15. KONFERENCE SPECIÁLNÍ BETONY

Transkript

1 15. KONFERENCE SPECIÁLNÍ BETONY BETONY V EXTRÉMNÍCH PODMÍNKÁCH VYSOKOHODNOTNÉ BETONY OSTATNÍ SPECIÁLNÍ BETONY S B O R N Í K P Ř Í S P Ě V K Ů SKALSKÝ DVŮR 2018

2 SEKURKON s.r.o.

3 Konference je pořádána pod záštitou prof. Ing. Jiřího Máci, CSc., děkana Fakulty stavební ČVUT v Praze, ve spolupráci s Fakultou stavební ČVUT v Praze a stavebními fakultami českých vysokých škol. ISBN:

4 OBSAH Pohledové betony v monolitických konstrukcích firma Skanska a.s. TICHÝ Jan a kolektiv pracovníků ZMK a TRB Spoje kompozitních profilů SIMON Pavel, PEŠEK Ondřej, HORÁČEK Martin Analýza vlivu frekvence použitých sond při ultrazvukovém měření rovnoměrnosti betonu KOCÁB Dalibor, MISÁK Petr, JINDROVÁ Barbora, ALEXA Martin, VYMAZAL Tomáš Lehký beton vyztužený textiliemi pro tenkostěnné konstrukce HLAVÁČOVÁ Tereza, MUSIL Luboš, VODIČKA Jan, KŘÍSTEK Vladimír Zlepšování mechanických vlastností vláknobetonu TREJBAL Jan, HLŮŽEK Radim, PROŠEK Zdeněk Vliv protismršťovací přísady na dlouhodobý vývoj dynamických parametrů alkalicky aktivované strusky ALEXA Martin, KOCÁB Dalibor, KUCHARCZYKOVÁ Barbara, KOTRLA Jan 34 Vylehčený fasádní panel z UHPC s LED obrazovkou ŽENÍŠEK Michal, VODIČKA Aleš, VLACH Tomáš, LAIBLOVÁ Lenka, HÁJEK Petr Potenciál využití mikrobiálního metabolismu anorganických látek v betonech se samohojivým účinkem MIKEŠ Jiří Stanovení vhodnosti betonových odpadů pro recyklaci za použití vysokorychlostního mletí PROŠEK Zdeněk, TESÁREK Pavel, TREJBAL Jan, HOROVÁ Tereza Vliv alkality a teploty prostředí na dlouhodobé vlastnosti GFRP výztuže GIRGLE František, BODNÁROVÁ Lenka, JANUŠ Ondřej, KOSTIHA Vojtěch Experimentální stanovení dlouhodobého vývoje materiálových vlastností polymer-cementových malt KUCHARCZYKOVÁ Barbara, ŠIMONOVÁ Hana, HALAMOVÁ Romana, KOCÁB Dalibor, ALEXA Martin Experimentální ověření stykování impregnované textilní výztuže přesahem VLACH Tomáš, LAIBLOVÁ Lenka, ŘEPKA Jakub, JIRKALOVÁ Zuzana, HÁJEK Petr

5 Možnosti využití druhotných surovin pro výrobu lehkých mezerovitých betonů s vysokými užitnými vlastnostmi SEDLMAJER Martin, ZACH Jiří, BUBENÍK Jan

6 Pohledové betony v monolitických konstrukcích firma Skanska a.s. TICHÝ Jan 1,a, kolektiv pracovníků ZMK 1,b, kolektiv pracovníků TRB 1,c 1 Skanska a.s. a jan.tichy@skanska.cz Klíčová slova: SCC, samozhutnitelný beton, pohledovost a estetika monolitických konstrukcí, provzdušněný beton Abstrakt. V poslední době vzrůstají požadavky investorů na vysokou úroveň estetiky a pohledových vlastností povrchu monolitických betonových konstrukcí. Proto společnost Skanska a.s. provedla v loňském roce provozní zkoušky s cílem dosáhnout těchto náročných požadavků pro své zákazníky. V příspěvku budou prezentovány některé z těchto výsledků. Nejlepší výsledky byly dosaženy s použitím samozhutnitelných betonů (SCC Self Compacting Concrete), které jsou nyní dále úspěšně používány na různých stavbách závodu Monolitické konstrukce společnosti Skanska. V příspěvku budou dokumentovány různé typy konstrukcí, na kterých byl dosažen pohledový beton ze SCC. V některých případech byl požadavek investora na pohledový beton, který měl být odolný prostředí XF2, tedy provzdušněný beton. Pro stavbu Churchill Square, objekt D jsme tento případ na pohledovost betonu vyřešili staveništní výrobou prefabrikovaných dílců opěrek různých tvarů, které od podložky dosáhly hladkého povrchu bez jakýchkoliv vzduchových pórů. Úvod Společnost Skanska a.s. provedla v loňském roce provozní zkoušky s cílem dosáhnout náročných požadavků investorů na zlepšení pohledovosti povrchů monolitických konstrukcí. Byly navrženy receptury jak pro běžný beton hutněný pomocí ponorných vibrátorů pro pohledové konstrukce, tak specielní receptury pro samozhutnitelný beton (SCC Self Compacting Concrete). Receptury byly konzultovány s VUT v Brně, FAST a laboratorně odzkoušeny v laboratořích Skanska Transbeton a firmy Stachema s.r.o. Nové receptury pak byly odzkoušeny přímo na stavbě Rezidence Waltrovka v Praze 5 Jinonicích a to v různých kombinacích cementů a příměsí do betonu, ty s nejlepšími výsledky jsou pak dále používány na dalších stavbách společnosti Skanska a.s. [1]. Nově navržené receptury Pro zkoušky pohledových betonů byly navrženy receptury jak pro SCC, tak i pro běžné betony určené pro pohledové konstrukce. Receptura pro SCC byla nejdříve laboratorně odzkoušena v laboratoři firmy Stachema, spol. s r.o. [2]. Receptura pro běžné, ale pohledové betony byla konzultována s pracovníky VUT FAST Brno a odzkoušena v laboratoři závodu Skanska Transbeton s.r.o. Obě tyto receptury byly pak odzkoušeny v různých kombinacích cementů a příměsí do betonu na konkrétní stavbě Rezidence Waltrovka. Smáčivost tuhé látky a kapaliny Jednou z mála přímo měřitelných vlastností fázového rozhraní pevná látka / kapalina / plyn je úhel smáčení. Jde o úhel, který svírá tečna k povrchu kapky, vedená v bodě styku kapky s rozhraním hlavní charakteristika tvaru kapky kapaliny umístěné na povrchu nerozpustné tuhé látky. To je zřejmé z Obr. 1.

7 Obr. 1 Úhel smáčení kapky kalapiny na povrchu tuhé nerozpustné látky Vztah mezi úhlem smáčení θ a jednotlivými mezifázovými energiemi je dán Youngovou rovnicí γ t ˑ cos θ = γ s γ sl (1) kde γ t a γ s jsou povrchové energie kapaliny, popřípadě tuhé látky a γ sl je mezifázová energie tuhá látka kapalina [3], [4]. Hodnoty úhlu smáčení mohou být ovlivněny: adsorpcí látek přítomných v plynné fázi na povrchu tuhé látky, která vede ke snížení povrchové energie tuhé látky různými ději, k nimž může docházet mezi tuhou látkou a kapalnou (chemická reakce, rozpouštění tuhé látky kapalinou, popř. bobtnání tuhé látky) hysterezí úhlu smáčení drsností a nehomogenitou povrchu Uvedené principy se při zkouškách projevily při používání popílku a jemně mletého vápence jako příměsí jak u SCC, tak i u běžných betonů určených pro pohledové konstrukce. Plán zkoušek Zkoušky byly naplánovány na 39. týden roku Každý den v tomto týdnu byla na stavbě odzkoušena jedna nově navržená receptura a to jak ze SCC, tak i z běžných betonů. Zkoušky byly naplánovány a pak i odzkoušeny v tomto pořadí: SCC s popílkem vnitřní stěna u schodiště pravá strana SCC s vápencem vnitřní stěna u schodiště levá strana běžný beton určený pro pohledové konstrukce vnější pravá stěna CEM I 42,5 R Prachovice + popílek složení této receptury téměř odpovídalo skladbě směsi standardně dodávané od Skanska TRB běžný beton určený pro pohledové konstrukce dvě části vnějších stěn CEM I 42,5 R Radotín + vápenec První zkoušky SCC s popílkem ukázaly, že použití popíklu pro SCC pro stěny monolitických konstrukcí není vhodné. Uplatnil se zde princip různého úhlu smáčení vody s elektrárenským popílkem a jemně mletým vápencem, popsaný v předešlé kapitole. Drsný povrch u jemně mletého vápence je lépe smáčen vodou, a tedy vodu zadržuje, kdežto hladký, sklovitý povrch elektrárenského popílku je hůře smáčen a tedy vodu pouští, uvolňuje způsobuje tzv. bleeding. Te je vidět na pravé straně Obr. 2, kdežto na levé straně obrázku je SCC s jemně mletým vápencem s neporovnatelně lepším výsledkem. Celkový pohled na stěnu s jemně mletým vápencem je na Obr. 3. Vnitřní stěna vypadá velmi dobře.

