je na okrajích ztužená svým zvlněním, bezpečně přenese všechna normová zatížení. Analýza také potvrdila správnost postupu určení Obr. 16 Model diagonální obloukové skořepiny, zatěžovací zkouška Fig. 16 Model of the diagonal arch shell, load test Obr. 17 Skladba tištěného prvku Fig. 17 Composition of printed element Obr. 18 Přetržení zkušebního prvku Fig. 18 Rupture of the test element Obr. 19 Pracovní diagram, a) tah, b) tlak Fig. 19 Stress-strain response, a) tension, b) compression Obr. 20a, b, c, d Podepření modelu v duralovém rámu Fig. 20a, b, c, d Supporting of the model in an aluminum frame Obr. 21 Model, pozice zatížení Fig. 21 Model, load position Obr. 22 Model, pozice zatížení a tensometrů Fig. 22 Model, position of the load and strain gauges Obr. 23 Model, zatížení (b) Fig. 23 Model, load (b) Obr. 24 Model, zatížení (c) Fig. 24 Model, load (c) vhodného tvaru konstrukce. Přesto bylo rozhodnuto ještě ověřit analýzu měřením na modelu konstrukce. MODEL Z hlediska modelové podobnosti je vhodné vytvořit model ze stejného materiálu jako vlastní konstrukci, tedy z betonu. Tento přístup byl zvolen při analýze diagonální obloukové skořepiny [3] navržené jako lávka pro pěší s rozpětím 62 m (obr. 16). Skořepina byla vytvořena z betonu Tercon vyvinutého Doc. Terzijským. Beton byl vléván do otočené formy z boku do bednění, které tvořilo jak spodní, tak i horní plochu skořepiny. Návrh a výroba bednění i skořepiny byly velmi pracné. I modely z polyesterové pryskyřice, které sloužily Prof. Islerovi pro ověření funkce skořepin, jsou náročné na výrobu a vyžadují značnou řemeslnou zručnost. Proto byla studována technologie 3D tisku. Moderní technologie umožňují vytvořit nevyztužené betonové konstrukce pomocí 3D tisku [4]. Dosud se touto technologií vytváří převážně objekty drobné architektury. Je tedy patrné, že technologie je vhodná pro stavbu modelů betonových konstrukcí. Bohužel jsme nenašli v blízkosti dodavatele, který by byl schopen za rozumnou cenu vytisknout betonovou skořepinu. Proto byla využita komerčně dostupná technologie FDM (Fused Deposition Modeling). Tato technologie využí /2015 technologie konstrukce sanace BETON 65

68 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH Obr. 25 Deformace v podélné ose modelu, a) zatížení (c), b) zatížení (d) Fig. 25 Deformation in the model s longitudinal axis, a) load (c), b) load (d) Obr. 26 Normálové napětí v podélném řezu dolní vlny podélného ztužení od zatížení (c) Fig. 26 Normal stresses in the longitudinal section of the bottom wave of the longitudinal stiffening due to load (c) Obr. 27 Normálové napětí v podélném řezu dolní vlny podélného ztužení od zatížení (d) Fig. 27 Normal stresses in the longitudinal section of the bottom wave of the longitudinal stiffening due to load (d) Literatura: [1] Stráský J.: Heinz Isler, stavitel skořepin, Beton TKS 2/2013, pp [2] Musil J., Stráský J.: Hledání tvaru skořepinových konstrukcí, Beton TKS 5/2014, pp [3] Strasky J.: Pedestrian bridges utilizing high-strength concrete, International Journal of Space Structures, Vol. 22, No. 1, 2007, pp [4] Loughborough University Leicestershire, UK: 3D Concrete Printing: An innovative construction process, com [5] Hossdorf H.: Model Analysis of Structures, Van Nostrand Reinhold Company, a) b) vá dvou materiálů, základního, stavěcího a materiálu podpor. Při tisku je materiál odvíjen z cívky do hlavice tavné pistole, která ho nanáší na podložku. Materiál podpor se využívá v místech, kde by při tisku musel stavěcí materiál viset ve vzduchu. Po vytvoření modelu se materiál podpor odstraní. Stavěcí materiál je nanášen po vrstvách. Tisk každé vrstvy začíná vytvořením minimálně jednoho obvodového vlákna; vnitřní prostor mezi konturami je vyplněn vlákny pod úhlem 45, přičemž v následující vrstvě je úhel výplně kolmý na předchozí vrstvu (obr. 17). Zvolený průměr vláken byl vzhledem k velikosti modelu a tomu odpovídající ceně zvolen co největší 0,33 mm. I tak tisk modelu trval více než 50 h. Pro tisk byl použit materiál označený ABS M 30 (akryl onitrilbutadienstyren), který je charakterizován parametry uvedenými v tab. 2. Pro tisk byl použit přístroj Fortus 900mc s největším dostupným pracovním prostorem 914 x 610 x 914 mm, který umožňoval tisk modelu v měřítku 1 : 55,56. Při tomto měřítku by byla minimální tloušťka modelu jen 2,2 mm. Proto, s ohledem na technologii tisku, byla tloušťka modelu provedena v měřítku 1 : 24. Tato skutečnost byla zohledněna v analýze modelové podobnosti. Pro orientační ověření materiálových