8 Obr. 2 Rozhraní SCC z popílku a vápence Obr. 3 Vnitřní stěna z SCC s jemně mletým vápencem Další dva dny, 11. a byly odzkoušeny receptury 555 a 556 běžných betonů, vylepšené pro pohledové konstrukce to byla receptura 555 cement CEM I 42,5 R Prachovice + elektrárenský popílek a receptura 556 s cementem CEM I Radotín + jemně mletým vápencem. Také u těchto receptur se projevil výše popsaný princip úhlu smáčivosti vody s příměsí s drsným povrchem a s příměsí s hladkým povrchem. Obr. 4 Běžný beton s popílkem bleeding Obr. 5 Běžný beton s vápencem bez bleeding Na Obr. 4 je vidět v horní části stěny bleeding receptura č 555 s popílkem, na Obr. 5 je patrná stěna z receptury č. 556, kde byl použit jemně mletý vápenec. Uvolňování vody jako s popílkem zde nenastalo. Zhodnocení provedených zkoušek pohledových betonů Provedené zkoušky pohledových betonů ukázaly, že pro tuto kategorii monolitických konstrukcí je nejlepší SCC a to s příměsí jemně mletého vápence. Přesvědčili jsme se, že použití SCC pro závod Monolitické konstrukce je reálné bez dalších zvláštních opatření; to znamená, že není nutno plnit bednění ze spodu za použití čerpadla, ale je možno plnit bednění horem pomocí bádií a není nutno zpevňovat bednění, jen je nutno bednění dobře utěsnit + použít delší rukáv s menším průměrem, aby se dostal do dolní části bednění a čerstvý beton nepadal z příliš velké výšky - max. 1 m. Upravená klasická receptura pro pohledové části receptura č. 556 s vápencem lze také teoreticky použít, ale více se zde projevuje lidský faktor nedovinovaná místa, netěsnost bednění atd.

9 Pro pohledový beton není vhodné použít hladký, sklovitý povrch částic příměsí, jako je elektrárenský popílek viz efekt úhlu smáčení s rizikem vzniku bleedingu. Daleko vhodnější je použít jemně mletý vápenec nebo odprašky z drcení kamene. Použití SCC vůči běžnému betonu má spoustu kladných faktorů, jakými jsou: úspora pracovní síly při ukládání čerstvého betonu úspora vibrátorů zlepšení pracovního a životního prostředí úspora sanačních hmot atd. Používání SCC na dalších stavbách V současné době se dodávají SCC na další stavby závodu Monolitické konstrukce, které jsou všechny v Praze. SCC jsou pro tyto stavby dodávány z našeho dalšího závodu Skanska Transbeton s.r.o. Jedná se o stavby Churchill Square, objekt D, Praga Studios, objekt A a BD Kamýk. Na těchto stavbách se používá SCC všude tam, kde je vyžadován pohledový beton. SCC se používá nejen na stěny, ale také na sloupy. Na stavbě Churchill Square, objekt D byl použit SCC na čelní pohledovou stěnu, která měla celkovou délku cca 100 m. Na Obr. 6 můžeme vidět rozdíl mezi konstrukčním betonem ve spodní části pohledové stěny a pohledovým betonem ve dvou horních záběrech. Obr. 6 Rozdíl mezi konstrukčním a pohledovým betonem Obr. 7 Pohledový beton na sloupu z SCC Pohledový beton na sloupu můžeme vidět na Obr. 7. Je to na stejné stavbě jako pohledová stěna, tedy na Churchill Square, objekt D. Plocha pohledového betonu je prakticky bez vzduchových pórů. Můžeme si také všimnout pěkného napojení ke stropu, kde nejsou žádná nedovibrovaná hnízda, která bývají typická u konstrukčních betonů. Staveništní výroba prefabrikovaných dílců Na stavbě Churchill Square, objekt D byl pro opěrné stěny požadavek investora také na pohledový beton. Protože však byl také požadavek na prostředí XF2, tedy provzdušněný beton, použili jsme v tomto případě speciálně upravený běžný provzdušněný beton. Provzdušněný SCC je možné také vyrobit, chce to ale daleko větší čas na zkoušky, který jsme v tomto případě neměli. Proto jsme se rozhodli pohledovou stěnu z opěrek vyrobit z prefabrikátů, které jsme vyráběli v areálu Skanska a.s. v Řeporyjích. Čerstvý upravený provzdušněný beton byl dodáván z vedlejší betonárny v Řeporyjích.

10 Konzistence byla upravena na lehce zhutněný čerstvý beton se sednutím kužele cca 250 mm nebo rozlitím okolo 510 mm. Obsah vzduchu čerstvého betonu se pohyboval od 5 7 % vzduchu v tlakovém hrnci. Ztvrdlý beton pak měl pevnost v tlaku po 28 dnech vyšší než 45 MPa, odpad po 100 cyklech automatického cyklování metodou A maximálně 420 g /m 2 [5] a maximální hloubku průsaku při tlaku vody 500 kpa po dobu 72 hodin 10 mm [6]. Čerstvý beton se na staveništi odléval přímo z mixu do forem, hutněn byl ponornými vibrátory a povrch zhutněného betonu byl zarovnán ocelovými hladítky. Poté byla forma s betonem pomocí věžového jeřábu přemístěna na místo zrání a přikryta igelitovým stanem Obr. 8. Povrch zrajících prefabrikátů byl neustále udržován ve vlhkém stavu kropením vodou. Obr. 8 Igelitový stan pro zrání betonovéých dílců Obr. 9 Prefabrikáty z pohledového betonu na skládce Na Obr. 9 jsou vidět deskové prefabrikáty různých tvarů uloženy na skládce. Na stejném obrázku jsou vidět také připravené armatury pro zaoblené prefabrikované dílce z pohledového betonu. Pohledová strana dílců od podložky byla u všech dílců naprosto hladká bez jakýchkoliv vzduchových pórů. Závěr Provedenými zkouškami jsme se přesvědčili, že dokážeme u monolitických konstrukcí vyrábět kvalitní pohledové betony, které jsou nejlepší z SCC. Výrobu a dodávání SCC jsme v letošním roce úspěšně rozšířili na několik staveb. Sami investoři již požadují pro pohledové betony SCC. Ve speciálních případech, kde je vyžadován provzdušněný beton, lze zavést staveništní výrobu prefabrikátů a použít upravený, lehce zhutnitelný beton, ze kterého lze také vyrobit pohledový beton. Poděkování Při výrobě čerstvého betonu a zkoušení pohledových betonů na monolitických konstrukcích firmy Skanska a.s. bylo využito výsledků interního projektu Výzkumu a Vývoje č a s názvem Vývoj receptur a technologie pro pohledové betony. Literatura [1] J. Tichý: Zlepšení pohledových betonů monolitických konstrukcí. In: 15. konference Technologie betonu ČBS: Jihlava, [2] J. Tichý, J. Fiedler: Laboratorní odzkoušení SCC pro stavbu Rezidence Waltrovla. In: Zápis ze zkoušky. Zdibohlavy, 2017.

11 [3] H. Bartková, P. Klusoň: Stanovení povrchové smáčivosti tenkých vrstev a odbourání povrchově vázaných nečistot,. In: Výzkumná zpráva. VŠCHT: Praha [4] A. Gasson, J. A. Morris: The Contact Lens Manual. In: 4 vydání, ISBN : Elsevier, [5] J. Kořený: protokol o zkoušce č. 130/2018 Stanovení odolnosti povrchu cementového betonu proti působení vody a CH.R.L.. In: Zkušební laboratoř akreditovaná ČIA firmy Skanska č. 1122: Praha [6] J. Kořený: protokol o zkoušce č. 565/2018 Stanovení hloubky průsaku tlakové vody ve ztvrdlém betonu. In: Zkušební laboratoř akreditovaná ČIA firmy Skanska č. 1122: Praha 2018.

12 SPOJE KOMPOZITNÍCH PROFILŮ Ing. Pavel Simon; Ing. Ondřej Pešek, Ph.D.; Ing. Martin Horáček, Ph.D. Vladimír Fišer, Mlýnská 68, Brno, Telefon: , E -mail: pavel.simon@fiserv.cz GFRP COMPOSITE CONNECTIONS This paper deals with designing and constructing of GFRP (Glass Fibre Reinforced Polymer) structural connections. In the frame of experimental research 62 specimens in 16 series were tested. The difference between series was in the way of joining with use of bolts, adhesive, rivets. The goal of research is to develop combined bonded-bolted structural connections which combine advantages of bonded joints and bolted joints. 1. ÚVOD V roce 2017 bylo ve společnosti Vladimír Fišer za spolupráce VUT FAST Brno a SYNPO a.s. ukončeno řešení projektu TA ČR č. TA Uplatnění výhod FRP kompozitů v dopravní infrastruktuře. Tento výzkumný projekt byl zaměřen na moderní konstrukční řešení, která by umožnila využití výhod materiálu z GFRP (Glass Fiber Reinforced Polymer = polymer vyztužený skelnými vlákny) v dopravní infrastruktuře. Hlavními přednostmi GFRP materiálu jsou: nízká hmotnost, velmi dobrá odolnost proti povětrnostním vlivům a solím a pevnost v tahu, která je srovnatelná s pevností konstrukční oceli. Nedílnou součástí řešení projektu byl výzkum a vývoj v oblasti konstrukce a návrhu spojů GFRP konstrukčních prvků. Tento článek navazuje na příspěvek uvedený ve sborníku OCELOVÉ KONSTRUKCE CELOKOMPOZITNÍ KONSTRUKCE Ve světě i v České republice je použití GFRP kompozitních konstrukcí již poměrně rozšířené, častějšímu použití brání zatím poměrně vyšší pořizovací náklady. Z dlouhodobého hlediska ale není, ve srovnání s tradičními materiály, finanční náročnost o tolik vyšší z důvodu velmi dobré odolnosti GFRP materiálů vůči některým chemickým látkám se snižují náklady na údržbu a rekonstrukci stavby. Z tohoto důvodu nalezly GFRP materiály uplatnění např. v provozech čištění odpadních vod (např. Skive, Dánsko) nebo v jiných provozních zařízeních obdobného charakteru (např. plavecký bazén v Aarhusu, Dánsko). Díky odolnosti vůči solím se ale uplatňují i v dopravním stavitelství (např. lávka pro pěší přes železniční trať u města Lleida, Španělsko; silniční most West Mill Bridge v Oxfordshire, Velká Británie; Silniční most u Karrebæksminde, Dánsko atd.). 3. SPOJE KOPOZITNÍCH KONSTRUKCÍ Spoje kompozitních prvků lze rozdělit do dvou základních skupin podle způsobu přenosu sil ve spoji na spoje celoplošné (lepené) a spoje diskrétní s použitím kovových spojovacích prostředků (šroubované, nýtované apod.). Výhodou plošných spojů je příznivější rozdělení napětí ve spojovaných prvcích v oblasti spoje a menší deformace spoje (eliminace prokluzu). Jejich nevýhodou může být vyšší technologická náročnost přípravy a provedení a nutné technologické přestávky (např. tvrdnutí lepidla). Naopak výhodou spojů s použitím spojovacích prostředků je jednoduchost a rychlost provedení, významným nedostatkem jsou však výrazné prokluzy ve spojích doprovázené nezanedbatelným otlačením kompozitu šrouby.

13 Tento výzkum bezprostředně navazuje na výzkumný program lepených přeplátovaných spojů namáhaných tahem prováděný v letech 2015 a Všechny lepené spoje byly provedeny s použitím lepidla Veropal COMP jež bylo vyvinuto společností Synpo a.s. Pardubice v rámci řešení projektu TA ČR. Toto lepidlo splňuje kritéria pro použití ve výrobní praxi tuhnutí a tvrdnutí za snížených teplot, ochrana lepených ploch před degradačními vlivy okolního prostředí, potřebná doba zpracovatelnosti apod. 3.1 EXPERIMENTÁLNÍ PROGRAM V rámci experimentálního ověřování skutečného chování a mezní odolnosti kombinovaných spojů byly testovány zkušební vzorky spojů: (a) pouze lepených, (b) pouze šroubovaných případně nýtovaných (pro srovnání výsledků zkoušek) a (c) spoje současně lepené a šroubované případně nýtované (s použitím metrických šroubů s šestihrannou hlavou a maticí nebo s použitím nýtovací matice, s použitím trhacích nýtů), přičemž lepidlo může být aplikováno na celou plochu spoje nebo pouze na její část. Tyto spoje byly namáhány smykovou silou nebo kombinací smykové síly a momentu v rovině kolmé k rovině spoje (síla na výstřednosti vzhledem k rovině spoje). V druhé fázi výzkumu byly testovány spoje GFRP- GFRP a spoje GFRP-ocel. Celkem bylo ověřeno 62 vzorků v 16 sériích testů. Zkušební sestava je uvedena na obr. 1. Zkušební vzorek byl umístěn do zatěžovací stolice (ocelový svařenec), zatížení bylo vyvozováno ručně ovládaným hydraulickým lisem a deformace byly měřeny indukčnostními snímači. Obr. 1 Zkušební sestava Každý zkušební vzorek sestával z kompozitního profilu HR TR , ke kterému byl různými způsoby připojen T-profil jeho pásnicí (polovina kompozitního profilu I200 nebo ocelový svařený T- profil) délky 100 mm s šířkou pásnice 100 mm. Plocha spoje měla rozměr mm. V této ploše byly umístěny zpravidla dva spojovací prostředky nebo na ní bylo aplikováno lepidlo, popřípadě obojí viz obr. 2.

14 Obr. 2 Přehled některých typů vzorků 3.2 VÝSLEDKY TESTŮ A JEJICH VYHODNOCENÍ V průběhu testu byla zvyšována síla, dokud nedošlo k porušení spoje, svislé posuny (ve směru působící síly) byly snímány ve dvou bodech v rovině spoje a ve vzdálenosti 90 mm od roviny spoje (10 mm od konce stojiny T profilu). V obr. 3 je znázorněno chování různých typů spojů namáhaných současně smykem a ohybem. Lze pozorovat, že šroubovaný spoj (tečkovaná čára) vykazuje řádově vyšší deformace než spoje s lepidlem. Lepený spoj po celé ploše (plná čára) vykazuje stejné přetvárné vlastnosti jako spoj lepený se spojovacími prostředky, avšak dosahuje poloviční únosnosti. Spoj lepený pouze na 40 % plochy (čerchovaná čára) vykazuje mírně vyšší deformace a mírně nižší únosnost než spoje lepené na 100 % plochy. Spoje s nýtovacími maticemi (dvojčerchovaná čára) nedosahují takové únosnosti jako spoje s klasickými šestihrannými maticemi s podložkami (čárkovaná čára). Spoj lepený a nýtovaný (čárkovaná čára) vykazuje deformace lepeného spoje ale jeho únosnost je výrazně nižší než je únosnost spoje s lepidlem a šrouby. 50 Spoje namáhané smykem a ohybem 40 Lepený + šroubový spoj M8 Lepený +šroubový spoj M8 nýtovací Síla [kn] Lepený + nýtovaný spoj Lepený spoj 40 % Lepený + Šroubový spoj M8 Lepený + šroubový M8 Lepený + nýtovaný Lepený + šroubový M8 s nýtovacími maticemi 10 Lepený 40 % + šroubový M8 Šroubový M8 0 Šroubový spoj M8 Lepený 0 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 2,25 2,5 2,75 3 3,25 Svislý posun v rovině spoje [mm] Obr. 3 Přehled některých typů vzorků

15 Obr. 4 ilustruje důležitost úpravy povrchu ocelových prvků před lepením (spoje GFRP-ocel). V sérii 10 (plná čára) byly vzorky otryskány broky, v sérii 15 (tečkovaná čára) byly vzorky otryskány abrazivem určeným pro provedení úpravy povrchu před nátěry (stupeň úpravy Sa2,5). Tryskání s kvalitou povrchu Sa2,5 mělo výrazně ostřejší drsnost povrchu a tím pádem bylo dosaženo větší soudržnosti mezi ocelí a lepidlem. Výsledkem je více než dvojnásobná únosnost, která je srovnatelná s únosností lepeného spoje GFRP-GFRP. Přetvoření spoje je v obou případech totožné. 100 Spoje namáhané smykem Síla [kn] Lepený Fe-FRP 10 Lepený Fe-FRP 15 Sa2,5 Lepený Fe-FRP 15 - průměr Lepený Fe-FRP 10 - průměr 0 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Svislý posun v rovině spoje [mm] Obr. 4 Přehled některých typů vzorků 3.3 NAVRHOVÁNÍ PODLE NOREM V současné době není v soustavě eurokódů platná norma pro navrhování GFRP kompozitních konstrukcí (norma je v přípravě). V červnu 2016 však Evropská komice vydala dokument Report EUR EN Prospect for new guidance in the design of FRP. Support to the implementation, harmonization and further development of the Eurocodes. V tomto dokumentu je uveden praktický postup, jak ověřit únosnost šroubovaných spojů, únosnost lepených spojů je zmíněna pouze teoreticky a kombinované spoje nejsou komentovány vůbec. Obr. 5 Součinitel spolehlivosti γ M Důležitým podkladem, který tento dokument ale poskytuje, jsou hodnoty součinitelů spolehlivosti. Jejich hodnota obecně závisí na rozptylu hodnot pevností lepidla a především na metodě aplikace lepidla a systému kontrol přípravy povrchu k lepení. Jak bylo prokázáno