charakteristik a práci s materiálem (především lepení tenzometrů) byla vytvořena sada zkušebních těles. Zkušební krychle o hraně 20 mm pro zkoušku tlakem, trámce průřezu 10 x 20 mm s rozšířenými konci pro tahovou zkoušku (obr. 18) a trámce 10 x 20 x 170 mm pro ověření ohybového namáhání. Zkoušky byly provedeny jednak pro namáhání působící v rovině vláken a jednak kolmo k rovině vláken. Pro určení Poissonova čísla byly také měřeny příčné deformace; jeho hodnota je ν = 0,254. Na obr. 19 jsou uvedeny pracovní diagramy pro namáhání v tahu a tlaku. Je patrné, že rozdíly pro namáhání působící v rovině vláken a kolmo k rovině vláken jsou malé. Protože při zkoušce tahem bylo protažení zkušebního prvku větší, než je rozsah tenzometrů, neznamená konec grafu dosažení pevnosti prvku. Modul pružnosti, který je v rozsahu předpokládané hladiny zatížení modelu konstantní, je rozdílný pro tah a tlak. Pro analýzu modelu byl stanoven jako vážený průměr hodnotou E m = MPa. Model byl vytištěn s táhly spojujícími podpěry jak v podélném, tak i příčném směru. Po vytištění byl podporující materiál odstraněn a model byl vložen do duralového rámu, v kterém byl u podpěr podlit epoxidem (obr. 20). Obr. 20b až 20d dokumentují geometrii studované konstrukce. Při návrhu zkušebního zatížení se vyšlo z modelové podobnosti. Zatížení bylo určeno z podmínky stejné velikostí napětí v modelu a ve skutečné konstrukci [5]. Model byl zkoušen pro polohy zatížení uvedené v tab. 1. Rovnoměrné zatížení bylo nahrazeno šedesáti osamělými břemeny rovnoměrně rozmístěnými na povrchu skořepiny (obr. 21). Mezi břemeny náhradního zatížení bylo na dvaceti místech osazeno celkem čtyřicet odporových tenzometrů, vždy jeden tenzometr shora a druhý zdola (obr. 22). Byly použity tenzometry 1-LY11-6/350 a 1-LY11-3/350. Závaží byla vyrobena z ocelové kulatiny 50 mm. Náhrada vlastní tíhy konstrukce byla realizována dvěma sadami závaží. Nahodilé zatížení bylo nahrazenou jednou sadou závaží. S ohledem na polohu zatížení bylo nutno vyrobit 180 kusů závaží s třiceti různými hmotnostmi. Nejlehčí závaží vážilo 1,052 kg, nejtěžší 2,225 kg, maximální odchylka v hmotnosti závaží činila 0,5 %, přičemž průměrná odchylka v hmotnosti závaží činila 0,03 %. Hmotnost závaží pro náhradu vlastní tíhy činila 202,534 kg, pro náhradu nahodilého zatížení 99,44 kg, tedy maximální zatížení pro skořepinu bylo 301,974 kg. Pro porovnání deformací a napětí v měřených místech konstrukce byla pro všechny zatěžovací stavy provedena analýza modelu zatíženého plošným a bodovým zatížením. Z hlediska deformací došlo pouze k zanedbatelným odchylkám mezi oběma modely, z hlediska napětí nebyla situace tak příznivá, ale pro většinu posuzovaných míst (90 až 95 % podle zatěžovacího stavu) byla shoda velmi dobrá. Analýza tedy potvrdila možnost náhrady plošného zatížení za bodové. Mimo měření poměrných přetvoření byly také na osmi místech měřeny deformace konstrukce. Deformace byly měřeny u podpěr a v podélné ose modelu. Konstrukce modelu byla uložena 66 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

69 VĚDA A VÝZKUM SCIENCE AND RESEARCH na dvojici vyvýšených podpěr tak, aby v prostoru mezi podpěrami bylo možné zavěsit závaží (obr. 23 a 24). Každé závaží bylo zavěšeno na provazec, který byl provlečen otvorem ve skořepině a zakotven v ocelové kruhové podložce průměru 7 mm podlité silikonem. Zkouška modelu probíhala v laboratoři Ústavu betonových a zděných konstrukcí FAST VUT v Brně. Při zkoušce byla průběžně měřena teplota a deformace podpěr. Zatížení simulující vlastní tíhu bylo do konstrukce vnášeno postupně a symetricky. Model byl následně zkoušen pro polohy zatížení uvedené v tab. 1 (obr. 23 a 24). Každé zatížení bylo na konstrukci ponecháno, dokud se měřené hodnoty neustálily. Pak bylo veškeré zatížení odebráno a po změření deformací a proměnných přetvoření nezatíženého modelu se celý postup opakoval. Pro vyhodnocení byly použity hodnoty, od kterých byly odečteny účinky změny teploty a poklesu podpěr. Na obr. 25 jsou uvedeny vypočítané a změřené hodnoty deformací podélné osy modelu pro zatížení (c) a (d). Na obr. 26 a 27 jsou pro tato zatížení uvedeny vypočítané a změřené hodnoty napětí v horních a dolních vláknech skořepiny v podélném řezu situovaném v dolní vlně okrajového zvlnění. Z obrázku je zřejmé, že shoda je velmi dobrá. ZÁVĚR Statická analýza a měření na modelu potvrdily správnost popsaného postupu hledání tvaru skořepinových konstrukcí. Je tedy zřejmé, že popsaný postup můžeme použít pro návrh skořepin nad libovolným