16 experimenty a jejich vyhodnocením podle přílohy D normy ČSN EN 1990, hodnoty součinitelů spolehlivosti uvedené v EUR EN jsou hodně konzervativní, potažmo vyhodnocením testů vyšly hodnoty součinitelů spolehlivosti výrazně nižší. V obr. 5 je uveden diagram stanovení součinitele spolehlivosti různými metodami. Aby bylo možné použít nižší hodnoty součinitelů spolehlivosti (a tím pádem konstrukci navrhnout ekonomičtěji), je nutné, aby návrh i výrobu prováděla kvalifikovaná a proškolená pracovní síla s odpovídajícími zkušenostmi. 3.4 PRAKTICKÁ APLIKACE Zkušenosti a vědomosti získané při realizaci a vyhodnocení experimentů byly využity při návrhu a výrobě celokompozitních lávek PLK 12 a PLK 6. Kombinované spoje mají oproti spojům pouze lepeným výhodu v tom, že spojovací prostředky současně fixují spojované dílce v požadované poloze během tuhnutí lepidla. V obr. 6 je pohled na nosnou konstrukci lávky PLK 6. Oba hlavní nosníky jsou slepeny ze třech profilů HR TR se zakřivením, přípoje příčníků k hlavním nosníkům jsou provedeny jako kombinované lepené a šroubované, přípoje diagonál ztužení pod mostovkou jsou pouze lepené. Zábradlí je zhotoveno bez použití lepidla. Obr. 6 Lávka PLK6 4. ZÁVĚR Experimentálně bylo prokázáno, že kombinované spoje spojují výhody spojů lepených a spojů s kovovými spojovacími prostředky (šrouby) - dosahují nejvyšších únosností a současně nejnižších deformací. I přes jejich vyšší náročnost na výrobu se jistě uplatní v realizační praxi.

17 Analýza vlivu frekvence použitých sond při ultrazvukovém měření rovnoměrnosti betonu KOCÁB Dalibor 1,a*, MISÁK Petr 1,b, JINDROVÁ Barbora 1,c, ALEXA Martin 1,d, VYMAZAL Tomáš 1,e 1 Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Veveří 331/95, Brno a dalibor.kocab@vutbr.cz, b petr.misak@vutbr.cz, c @vutbr.cz, d matin.alexa@vutbr.cz, e tomas.vymazal@vutbr.cz Klíčová slova: Ultrazvuková impulzová metoda, beton, rovnoměrnost betonu, frekvence sond Abstrakt. Příspěvek se zabývá experimentální analýzou vlivu použité frekvence sond při stanovení rovnoměrnosti betonu pomocí ultrazvukové impulzové metody. Na zkušební betonové desce o rozměrech mm a tloušťce 110 mm byla měřena doba průchodu ultrazvukového vlnění v rastru 5 5 bodů, celkově tedy byla následně určena rychlost ultrazvukového vlnění ve 25 místech zkušební desky. Pro experiment byl použit ultrazvukový přístroj Pundit PL-200 a měření bylo postupně provedeno sondami s frekvencí 54, 82 a 150 khz. Současně byly využity dva způsoby měření jednak stanovení doby průchodu ultrazvukových impulzů v jednotlivých bodech rastru a jednak plošné skenování. Výstupem článku je vyhodnocení rovnoměrnosti betonu zkušební desky provedené pomocí různých sond i způsobů měření a zejména pak statistická analýza vlivu frekvence použitých ultrazvukových sond na dosažené výsledky. Úvod Ultrazvuková impulzová metoda je spolu s metodou tvrdoměrnou odrazovou, o které pojednává např. článek [1], nejpoužívanější nedestruktivní metoda ve stavebním zkušebnictví [2]. Ultrazvuková (dále UZ) metoda je založena na opakovaném vysílání ultrazvukových impulzů do zkoušeného materiálu a následném stanovení rychlosti šíření ultrazvukového vlnění. Tato rychlost je pro různé materiály odlišná a mění se s jejich vlastnostmi [3]. U nejpoužívanějšího stavebního materiálu betonu platí, že rychlost ultrazvukového vlnění klesá např. s jeho horší kvalitou nebo v místech výskytu poruch (včetně mikroporuch) [4]. Stanovení rychlosti UZ impulzů se řídí dle norem ČSN EN [5] a ČSN [6] a může být využito pro stanovení: rovnoměrnosti (homogenity) betonu, přítomnosti trhlin nebo dutin, materiálových charakteristik modulu pružnosti, ovšem i pevnosti v tlaku či tahu, změn výše uvedených vlastností v čase (např. vlivem degradace). Mezi hlavní výhody UZ impulzové metody patří její čistě nedestruktivní charakter zkoušení, možnost opakovat měření na stejném místě v různých časových intervalech (např. i v horizontu několika let) či jednoduchá a rychlá aplikace v laboratoři i v terénu. Ve stavebnictví jsou nejběžněji využívány frekvence ultrazvuku v rozmezí khz, méně často až do 500 khz. S vyšší frekvencí roste i rozlišovací schopnost ultrazvukového přístroje, což vede k přesnějšímu měření, ale zároveň dochází k výraznějšímu zeslabování impulzu při průchodu materiálem, a proto je potřeba volit kompromis s ohledem na tloušťku měřeného prvku a další parametry [7]. Motivací pro experiment popisovaný v tomto článku byl začátek používání ultrazvukového přístroje Vikasonic [8] pracovištěm spoluautorů [9]. Tento přístroj primárně slouží k nedestruktivnímu stanovení dob tuhnutí cementových past či vývoje procesu tuhnutí a tvrdnutí v rané fázi jejich zrání, což je v posledních letech velmi časté téma vědeckých příspěvků [10,11]. Přístroj Vikasonic provádí měření pomocí sond o frekvenci 54 khz. Zkušební těleso má velikost Vicatova prstence a může být vyrobeno z pasty, malty, ale také z betonu, což je velkou výhodou tohoto přístroje. Vicatův prstenec má však výšku pouze 40 mm a to je v případě měření pomocí přístroje Vikasonic právě vzdálenost mezi sondami. Při takto malé základně se ovšem jeví jako

18 vhodnější použít vyšší frekvence sond [5,6]. Cílem popisovaného experimentu bylo tedy stanovit míru vlivu frekvence zvolených sond pro stanovení rychlosti prostupu UZ impulzů betonem při měření jeho rovnoměrnosti. Experiment Vzhledem k širším možnostem nastavení při stanovení rychlosti prostupu UZ vlnění betonem byl pro experiment namísto přístroje Vikasonic použit přístroj Pundit PL-200 [12], který pracuje na stejném principu. Samotné měření je založeno na vysílání opakovaných UZ impulsů a jejich následném snímání po průchodu materiálem. V případě měření betonu je častějším způsobem aplikace UZ metody způsob průchodový, který využívá dvou sond budiče a snímače umístěných nejlépe na protilehlých stranách tělesa či konstrukce. Sleduje se čas, za jaký dorazí impulz UZ vlnění od jedné sondy ke druhé, ze kterého se následně vyhodnotí rychlost prostupu v L [7]. Obr. 1 Rozložení měřicích bodů na zkušební betonové desce Experiment sestával z měření na zkušební betonové desce tloušťky 110 mm a příčných rozměrů mm pomocí tří druhů sond s frekvencí 54, 82 a 150 khz. Na zkušební desce bylo rozvrženo 25 měřicích bodů v rastru 5 5, který je možné vidět na Obr. 1. Každou dvojicí sond byl celý rastr změřen třikrát v režimu měření plošné skenování. Jedná se o nastavení měření, které přístroj Pundit PL-200 umožňuje, a při němž přístroj přímo vykreslí plošné rozmístění kvality betonu zkoušené plochy. Výsledky se zde objevují pomocí tzv. izovel, které barevně znázorňují oblasti ve zkoušené ploše, které vykazují podobnou rychlost šíření ultrazvukového vlnění v L. Ihned během měření je tedy velmi dobře vidět, která místa mají vyšší a která mají naopak nižší kvalitu betonu (vyšší respektive nižší rychlost šíření UZ impulzů). Pomocí režimu plošného skenování byla tedy zjištěna rychlost v L 75krát tři měření v rastru s 25 body všemi použitými sondami. Poté byl v přístroji Pundit PL-200 změněn režim měření na stanovení doby průchodu UZ impulzu t 0. Vzhledem ke skutečnosti, že v použitém přístroji Pundit PL-200 není přednastavena možnost použití sond s frekvencí 82 khz, byly měřicí body zkušebního rastru jednotlivě měřeny pouze sondami s frekvencí 54 a 150 khz. Konvence měření byla stejná jako u plošného skenování (postup měření jednotlivých bodů po sobě) a také proběhla pro obě frekvence sond třikrát. Opět tedy bylo stanoveno 75 dob průchodu t 0, z čehož bylo následně vypočteno 75 hodnot v L (pro každý měřicí bod tři). Následně byla kromě rovnoměrnosti betonu provedena také statistická analýza výstupů měření jednotlivými sondami. Při hodnocení rovnoměrnosti betonu zkušební desky bylo postupováno dle

19 normy ČSN [13], kdy je rozhodující kritériem hodnota variačního koeficientu souboru dat rychlostí v L, která nesmí u rovnoměrného betonu přesáhnout 4,0 %. Výsledky a jejich diskuze Statistické porovnání výsledků zkoušek bylo provedeno analýzou rozptylu (ANOVA) a dvouvýběrovým t-testem na hladině významnosti 0,05. Tyto statistické testy byly nastaveny tak, aby bylo možné posoudit rovnost středních hodnot výsledků zkoušek, přičemž při zamítnutí této hypotézy je možné považovat sady výsledků za statisticky významně odlišné. Nejprve bylo provedeno posouzení, zda jsou výsledky při opakovaném měření při stejném nastavení přístroje srovnatelné. Statisticky významná odchylka nebyla nalezena. Obr. 2 ukazuje grafické znázornění výsledků ve formě izovel, které byly vždy vytvořeny z průměrné hodnoty v L v daném měřícím bodě. Výsledky byly pro další zpracování spojeny do 5 statistických souborů o velikosti 75 hodnot v L. Dále byla také ověřena normalita dat na hladině významnosti 0,01. Histogramy výsledků zkoušek jsou uvedeny na Obr. 3. Obr. 2 Grafické znázornění výsledků zkoušek při plošném a bodovém měření Obr. 4 znázorňuje krabicové grafy hodnot v L. V případě bodového měření se sondami o frekvencích 54 a 150 khz byla shledána statisticky významná odchylka výsledných hodnot v L, která byla také potvrzena testováním jednostranné hypotézy. Lze tedy konstatovat, že použitím sond s frekvencí 150 khz získáme významně vyšší hodnoty rychlosti v L než při použití sond s frekvencí 54 khz. Ke stejnému závěru vedla i analýza výsledků plošných skenů, ze které také vyplývá, že výsledky při měření se sondami o frekvenci 150 khz vykazují statisticky významně vyšší hodnoty než při měření 82kHz sondami. Hodnoty v L získané měření se sondami 54 a 82 khz se však neliší. Dále bylo také provedeno porovnání dat získaných bodovým měřením s daty získanými plošným skenováním, vždy při měření se stejnou frekvencí sond. Zde statisticky významná odchylka prokázána nebyla. Lze tedy konstatovat, že výsledné hodnoty rychlosti prostupu UZ vlnění ovlivňuje především frekvence použitých sond. Je však také důležité zmínit, že výstupy experimentu mohly být ovlivněny malou velikostí měřicí základny, případně nerovnoměrností betonu zkoušené desky. To vyplývá z hodnot variačního koeficientu, který při všech způsobech měření překonal hodnotu 4,0 %.

20 Obr. 3 Histogramy výsledků zkoušek Závěr Obr. 4 Krabicové grafy výsledků zkoušek Na základě provedeného experimentu lze konstatovat následující závěry: Frekvence sond hraje statisticky významnou roli na výslednou hodnotu rychlosti šíření ultrazvukového vlnění betonem v L. Není tedy možné přesně určit hodnotu v L, a ani z ní vypočíst přesnou hodnotu žádné charakteristiky betonu (např. dynamického modulu pružnosti), což koresponduje s doporučením normy ASTM C [14]. Naopak pro stanovení rovnoměrnosti betonu se jeví ultrazvuková impulzová metoda jako vhodná, neboť se sleduje pouze variabilita hodnot v L. Stejně tak lze tuto metodu použít při zjišťování průběhu degradace betonu např. vlivem zmrazovacích a rozmrazovacích cyklů, neboť ani zde není absolutní hodnota v L rozhodující sleduje se pouze její pokles v čase.

21 Přístroj Vikasonic lze použít pro stanovení doby tuhnutí cementového kompozitu. Vzhledem k malé měřicí základně a nízké frekvenci sond (40 mm a 54 khz) však tento přístroj není vhodný pro stanovení materiálových charakteristik, jako je např. modul pružnosti. Pro stanovení modulu pružnosti se tedy jakýkoli ultrazvukový přístroj jeví jako nevhodný. Možností by byla korekce hodnot na základě jiných souběžně provedených měření (např. statická zkouška). Poděkování Tento příspěvek vznikl za podpory projektu GAČR č. GA S Experimentální analýza objemových změn cementových kompozitů v raném stádiu tuhnutí a vnitřního projektu VUT č. FAST/FCH-J Snižování chemického a autogenního smrštění alkalicky aktivované strusky (AAS). Autoři Ing. Dalibor Kocáb, Ph.D.; Ing. Petr Misák, Ph.D.; Bc. Barbora Jindrová, Ing. Martin Alexa, doc. Ing. Tomáš Vymazal, Ph.D. Literatura [1] P. Cirkle, D. Kocáb, B. Kucharczyková and O. Anton, In Situ Determination of the Elastic Modulus of Concrete by Means of Ultrasonic Pulse Method, Solid State Phenomena, 272 (2018), [2] V. M. Malhotra, N. J. Carino, Handbook on Nondestructive Testing of Concrete, 2nd ed., CRC Press, [3] V. Özkan, İ.H. Sarpün and S. Tuncel, Relative Effects of Porosity and Grain Size on Ultrasonic Wave Propagation in Marbles, RILEM Bookseries, 6 (2013). [4] A. M. Neville, Properties of concrete, 5th ed., New York, Pearson, [5] ČSN EN , Zkoušení betonu - Část 4: Stanovení rychlosti šíření ultrazvukového impulsu, Praha, ČNI, [6] ČSN , Nedestruktivní zkoušení betonu - Ultrazvuková impulzová metoda zkoušení betonu, Praha, ÚNMZ, [7] B. Kopec a kol., Nedestruktivní zkoušení materiálů a konstrukcí: nauka o materiálu IV, Brno, Akademické nakladatelství CERM, [8] Vikasonic Measuring the Early Setting and Hardening with Ultrasonic Waves Measuring, t. [9] I. Rozsypalová, O. Karel, B. Kucharczyková, D. Kocáb and R. Halamová, Monitoring of the Setting and Early Hardening with Ultrasonic Waves, Key Engineering Materials, 776 (2018), [10] A. Gibson and D. Ciancio, Early-Age Ultrasonic Testing of Concrete and Shotcrete using Embedded Sensors, RILEM Bookseries, 6 (2013). [11] N. De Belie, C.U. Grosse, J. Kurz, A.H.W. Reinhard, Ultrasound monitoring of the influence of different accelerating admixtures and cement types for shotcrete on setting and hardening behaviour. Cement and concrete research, 35 (11), 2005, [12] Proceq Ultrasonic instrument Pundit,

22 [13] ČSN , Nedestruktivní zkoušení betonových konstrukcí, Praha, ÚNMZ, [14] ASTM C597-16, Standard Test Method for Pulse Velocity Through Concrete, ASTM International, West Conshohocken, PA, 2016.