půdorysem. Analýza také upozornila na skutečnost, že tenké skořepiny je nutno analyzovat geometricky nelineárními programy, které upozorní na velké deformace a následnou možnou ztrátu stability. Prof. Isler vhodným zvlněním okrajů skořepin vytvořil v konstrukci ztužující žebra, která omezila její deformace i namáhání. Proto mohla zůstat skořepina na okrajích bez obrub, a tak mohla být zvýrazněna jejich štíhlost. Takto byla demonstrována hlavní přednost skořepinových konstrukcí plastická tvárnost a konstrukční efektivita. Obr. 20b až 20d dokumentují, jak krásná je hospodárná inženýrská konstrukce. A přitom ve skutečnosti skořepina tloušťky jen 120 mm tvoří střešní konstrukci s rozpětím 50 m. Doufejme, že náš příspěvek přispěje k renezanci skořepinových konstrukcí a další vývoj technologie tisku betonových konstrukcí umožní jejich ekonomickou stavbu. Analýza a modelová měření byly provedeny v rámci řešení projektu Technologické agentury České republiky TA : Prostorové konstrukce podepřené kabely a/nebo oblouky a za podpory projektu Specifického vysokoškolského výzkumu pod názvem: Hledání optimálního tvaru skořepinových konstrukcí, registrovaného na VUT pod číslem FAST-J Příspěvek byl napsán za přispění MŠMT projektu CZ.1.05/2.1.00/ , v rámci činnosti regionálního centra AdMaS Pokročilé stavební materiály, konstrukce a technologie. Ing. Jiří Musil j.musil@shp.eu prof. Ing. Jiří Stráský, DSc. j.strasky@shp.eu oba: Fakulta stavební VUT v Brně Stráský, Hustý a partneři, s. r. o. Brno 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 67

70 NORMY JAKOST CERTIFIKACE STANDARDS QUALITY CERTIFICATION BETON, ČSN EN 206, ČSN P A DALŠÍ SOUVISLOSTI CONCRETE, ČSN EN 206, ČSN P AND FURTHER CONSEQUENCES Michal Števula, Vladimír Veselý V článku jsou popsány novinky, které zavádí ČSN EN 206 oproti ČSN EN 206-1, zmíněny související a navazující technické a legislativní dokumenty a uvedena rekapitulace a výhled do budoucnosti technických norem o výrobě a specifikaci betonu. The article describes updates being introduced by the ČSN 206 compared to ČSN 206-1, it notes related and consequent technical and legal documents and reviews and shows the future prospects of technical standards concerning concrete production and its specifications. Po dlouhém ohlašování a očekávání, a s více než dvouletým zpožděním, byla dokončena a na podzim 2013 vydána EN 206, která v létě 2014 dorazila do Čech v podobě ČSN EN 206. Od předchozí EN se v zásadě liší jen mírně, s výjimkou nových koncepcí pro použití příměsí. Dramatičtějším se však ukázal přechod z ČSN EN na ČSN EN 206 z hlediska české legislativy. FORMÁLNÍ POSTUP PŘI TVORBĚ EVROPSKÝCH NOREM Evropské technické normy zpracovává a vydává CEN (Evropská komise pro technickou normalizaci). Jednotlivé dokumenty jsou připravovány odbornými komisemi, pracovními týmy. Technologií čerstvého i ztvrdlého betonu a jeho složkami se zabývá komise CEN/TC104 Beton a odpovídající výrobky. Pokud komise dokončí nějakou normu, včetně vypořádání připomínek, proběhne v CENu formální hlasování o jejím přijetí či nepřijetí. Je- -li norma přijata, je vydána v angličtině, francouzštině a němčině. Členské země, včetně České republiky, jsou pak povinny v předem daném termínu, obvykle dvanácti měsíců, normu zavést do svých národních systémů, a to buď přímým převzetím, tzn. v původním jazyku, nebo překladem. Zároveň musí být ve stejném termínu zrušeny národní normy nebo jejich části, které jsou s novou evropskou normou v přímém rozporu. Evropská norma může být na národní úrovni vybavena národní přílohou, nebo doplněna národní normou, která rovněž není v rozporu s evropskou normou a zohledňuje specifika a dlouhodobé zvyklosti a zkušenosti dané země (pro ČSN EN byly národními přílohami Změna Z1 až Z4). Z výše uvedeného vyplývá následující: evropská norma se tvoří v CENu, tudíž, chceme-li mít možnost podílet se na její tvorbě, musíme to udělat na půdě CENu, přijde-li hotová evropská norma do ČR, musí se ÚNMZ (Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví), který zastupuje ČR v CENu, řídit svými závazky vůči CENu a normu vydat v daném termínu některým z uvedených způsobů, je-li tímto způsobem překlad, jedná se o technický překlad dokumentu, nikoliv o připomínkování či kritizování jejího obsahu. Konečným cílem by mělo být zavedení evropské normy, kterou může vhodně doplnit národní příloha nebo jiný dokument platný v místě použití betonu, jak ho přímo definuje EN 206. Normy, které jsou svou náplní paralelní, by měly být zrušeny, aby technická veřejnost nebyla matena existencí více norem týkajících se jedné věci. Poznámka: pokud se někde v textu hovoří o EN 206, jde o evropskou verzi dokumentu vydanou CEN, pokud je zmíněna ČSN EN 206, jde o českou verzi EN 206 vydanou ÚNMZ. PŮVODNÍ PLÁN PRO EN 206 A NEPŘÍJEMNOSTI S JEHO NEDODRŽENÍM ČSN EN 206 měla původně vyjít v roce 2012 společně s ČSN EN ed.2 (cement) [2]. Společný termín vydání byl logický vzhledem k úzké provázanosti obou dokumentů. Komplikovaná jednání v komisích CEN se stala příčinou opožděného vydání EN 206, na rozdíl od zmíněné ČSN EN 197-1, ed.2, až před koncem roku Toto zpoždění bylo jediným faktickým důvodem, proč musela být vydána Změna Z4 k ČSN EN 206-1, aby se aktualizovaly vztahy mezi novou normou na cement [9] a stávající normou na beton [2]. CO NOVÉHO PŘINÁŠÍ EN 206? Obecně (ČSN) EN 206 spojuje původní (ČSN) EN [2] a (ČSN) EN [3], tzn., že stávající norma se věnuje i samozhutnitelným betonům. Bere na vědomí existenci vláknobetonů, aniž se jimi podrobně zabývá. Zároveň přináší dvě nové koncepce pro použití příměsí z pohledu trvanlivosti. Některé nové pojmy Předpisy platné v místě použití (provisions valid in the place of use) jsou národní předpisy uvedené v Národní předmluvě, Národní příloze ČSN EN 206 nebo se jedná o doplňkové národní normy ČSN EN 206, platné v místě použití betonu [5]. Regenerované prané kamenivo (reclaimed washed aggregate) znamená kamenivo získané praním čerstvého betonu [5]. Regenerované drcené kamenivo (reclaimed crushed aggregate) znamená kamenivo získané drcením ztvrdlého betonu, který nebyl dříve použit v konstrukci [5]. Recyklované kamenivo (recycled aggregate) znamená kamenivo získané při úpravě anorganického materiálu dříve použitého v konstrukci [5]. Polymerová vlákna (polymer fibres) jsou rovné nebo deformované kousky protlačeného a nařezaného materiálu, které jsou vhodné k homogennímu zamíchání ve směsi betonu [5]. Ocelová vlákna (steel fibres) jsou rovné nebo tvarované kousky za studena taženého ocelového drátu, rovné nebo tvarované kousky vláken z nařezaného plechu, vlákna získaná tavením, hoblováním z drátů za studena tažených, nebo frézovaná vlákna z ocelových bloků, která jsou vhodná k homogennímu zamíchání do betonu [5]. Příměsi Největší změna se týká příměsí (kapitola EN 206). Podle (ČSN) EN 206 je možné použít tří koncepcí, které se primárně týkají trvanlivosti betonu: k-hodnota (k-value) (ČSN) EN 206 uvádí k-hodnoty pro popílek a křemičité úlety. Pro mletou granulo- 68 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

71 NORMY JAKOST CERTIFIKACE STANDARDS QUALITY CERTIFICATION 1 ČSN EN ČSN EN 206 běžný beton beton pro SŽDC beton pro ŘSD beton pro ŘVC beton beton, SCC, vláknobeton TKP 17 TKP 18 TKP 1 další požadavky ČSN EN Změna Z Platí automaticky společně. ČSN P Zbytková norma 2015 Obě musí být uvedeny ve smlouvě!!! ČSN P ČSN EN 206 ČSN P ČSN EN 206 ČSN P ČSN EN 206 ČSN P ČSN EN 206 základní požadavky Obr. 1 Formální rozdíl mezi národní přílohou a zbytkovou normou Fig. 1 Formal difference between the national annex and the rest of the standard Obr. 2 Schéma návaznosti jednotlivých dokumentů Fig. 2 Scheme of the individual documents and their connections Obr. 3 Formulář pro vytvoření specifikace betonu na portálu ebeton s ukázkou vyplnění a automatického vygenerovaní specifikace dle ČSN EN 206 a ČSN P Fig. 3 Form to be used for creating a concrete specification on the ebeton portal showing how to fill it in and how the specification is automatically generated acc. to the ČSN EN 206 and ČSN P Obr. 4 QR kód s webovou adresou pro specifikaci betonu Fig. 4 QR code with the web site address for concrete specification 3 4 vanou vysokopecní strusku se odkazuje na předpisy platné v místě použití. Koncepce ekvivalentních vlastností betonu (equivalent concrete performance concept ECPC EN 206 odstavec ) umožňuje měnit mezní složení betonu, např. vodní součinitel w/c, pokud k tomu opravňují výsledky zkoušek trvanlivosti betonu nově navrhovaného a referenčního, tzn., že výsledky zkoušek trvanlivostí u obou betonů jsou stejné. Tato koncepce se nejčastěji řídí předpisy platnými v místě použití betonu. Koncepce ekvivalentních vlastností kombinací (equivalent performance of combinations concept EPCC). Velmi zjednodušeně řečeno se jedná o úvahu, která říká, že beton vyrobený z cementu vyhovujícího normám pro cement a splňujícího požadavky na trvanlivost platné v místě použití bude mít rovněž odpovídající trvanlivost. Jestliže kritéria pro kombinaci cementu a příměsi splňují podobné požadavky, pak