23 Lehký beton vyztužený textiliemi pro tenkostěnné konstrukce HLAVÁČOVÁ Tereza 1, a *, MUSIL Luboš 1,b, VODIČKA Jan 1,c a KŘÍSTEK Vladimír 1,d 1 Fakulta stavební, ČVUT v Praze a tereza.hlavacova@fsv.cvut.cz, b lubos.musil@fsv.cvut.cz, c jan.vodicka@fsv.cvut.cz, d kristek@fsv.cvut.cz Klíčová slova: lehký beton, pórovité kamenivo, vláknobeton, textilní beton Abstrakt Článek pojednává o lehkém betonu se speciální výztuží a jeho aplikaci v tenkostěnných konstrukcích. V rámci experimentálního výzkumu bylo vyrobeno několik sad vzorků tenkostěnných desek a doprovodné vzorky pro zjištění materiálových charakteristik lehkého betonu. V receptuře bylo použito pórovité kamenivo Liapor. K vyztužení desek byly použity 2D uhlíková a 3D skelná textilie. Součástí výzkumu bylo dále i ověřování vlivu změny receptury a technologie betonáže na materiálové charakteristiky lehkého betonu. Desky byly betonovány v dřevěných formách ve svislé i vodorovné poloze. Způsob betonáže má významný vliv na materiálové charakteristiky prvků. Vyztužené vzorky prokázaly vysokou pevnost i u tenkostěnných desek při nízké objemové hmotnosti. Úvod V současnosti roste poptávka po betonu speciálních vlastností, nejen fyzikálně-mechanických, ale často i specifických estetických. Zároveň je kladen důraz na nízké celkové náklady při požadavku na vysokou únosnost konstrukce. Jedním z kritérií bývá požadavek na snížení vlastní tíhy konstrukce. Odlehčení konstrukce lze efektivně dosáhnout mimo jiné vylehčením samotné matrice betonu nahrazením části či plnou náhradou přírodního kameniva pórovitým kamenivem, kdy takto vzniklý kompozit nazýváme lehký beton (LC). Speciální způsoby vyztužení oproti vyztužení standardní betonářskou výztuží nabízejí zajímavou alternativu, která umožňuje při zachování vysoké únosnosti realizaci i tvarově složitějších a subtilnějších až tenkostěnných konstrukcí. Ve speciálním případě, kdy jsou vlákna vůči sobě fixována ve formě textilní sítě, je používáno označení lehký textilbeton (TRLC). Výzkum zabývající se lehkými betony se speciální výztuží, probíhající na Katedře betonových a zděných konstrukcí Fakulty stavební ČVUT v Praze, se zabývá mimo jiné možnostmi vhodných aplikací TRLC, technologií a materiálovými charakteristikami. Jednou z vytipovaných vhodných aplikací pro takto vyztužený LC jsou tenkostěnné konstrukce. Důležitou součástí výzkumu je také ověřování významných zjištění experimentální cestou. Probíhající prvotní experimenty se zaměřily na výrobu nábytku, dalším uvažovaným krokem je aplikace speciálně vyztuženého lehkého betonu pro městský mobiliář.

24 Lehký beton (LC) Lehký beton je klasifikován jako beton, jehož objemová hmotnost ve vysušeném stavu je větší než 800 kg/m 3 a menší než kg/m 3. Jako náhrada přírodního kameniva bývá použito pórovité kamenivo keramzit (Liapor) a expandovaný perlit. Jako pórovitého kameniva lze také použít přírodní pemzu, cihelnou drť, expandovaný vermikulit či jiný výplňový materiál. Lehké betony vykazují nižší hodnoty statického modulu pružnosti, neboť značný vliv na hodnotu modulu pružnosti betonu má modul pružnosti použitého kameniva. [1] Protože je pevnost póroviteho kameniva obvykle nižší než pevnost cementového tmelu, odvíjí se tedy pevnost výsledného betonu převážně od pevnosti použitého cementového pojiva. Nižší teplotní roztažnost lehkých betonů má pozitivní vliv na riziko vzniku trhlin. Avšak v důsledku nižší tuhosti je lehký beton náchylnější k deformacím, zejména vlivem smršťování a dotvarování. Lehký textilní beton (TRLC) Textilní beton (TRC) je typ betonu se speciální výztuží, jejíž jednotlivá vlákna jsou rovnoměrně rozmístěna v podobě sítě plošné (2D) či prostorové (3D) a jež je uložena ve vhodné poloze vzhledem k uvažovanému namáhání. Jako výztuž bývají použity čedičové, skelné a uhlíkové textilie. Tyto materiály nejsou náchylné ke korozi a krycí vrstva je tedy výrazně nižší ve srovnání se standardním železobetonem. TRC prvky i díky tomu vynikají svou subtilností. [2] Pro TRC i TRLC je vhodné použití textilií mřížových struktur s dostatečnou hustotou sítí a k nim odpovídající velikosti zrn kameniva, aby byla zajištěna dostatečná soudržnost mezi textilií a betonem. I vzhledem k dobré probetonovatelnosti a estetické kvalitě povrchu takto vyztuženého prvku je síť obvykle zalita jemnozrnou betonovou matricí. [3] V případě pohledového betonu je žádoucí dodatečná úprava povrchu broušením či ošetření nátěrem. Ošetřením povrchu lze dále značně ovlivnit nasákavost výsledného produktu. Experimentální výzkum V rámci výzkumu této problematiky bylo přistoupeno k výrobě zkušebních vzorků. Jako referenční zkušební vzorek pro tenkostěnné konstrukce byla zvolena deska o délce 700 mm. Tloušťka desky byla v průběhu experimentů postupně snižována z původních 25 mm na 20 mm a později 18 mm. Důvodem je snaha o maximální odlehčení konstrukce při zachování ještě dostatečné únosnosti pro uvažované budoucí aplikace do nábytku a ověření technologie i pro tyto stále tenčí prvky. V rámci bakalářské práce [4] byl zhotoven jako příklad finálního produktu kávový stolek (Obr. 1). Obr. 1 Kávový stolek [4]

25 Pro porovnání chování vzorků TRLC bylo vyrobeno několik vyztužených i nevyztužených desek a doprovodných zkušebních vzorků pro zjištění pevnostních charakteristik kompozit dle normy. Pro vyztužení byly použity 2D uhlíkové a 3D skelné sítě (Obr.2). Přehled desek, zkoušených ohybem, je obsažen v tabulce 1. Obr. 2 2D uhlíková a 3D skelná textilie Tab. 1 Přehled desek zkoušených ohybem TRLC Sada Zkušební vzorky Rozměry [mm] Výztuž Směr betonáže Kusů - vertikální 1 700/425/25 2D uhlíková vertikální 2 700/425/20 textilie vertikální 2 700/400/18 3D skelná textilie vertikální 1 horizontální 1 Jako vhodná náhrada přírodního kameniva byl zvolen expandovaný jíl Liapor. Frakce pórovitého kameniva byla vzhledem k uvažované aplikaci do tenkostěnných prvků a současně z důvodu zajistění dostatečného spolupůsobení s uvažovanou speciální výztuží zvolena 0-2 mm. Použitá receptura se liší u jednotlivých sad vzorků vodním součinitelem a množstvím použitého superplastifikátoru. Nevyztužený LC zvolený pro experimentální ověření s ohledem na konkrétní použitou recepturu dosahuje objemových hmotností od kg/m 3 do kg/m 3. Poznatky z technologie výroby tenkostěnných desek Užitím kameniva Liapor pro výrobu čerstvého betonu je třeba řešit způsob hutnění v tenkostěnných deskách. Hutněním na vibračních stolech vzniká nehomogenní kompozit - cementový tmel se nachází u spodního povrchu a kamenivo Liapor u povrchu horního. To vede na vysoké pevnosti kompozita v tahu za ohybu a následně velké únosnosti desek při jejich zatěžování (Tab. 2). K uvedenému je třeba ještě připojit obtížnost fixování polohy výztužných sítí. Tab. 2 Výsledky zkoušek desek ohybem pro TRLC s 3D skelnou textilií [4] bednění objemová hmotnost ρ [kg/m 3 ] při vzniku první trhliny síla F [kn] maximální síla pevnost v tahu za ohybu bez vzniku trhlin σ b [MPa] průhyb w [mm] při maximální po odtížení síle vertikální 1591,27 0,23 0,58 4,03 18,62 2,60 horizontální 1371,03 0,56 1,80 12,50 41,97 4,30

26 K eliminaci obou těchto nežádoucích efektů při výrobě desek byla následná výroba desek uskutečněna ve svislé poloze (cca 75 ) s oboustranným bedněním. Plnění čerstvým betonem se provádělo prostřednictvím plechové násypky a hutnění probíhalo pouze poklepem na stěny bednění. Fixace sítí byla zajištěna sevřením, mezi pevně spojenými deskami bednění (Obr. 3). Obr. 3 Bednění pro desky vyztužené 2D uhlíkovou textilií Obr. 4 Bednění pro desky vyztužené 3D skelnou textilií (zleva: ukázka uložení 3D textilie, vertikální bednění s nálevkou, horizontální bednění) Několik příkladů výsledků zkoušek desek ohybem Obr. 5 Statické schéma zatěžování desky Obr. 6 Záznam ze zkoušek ohybem desek vyztužených 2D uhlíkovou textilií

27 Obr. 7 Záznam ze zkoušek ohybem desek vyztužených 3D skelnou textilií Závěr Při požadavku na snížení vlastní tíhy betonového prvku je jedním z možných způsobů vylehčení použití pórovitého kameniva. Takto vzniklý lehký beton lze pro použití v nosných konstrukcích vyztužit speciální výztuží, například vlákny usměrněnými v podobě sítě. To umožňuje vytvářet lehké a tenké betonové díly s vysokou únosností. Pro účely výzkumu bylo vyrobeno různými postupy betonáže několik tenkostěnných desek vyztužených 2D uhlíkovou a 3D skelnou textilií a doprovodné vzorky pro zjištění materiálových charakteristik lehkého betonu. Způsob betonáže má významný vliv na materiálové charakteristiky prvků. Zkoušky ohybem potvrdily významné zvýšení pevnosti u všech vyztužených vzorků. Aplikace TRLC do tenkostěnných prvků je reálná alternativa k dosud používaným materiálům a technologiím. Příspěvek vznikl za finanční podpory ČVUT v Praze v rámci projektů SGS15/036/OHK1/1T/1, SGS16/044/OHK1/1T/11, SGS17/049/OHK1/1T/11 a projektu GAČR S. Ing. arch. Tereza Hlaváčová, Ing. Luboš Musil, doc. Ing. Jan Vodička, CSc., Prof. Ing. Vladimír Křístek, DrSc. Literatura [1] M. Hubertová, Statický modul pružnosti lehkých konstrukčních betonů, in: Beton TKS, 2010 (4) pp [2] Information on [3] Information on [4] F. Vastl, bakalářská práce: Návrh konferenčního stolku z lehkého betonu vyztuženého sítěmi, ČVUT v Praze, 2017.

28 Zlepšování mechanických vlastností vláknobetonu TREJBAL Jan 1, a *, HLŮŽEK Radim 2,b, PROŠEK Zdeněk 1,2,c 1 České vysoké učení technické v Praze, Fakulta stavební, Thákurova 7, Praha, Česká republika 2 Univerzitní centrum energeticky efektivních budov Českého vysokého učení technického v Praze, Třinecká 1024, Buštěhrad, Česká republika a* jan.trejbal@fsv.cvut.cz, b radim.hluzek@fsv.cvut.cz, c zdenek.prosek@fsv.cvut.cz Klíčová slova: Vláknobeton; makro-vlákna; polymerová vlákna; mezifázové smykové napětí; zbytková ohybová pevnost, numerické simulace Abstrakt. Příspěvek se zabývá numerickými simulacemi chování vláknobetonu. Hledán byl vliv adheze mezi vláknitou výztuží a matricí na ohybovou pevnost zkušebních těles se zářezem o rozměrech mm. Simulována byla tříbodová ohybová zkouška dle ČSN EN Materiálové parametry matrice odpovídaly běžnému betonu, parametry výztuže polypropylenovým vláknům (d = 0,305 mm). Množství vláken zaujímalo 0,5 % objemu celé směsi. Míra adheze mezi vlákny a matricí během jejich vytahování byla hledána experimentálně pomocí pull-out testů. Základní mezifázové smykové napětí odpovídalo kombinaci referenční vlákno / cementová matrice. Toto napětí bylo zvyšováno plazmatickým zdrsněním povrchů vláken a použitím betonového jemně mletého recyklátu, jehož jednotlivá zrna zvyšuji tření mezi oběma materiály. Ukázalo se, že takto lze mezifázové smykové napětí zvýšit až o 40 %. Numerické simulace ohybové zkoušky odhalily, že tento nárůst mezifázové interakce má vliv na chování zkušebních těles v oblastech po vzniku trhliny. Vzorky obsahující modifikovaná vlákna a matrici s betonovým recyklátem vykázaly až o 15 % větší zbytkovou ohybovou pevnost než referenční vzorky. Úvod Vláknobeton je vhodný materiál pro výrobu betonových tenkostěnných prefabrikátů, torkretovaného betonu a industriálních velmi zatěžovaných podlah. Od ostatních stavebních kompozitních materiálů se odlišuje základním složením. Spojitou fázi tvoří standardní cementová matrice. Ovšem diskontinuální fáze se v tomto případě vyskytují dvě výztužná ve formě náhodně rozptýlených vláken a výplňová ve formě minerálního kameniva. Množství vláken obvykle zaujímá maximálně 1,0 % objemu celé směsi. Limitováno je technologickými aspekty, tedy požadavkem na jejich rovnoměrnou distribuci ve směsi a eliminaci shlukování, tvorbě tzv. hnízd [1, 2]. Technické normy ČS EN a -2 popisují vláknobeton jako konstrukční beton vyztužený polymerovými vlákny, která mají statický efekt a splňují standardy normy ČSN EN Faktorem, který vláknobeton odlišuje od prostého betonu, je zbytková pevnost vzorků o rozměrech mm při tříbodové ohybové zkoušce. Při průhybu vzorků o 0,47 mm musí dosáhnout minimálně 1,5 MPa. D. J. Kim a kol. odvodil, že mez pevnosti a velikost reziduální pevnosti vláknobetonu je funkcí objemového množství vláken, jejich délky a poměrem délky vůči průměru a interakcí mezi vlákny a matricí [3]. Z uvedeného vyplývá, že má-li být ohybová pevnost vláknobetonu zvýšena, musí být navýšeno jejich použité množství či délka nebo musí být zvýšena soudržnost mezi těmito dvěma materiály. První dva přístupy jsou nepraktické, ne-li nemožné, z technologického hlediska. Zpracovatelnost směsi obsahující velké množství vláken výrazně klesá. Totéž nastává při použití příliš dlouhých vláken. Snadno tak lze dospět k tvrzení, že zvýšení soudržnosti mezi vlákny a matricí má nejvyšší potenciál pro zlepšení mechanických vlastností vláknobetonu. Mezifázová soudržnost především mezi polymerovými vlákny a cementovou matricí se v praxi ukazuje být

29 nedostatečná. Povrchy vláken jsou příliš hladké a inertní ve vztahu k cementovému pojivu. Vznikne-li ve vzorku z vláknobetonu trhlina, účelem vláken je ji přemostit, zabránit jejímu otevíraní a dále umožnit přenos tahových napětí, čímž dojde k zachování makroskopické integrity daného tělesa. Pokud jsou ovšem vlákna z matrice snadno vytahována, k popisovanému stavu nedochází [4, 5]. Povrchy polymerových vláken mohou být zdrsněny a jejich chemická interakce s cementovým tmelem zvýšena několika různými metodami. Známy jsou principy chemické (louhování v silně alkalických roztocích) a fyzikální (mechanické zdrsňování povrchů) [6-8]. Jako ideální se jeví metoda plazmatické modifikace, která kombinuje oba výše zmíněné principy. Vlákna jsou naleptána a iontovým bombardováním zdrsněna. Upravené povrchy vykazují větší drsnost a tedy i kontaktní plochu s matricí a dále vyšší inklinaci k cementovému tmelu. Tato metoda se pro úpravy polymerových vláken používala už v 90. letech minulého století [9, 10] a často je požívána dodnes [11, 12]. Veškeré experimenty s povrchovými úpravami vláken plazmatem bohužel zůstaly pouze ve vědecké rovině. Přesah do praxe je dodnes minimální. Abychom spojili vědecká poznání s potřebami technické praxe, význam zvýšené soudržnosti mezi vlákny a cementovou matricí jsme testovali pomocí numerické simulace tříbodového ohybu vláknobetonových vzorků o rozměrech mm. Celý simulovaný experiment sledoval postup stanovený technickou normou ČSN EN Polymerová vlákna a jejich úpravy Vlákna Pro účely experimentu byla použita polypropylenová vlákna Spokar (Spokar, a. s., Česká republika). Standardně se nepoužívají pro účely vyztužování betonu. Materiálovými parametry jsou ale srovnatelná s vlákny do betonu. Jejich parametry jsou následující: povrch, hladký; délka, 60 mm; průměr, 0,305 mm; objemová hmotnost, 900 kg/m 3 ; Youngův modul pružnosti, 6,1 GPa; tahová pevnost, 440 MPa; průtažnost, 8 %. Mechanické vlastnosti byly hledány experimentálně, viz [15]. Modifikace vláken Vlákna byla použita ve třech provedeních, referenční (dále značena R ) a modifikovaná plazmatem (P30 a P120). Plazmatické modifikace probíhaly v nízkotlakém studeném plazmatu v kyslíkové atmosféře za použití přístroje Tesla VT214. Délka modifikace byla 30, respektive 120 sekund. Výkon RF zdroje byl 100 W, pracovní tlak 20 Pa. Pull-out testy Pull-out testy jak referenčních tak i plazmatem modifikovaných vláken byly provedeny ze dvou typů cementových matric; z referenční cementové matrice (Ref) a z cementové matrice, která navíc obsahovala 30 hm. % betonového jemně mletého recyklátu. V obou případech byl použit portlandský cement CEM I 42,5 R. Bylo předpokládáno, že jednotlivá zrna recyklátu o velikosti 1-64 µm (měřeno Blainovou metodou), budou v mezifázové oblasti mezi vlákny a matricí působit jako adhezní klínky. Složení obou matric je shrnuto v tabulce níže (Tab. 1). Ze směsí byla vyrobena zkušební tělesa o rozměrech mm. Do střednice každého z nich bylo vetknuto jedno vlákno. Kotevní délka odpovídala výšce vzorku (30 mm) a 50 % délky vlákna. Druhý konec vlákna volně vyčníval ven ze vzorku. Tab. 1 Hmotnostní poměrové složení směsí. Název směsi Cement [hm. %] Recyklát [hm. %] w/c [-] Ref ,40 Rec ,41