takto vyrobený beton bude také mít adekvátní trvanlivost, pokud splňuje ekvivalentní kritéria pro beton stanovená pravidly platnými v místě použití pro daný typ cementu, tj. s maximálním poměrem W/C nahrazeným maximálním poměrem W / (C + A) a minimálním obsahem cementu C nahrazeným minimálním obsahem (C + A), kde C je cement a A je příměs. V tomto případě není referencí specifický zdroj cementu, ale soubor kritérií podobných těm, která se používají pro definování cementu [4]. Dvě nové koncepce (ECPC a EPCC) umožňují vykročení mimo tabulku F.1 (Doporučené mezní hodnoty pro složení betonu) [5], která popisuje některé parametry složení betonu ve vztahu k trvanlivosti. Cenou za to je povinnost prokázat ekvivalentní trvanlivost navrženého betonu jako u referenčního vzorku. U koncepce k-hodnoty tato povinnost není, a tudíž stačí pouze dodržet uvedené hodnoty. Poznámka: Protože v minulosti došlo k mnoha diskusím ohledně závaznosti či nezávaznosti jednotlivých parametrů z tabulky F.1 v INFORMATIVNÍ příloze F, uvádíme zde paragraf 5 této přílohy: (5) Mezní hodnoty pro maximální vodní součinitel a minimální obsah cementu platí vždy, zatímco požadavky na třídu pevnosti mohou být doplňkově specifikovány. [5]. 2/2015 technologie konstrukce sanace BETON 69

72 NORMY JAKOST CERTIFIKACE STANDARDS QUALITY CERTIFICATION 5a 5b Vzhledem k výše uvedenému je k diskusi postup certifikačních orgánů v ČR, které pokračují v zavedené praxi vydáváním certifikátů systému řízení výroby dle 6 NV 163/2002 Sb. buď s přílohami, kde striktně uvádějí pevnostní třídy betonu, nebo tyto třídy přímo vypisují na první stranu certifikátu. Pokud chce výrobce uvést na trh typový beton s doplňkově specifikovanou pevnostní třídou, která je nižší než informativní hodnota v informativní tabulce F.1, musí pro tento případ nejdříve nechat vypracovat stavebně-technické osvědčení. Tím je fakticky aplikována doplňující formální překážka v obchodu. Jde o českou specialitu, která je na západ od našich hranic nemyslitelná. Příklady aktuálního certifikátu vydávaného v SRN a v ČR jsou uvedeny na obr. 5. V případě, kdy na sebe výrobce podle 6 NV 163/2002 Sb. bere plnou odpovědnost za parametry výrobku a předem je ověřuje počátečními zkouškami typu, je tento postup přinejmenším diskutabilní. Certifikát systému řízení výroby v ČR pak velmi připomíná certifikát jednotlivého výrobku dle 5 NV 163/2002 Sb. Česká cesta k přijetí EN 206 Zavedení revidované normy je jednou stránkou legislativy, druhou pak české předpisy související se Zákonem č. 22/1997 Sb. [6]. Vydáním ČSN EN 206 a okamžitým zrušením platnosti předchozí ČSN EN včetně jejího určení bez přechodného období vznikla v jediném okamžiku situace, kdy přestaly platit certifikáty výroby podle ČSN EN a ještě nebyly zavedeny certifikáty dle ČSN EN 206. Po několika dotazech a urgencích ohledně této situace přišla vstřícná reakce od náměstka ministra průmyslu a obchodu Ing. Koliby a zaměstnanců ÚNMZ, která vedla k opětovnému vyhlášení ČSN EN jako normy určené ve Věstníku ÚNMZ 9/2014 na přechodné období dvanácti měsíců. V současnosti je tedy možno, po omezenou dobu, vyrábět beton podle ČSN EN i ČSN EN 206. Tento stav je logický a odpovídá realitě, neboť v současnosti jsou realizovány stavby, které byly projektovány podle původní normy, zatímco projekty podle té nové se teprve objeví. K zamyšlení může vést i jeden z možných způsobů vydávání evropských norem, a to jejich převzetím v originále, tedy v angličtině. Lze si jen těžko představit, jak jsou tisíce techniků a obchodníků ve stavebnictví, tzn. i na stavbách, schopni domlouvat se nad anglickým textem normy a řešit problematiku parametrů betonu, požadavků systémů kontroly apod. Nedorozumění vznikají i nad normami v českém jazyce. Představa možných komplikací v komunikaci nad anglickým textem evokuje příběh o babylonském zmatení jazyků. Pro úplnost uvádím, že ona známá věž se v důsledku zmíněné události nedostavěla. Zajisté si všichni přejeme, aby české betonové stavitelství uspělo lépe. Bylo by tedy vhodnější, aby se v budoucnosti důležité technické normy vydávaly rovnou v češtině, byť se zpožděním několika měsíců za termínem stanoveným Bruselem, zejména nehrozí-li za zpoždění žádná sankce. Technická veřejnost by měla jednodušší život. 70 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

73 NORMY JAKOST CERTIFIKACE STANDARDS QUALITY CERTIFICATION 5c Obr. 5 Příklad certifikátu systému řízení výroby pro beton, a) v ČR, b) v ČR příloha, c) v Německu Fig. 5 Example of a certificate of system management of concrete production a) in the CR, b) in the CR annex, c) in Germany Literatura: [1] European Standardization Committee, Concrete Specification, performance, production and conformity, EN 206, 2013 [2] ČSN EN Beton Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda, ÚNMZ, 2001 [3] ČSN EN Beton Část 9: Doplňková pravidla pro samozhutnitelný beton (SCC), ÚNMZ, 2010 [4] ERMCO Guide to EN206:2013, ERMCO, Česká verze je volně ke stažení na [5] ČSN EN 206 Beton Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda, ÚNMZ, [6] Zákon č. 22/1997 Sb. o technických požadavcích na výrobky a o změně a doplnění některých zákonů [7] Věstník ÚNMZ 9/2014, ÚNMZ [8] ČSN P Beton Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda Doplňující informace, verze k připomínkování z 11/2014 [9] ČSN EN ed.2 Cement Část 1: Složení, specifikace a kritéria shody cementů pro obecné použití, ÚNMZ, [10] CEN/TR Use of k-value concept, equivalent concrete performance concept and equivalent performance of combinations concept, CEN, 2013 Národní příloha versus předpis platný v místě použití Od počátku roku 2013 ÚNMZ, správce a vydavatel technických norem, uplatňuje nový formální přístup k řešení tzv. národních příloh k evropským normám. Pro ČSN EN byly národními přílohami Změna Z1 až Změna Z4. V současnosti ÚNMZ není ochotno vydávat národní přílohy, ale pouze tzv. zbytkové normy, které však mohou velmi dobře doplnit evropské normy ve smyslu předpisů platných v místě použití. Svaz výrobců betonu ČR je zpracovatelem úkolu, jehož cílem je takový předpis připravit. ČSN P Beton Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda Doplňující informace V nadpisu uvedený text je název onoho dokumentu, který má doplnit ČSN EN 206. Obsah ČSN EN 206 a tohoto předpisu by měl být velmi podobný obsahu původní ČSN EN včetně Změny Z3 a Z4. Obě Změny prošly několikaletým ověřením v praxi a technická veřejnost se je naučila používat. Mít dokument doplňující EN 206 je praxe zavedená ve všech zemích CE- Nu. Zúročují se tak dlouholeté lokální zkušenosti typické pro dané regiony. Nejdůležitějšími součástmi ČSN P jsou proto tabulka F.1 Mez - ní hodnoty pro složení a vlastnosti betonu platné v České republice, stejná jakou známe ze Změny 3 ČSN EN 206-1, a tabulka F.3 Použitelnost cementů pro stupně vlivu prostředí. JINÉ PŘEDPISY Na ČSN EN 206 a ČSN P naváží resortní předpisy Ministerstva dopravy (TKP 18), Správy železniční dopravní cesty (TKP 17) a Ředitelství vodních cest ČR (TKP 1). Ty budou specifikovat dodatečné požadavky na beton z titulu správců veřejných finančních zdrojů, tzn. vytvoří nadstavbu ČSN EN 206 a ČSN P (obr. 2), ne však alternativní dokument, jak tomu bylo v minulosti. ZÁVĚR Příchod aktualizované EN 206 byl poznamenán českými specifiky. Doufejme, že další plánované omlazení této normy po roce 2020 proběhne na základě loňské zkušenosti plynuleji a výrobci betonu a stavební firmy se budou moci soustředit na výrobu betonu a konstrukcí více než na papíry. Beton byl betonem před ČSN EN 206 a zůstává betonem i nadále. Bude tvořen cementem, kamenivem, vodou, příměsmi a přísadami, popř. vlákny. Poznámka: Specifikaci betonu podle ČSN EN ČSN P si můžete sestavit na portálu ebeton (obr. 3). Ing. Michal Števula, Ph.D. Svaz výrobců betonu ČR Na Zámecké 9, Praha 4 tel.: svb@svb.cz Ing. Vladimír Veselý Betotech, s. r. o Beroun 660 tel.: vladimir.vesely@betotech.cz Příspěvek na toto téma byl přednesen na konferenci Technologie betonu /2015 technologie konstrukce sanace BETON 71

74 AKTUALITY TOPICAL SUBJECTS SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR MOSTY mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 23. až 24. dubna 2015, Brno Mostní objekty v ČR výstavba, správa a údržba, normy Mosty v zahraničí Mosty v ČR věda a výzkum Mosty v ČR projekty a realizace Kontakt: SANACE mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 14. a 15. května 2015, Brno Stavební průzkum, diagnostika, projektování Sanace a zesilování betonových konstrukcí, metody, technologické postupy, příklady Statická spolehlivost objektů a aplikace trvale udržitelného rozvoje Vady a poruchy betonových konstrukcí, kvalita a trvanlivost sanací Technické, ekonomické, legislativní a ekologické aspekty sanací betonových konstrukcí Pokročilé materiály a technologie pro sanace Kontakt: ZKOUŠENÍ A JAKOST VE STAVEBNICTVÍ Konference Termín a místo konání: 6. a 7. října 2015, Brno Kontakt: BETONÁŘSKÉ DNY Konference s mezinárodní účastí Termín konání: 25. a 26. listopadu 2015, Litomyšl Kontakt: CENTRAL EUROPE TOWARDS SUSTAINABLE BUILDING 2016 CESB16 Mezinárodní konference Termín a místo konání: 22. až 24. června 2016, Stavební fakulta ČVUT v Praze Sustainable renovation of existing building stock Industrial heritage regeneration Sustainable urban development Building design process Materials and technologies for sustainable buildings Decision-support tools and assessment methods Kontakt: secretariat@cesb.cz, tel.: , ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA ELEGANCE IN STRUCTURES IABSE konference Termín a místo konání: 13. až 15. května 2015, Nara, Japonsko Elegant structures and aesthetic design Historical structures New application of materials to structure Innovations of analysis, design, and construction Smart solutions to mitigate natural disasters New technological advances on sustainability New structural form Kontakt: CONCRETE INNOVATION AND DESIGN fib sympozium Termín a místo konání: 18. až 20. května 2015, Kodaň, Dánsko Civil works Conservation of structures Innovation in buildings, new material and structures Analysis and design, modelling of concrete Life cycle design Safety and reliability Kontakt: WORLD TUNNEL CONGRESS 2015 Termín a místo konání: 22. až 28. května 2015, Dubrovník, Chorvatsko Kontakt: NANOTECHNOLOGY IN CONSTRUCTION NICOM5 5. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 24. až 26. května 2015, Chicago, USA Production, functionalization and performance of nanomaterials: nanoparticles, nanotubes and novel polymers Investigation of the internal structure and properties of construction materials at the nanoscale and relation of these parameters to materials performance at the macroscale Instrumentation, techniques, and metrology for nanoscale investigation of construction materials Nanomodification of construction materials, including functional films and coatings Nanotechnology for high-strength and highperformance materials Nanomaterials for ultimate improvement of durability Self-repairing, smart and intelligent nanostructured materials Photocatalysis, air-purifying and self-cleaning materials Kontakt: ERMCO kongres a sympozium Termín a místo konání: 4. a 5. června 2015, Istanbul, Turecko Sustainability of concrete solutions Contribution of concrete to society Advances in concrete production and use Marketing and management Kontakt: MULTI-SPAN LARGE BRIDGES Mezinárodní konference Termín a místo konání: 1. až 3. července 2015, Porto, Portugalsko Landmark projects; Conceptual design; Innovative construction methods; Special foundations and geotechnical site investigations; Life cycle; Monitoring & maintenance & management; Incidents and accidents; Logistics; Durability; New materials and special devices; Extreme loads; Rehabilitation; Operational risk analysis; Safety and serviceability; Structural analysis. Kontakt: APPLICATIONS OF STATISTICS AND PROBABILITY IN CIVIL ENGINEERING 12. mezinárodní konference Termín a místo konání: 12. až 15. července 2015, Vancouver, Kanada Uncertainty, statistics and probability Decision analysis, Risk assessment Statistical investigation and probabilistic modelling Reliability methods, Structural reliability Probabilistic modelling in engineering Natural hazard modelling Probabilistic seismic hazard Life-cycle analysis, Application Human and organizational factors Kontakt: FUTURE VISION iass sympozium Termín a místo konání: 17. až 20. srpna 2015, Amsterdam, Nizozemsko Kontakt: CONSTRUCTION MATERIALS PERFORMANCE, INNOVATIONS AND STRUCTURAL IMPLICATIONS CONMAT'15 5. mezinárodní konference Termín a místo konání: 19. až 21. srpna 2015, Whistler, Kanada High volume fly ash concrete; FRC; HPC; SCC; Shotcrete; Life cycle costing; Structural health monitoring; FRPs in structural strengthening; Smart materials; Engineered composites; Concrete admixtures; Thin sheet products; Fire resistance; Concrete durability; Blast mitigation and protection of structures; Recycling etc. Kontakt: STRUCTURAL ENGINEERING PROVIDING SOLUTIONS TO GLOBAL CHALLENGES Konference IABSE Termín a místo konání: 23. až 25. září 2015, Ženeva, Švýcarsko Climate change and the energy challenge Global engineering challenges Breakthrough technologies Urbanisation and growth Kontakt: INNOVATIVE CONCRETE TECHNOLOGY IN PRACTICE CCC středoevropský betonářský kongres Termín a místo konání: 1. a 2. října 2015, Hainburg, Rakousko Fibre-reinforced concrete or prestressed concrete Self compacting-, high performance- or ultra high performance concrete Sprayed or innershell concrete Prefabricated concrete Recycled concrete or concrete of tunneling excavation Concrete for maintenance Concrete for energy savings or for geothermal energy Better environment with concrete Planning & construction for traffic infrastructure and building construction Kontakt: CONCRETE REPAIR, REHABILITATION AND RETROFITTING ICCRRR mezinárodní konference Termín a místo konání: 5. až 7. října 2015, Lipsko, Německo Concrete durability aspects Condition assessment of concrete structures Modern materials technology Concrete repair, rehabilitation and retrofitting Performance and health monitoring Education, research and specifications Kontakt: CONCRETE SPALING DUE TO FIRE EXPOSURE 4. mezinárodní workshop Termín a místo konání: 8. až 9. října 2015, Lipsko, Německo Kontakt: FRACTURE MECHANICS OF CONCRETE AND CONCRETE STRUCTURES FRAMCOS 9 9. mezinárodní konference Termín a místo konání: 22. až 25. května 2016, Berkeley, California, USA Kontakt: CONCRETE SUSTAINABILITY 2. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 13. až 15. června 2016, Madrid, Španělsko Kontakt: fib PH.D. SYMPOSIUM IN CIVIL ENGINEERING 11. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 29. srpna až 1. září 2016, Tokio, Japonsko Kontakt: fib-phd2016@concrete.t.u-tokyo.ac.jp, CONCRETE UNDER SEVERE CONDITIONS ENVIRONMENT & LOADING CONSEC mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 12. až 14. září 2016, Lecco, Itálie Hydration and early age concrete properties Performance of concrete under severe environment and loading New design concepts and methods for long-term performance, robustness with respect to loading hazards and sustainability of concrete structures New and special concrete for (ultra-) severe conditions Repair and strengthening of under-performing structures Emerging fields and newly developed techniques Kontakt: PERFORMANCE-BASED APPROACHES FOR CONCRETE STRUCTURES fib sympozium 2016 Termín a místo konání: 21. až 23. listopadu 2016, Kapské Město, Jižní Afrika Modelling and testing of concrete properties Materials technology Structural design aspects Durability and service life Sustainability aspects Construction systems Model code Kontakt: HIGH TECH CONCRETE: WHERE TECHNOLOGY AND ENGINEERING MEET! fib sympozium 2017 Termín a místo konání: 13. až 17. června 2017, Maastricht, Nizozemsko Kontakt: fib CONGRESS 2018 Termín a místo konání: 6. až 12. října 2018, Melbourne, Austrálie Kontakt: 72 BETON technologie konstrukce sanace 2/2015

75 Central European Congress on Concrete Engineering HAINBURG The 11th Central European Congress on Concrete Engineering CCC MEMBER COUNTRIES Innovative Concrete Technology in Practice Main topics Fibre-reinforced Concrete or Prestressed Concrete Self Compacting-, High Performance- or Ultra High Performance Concrete Sprayed or Innershell Concrete Prefabricated Concrete Recycled Concrete or Concrete of tunneling excavation Concrete for Maintenance Concrete for energy savings or for Geothermal Energy Better environment with Concrete Planning & Construction for Traffic Infrastructure and Building Construction CESB16 Important Dates 30 April 2015 Information of acceptance or refusal of the papers 06 June 2015 Deadline for submission of the full paper in English Mezinárodní konference 22 24th June 2016, Prague /// Central Europe towards Sustainable Building 2016 Výzva k zasílání obstraktů /// Call for papers HLAVNÍ TÉMATA KONFERENCE - Šetrné rekonstrukce stávajících budov - Regenerace průmyslového dědictví - Udržitelný rozvoj měst - Procesy a strategie pro navrhování budov Abstrakty je možné elektronicky zasílat do Podrobné informace jsou k dispozici na - Low-tech a high-tech technologie a materiály - Nástroje pro hodnocení a certfikaci budov - Výuka a výzkum v oblasti udržitelné výstavby Konference probíhá v anglickém jazyce. Příspěvky předchozích tří ročníků (2007, 2010 a 2013) jsou indexovány v databázích SCOPUS nebo WoS Firemní prezentace Firemní prezentace

76 rychlejší, přesnější, dostupnější a zdarma čtyřjazyčný technický slovník jazyky EN, D, F, CZ přes výrazů v každém jazyce výrazy ze stavebního inženýrství, zejména betonového termíny technických norem překlad víceslovných výrazů, zkratek jazyk vyhledávání jazyk překladu max. 3 jazyky hledané slovo (nemusí být přesné) nalezené překlady našeptávání tvaru hledaného slova vybraný překlad webový odkaz na výklad výrazu doplňující informace k vybranému překladu Česká betonářská společnost ČSSI Czech Concrete Society Svaz výrobců betonu ČR Readymix Concrete Producers Association of the Czech Republic