30 Zkušební tělesa pro pull-out testy byla po 28 dnech ukotvena svoji cementovou částí do statického sklíčidla zatěžovacího stroje Web Tiv Ravestein FP100. Volné konce vláken naopak byly uchyceny do pohyblivé čelisti, která umožnovala jejich vytažení vně z matrice. Celkem bylo vyrobeno 6 ks od každé kombinace, výsledky byly průměrovány. Proces vytahování vláken byl řízen posunem o konstantní rychlosti 3 mm/min. Snímán byl posun volného konce vlákna a síla, která tomuto posunu vzdorovala. Experiment byl po dosažení povytažení vlákna o 4,5 mm ukončen. Obrázek níže (Obr. 1) shrnuje data získaná výše popsaným způsobem. Bylo zjištěno, že maximální síla zaznamenaná během vytahování referenčního vlákna (R) z referenční (Ref) cementové matrice překročila 10 N. Oproti tomu maximální síla zaznamenaná při pull-out testu plazmaticky modifikovaného vlákna po dobu 30 sekund (P30) z matrice obsahují betonový recyklát (Rec) dosáhla na více než 14 N. Vlákna modifikovaná 120 sekund proti očekávání vykázala nižší soudržnost s matricí Rec než vlákna vystavená plazmatu po kratší dobu. Tento jev lze přisuzovat příliš velkému oslabení průřezu vlákna, způsobenému ostřelováním ionty. Z výše uvedených důvodů byla pro potřeby numerických simulací použita pouze referenční a 30 sekund plazmaticky modifikovaná vlákna. Z naměřených sil byla vypočtena mezifázová smyková napětí. Pro referenční vlákna se jednalo o hodnotu τ 0,R = 3, Pa, pro modifikovaná vlákna τ 0,P30 = 4, Pa. Tato napětí byla použita jako klíčové experimentálně zjištěné hodnoty v numerických simulacích tříbodového ohybu vláknobetonu. Numerické simulace Obrázek 1: závislost síly a posunu volného konce vlákna z pull-out testů. Jak již bylo zmíněno výše, pomocí numerických výpočtů byl simulován tříbodový ohyb vláknobetonových těles o rozměrech mm. Konfigurace experimentu sledovala metodiku popsanou v ČSN EN Hodnocena byla zbytková ohybová pevnost pří průhybu 0,47 mm. Použit byl materiálový model SHCC [16, 17]. Výpočetní síť 2D modelu sestávala z 3080 převážně trojúhelníkových lineárních prvků. Vytvořena byla v programu Salome [18]. Nelineární analýza byla provedena pomocí programu OOFEM [19]. Řešení bylo hledáno iterativně pomocí Newton-Rapsonovy metody. Matice tuhosti jednotlivých prvků byla sestavována s předpokladem rovinné napjatosti. Geometrie modelu je znázorněna na obrázku níže (Obr. 2). Materiálové vlastnosti matrice byly následující: Youngův modul pružnosti E, 20 GPa; Poassonova konstanta ν, 0,2; lomová energie G, 5,0 N/m; tahová pevnost f t, 2,5 MPa. Konstantní parametry vláken byly: objemové zastoupení vláken V f, 0,5 %; délka vláken l f, 60 mm; průměr vláken d f, 0,305 mm; Youngův modul pružnosti vláken E f, 6,1 GPa; smykový modul pružnosti

31 vláken G f, 1,0 GPa. Proměnné parametry vláken byly: mezifázové smykové napětí τ 0,R = 3, Pa pro referenční vlákna a τ 0,P30 = 4, Pa pro modifikovaná vlákna. Obrázek 2: geometrie zkušebního tělesa použitá při výpočtech pomocí metody konečných prvků. Výsledky Numerické simulace potvrdily přímý dopad mezifázové interakce mezi vlákny a matricí na mechanické vlastnosti vláknobetonu. Připomeňme, že norma ČSN EN vyžaduje, aby vláknobeton pří tříbodové zkoušce ohybem těles o rozměrech mm vykázal při průhybu 0,47 mm minimálně 1,5 MPa zbytkové pevnosti. Této hodnoty se nepodařilo dosáhnout v případě, kdy byla využita referenční vlákna v kombinaci s referenční cementovou matricí. Zatímco když byla použita plazmaticky modifikovaná vlákna a matrice obsahující zrna betonového recyklátu, testovaná tělesa hodnotu 1,5 MPa těsně přesáhla. Závislost normálového napětí na středovém průhybu testovaných těles je zaznamenána na obrázku níže (Obr. 3). Z průběhu je patrné, že oblast do vzniku a rozvoje první trhliny je v obou případech prakticky totožná. Rozdíl počíná až ve fázi otevírání trhliny, která je pomocí modifikovaných vláken efektivněji přemostěna. Zbytková pevnost takto vyztužených těles dosáhla vyšších hodnot právě kvůli zvýšenému smykovému napětí mezi vytahovanými vlákny a matricí.

32 Závěr Tento příspěvek se věnoval simulacím tříbodové ohybové zkoušky vláknobetonových těles o rozměrech mm pomocí metody konečných prvků. Metodika byla řízena standardy technické normy ČSN EN Použit byl SHCC model. Řešení nelineární analýzy bylo hledáno iterativně pomocí Newton-Rapsonovy metody. Hlavním cílem těchto simulací bylo nalézt velikost zbytkové pevnosti zkušebních těles při určitém průhybu (0,47 mm) a určit tak, zda testovaný materiál odpovídá předepsaným požadavkům ve zmíněné normě. Parametry matrice byly nastaveny dle standardního betonu. Parametry výztuže dle vlastností polypropylenových vláken Spokar (d = 0,305 mm). Interakce mezi těmito dvěma materiály, jakožto klíčová hodnota použitá v numerických simulacích, byla stanovena experimentálně. Zjišťována byla pomocí pull-out testů jednotlivých vláken z cementové matrice. Použity byly dva druhy vláken referenční a plazmaticky modifikovaná. Účelem modifikací bylo zvýšit mezifázové smykové napětí a zajistit tak vyšší zbytkovou pevnost těles zkoušených ohybem. K dalšímu navýšení adheze mezi vlákny a cementovou matricí byl do směsi aplikován betonový recyklát ve formě jemně mleté moučky. Zjištění byla následující: Poděkování Adheze mezi 30 sekund plazmaticky modifikovanými vlákny a cementovou matricí obsahující recyklát byla vyšší o cca 40 % než mezi referenčními vlákny a referenční matricí. Plazmatická modifikace vláken trvající 120 sekund nepřinesla navzdory očekávání vyšší soudržnost mezi sledovanými materiály. Takto upravená vlákna naopak dosahovala menších mezifázových smykových napětí než vlákna upravená po dobu 30 sekund. Zmíněný jev byl pravděpodobně způsoben oslabením průřezu vláken jako důsledek příliš intenzivního a dlouho trvající iontového bombardování. Numerické simulace ohybové zkoušky ukázaly, že reziduální napětí vzorků obsahujících modifikovaná vlákna a cementovou matrici s betonovým recyklátem bylo až o 15 % vyšší než v případě referenčních materiálů. Dále se ukázalo, že pouze vzorky vyrobené z modifikovaných materiálu splní minimální požadavky na zbytkovou ohybovou pevnost, které stanovuje norma ČSN EN Tento příspěvek byl finančně podpořen Českým vysokým učením technickým SGS projekt SGS16/201/OHK1/3T/11 a SGS18/037/OHK1/1T/11 a dále Grantovou agenturou České republiky projekt S. Poděkování též náleží Tereze Horové za výpomoc při výzkumu. Literatura [1] M. Prisco, G. Plizzari, L. Vandewalle, Fibre reinforced concrete: new design perspectives, Materials and Structures. 42 (2009) [2] P. Tatnall, Fiber-reinforced concrete, in: Significance of tests and properties of concrete and concrete making materials, E-Publishing Inc., ASTM International, [3] D.J. Kim, E. Naaman, S. El-Tawil, High performance fiber reinforced cement composites with innovative slip hardending twisted steel fibers, International Journal of Concrete Structures and Materials. 3 (2009) [4] M. Halvaei, M. Jamshidi, M. Latifi, Investigation on pullout behavior of different polymeric fibers from fine aggregates concrete, Journal of Industrial Textiles. 45 (2006) [5] W. Choi, S. Jang, H. Yun, Interface bond characterization between fiber and cementitious matrix, International Journal of Polymer Science. (2015)

33 [6] V. Machovič, V. Lapčák, L. Borecká, et al., Microstructure of interfacial transition zone between PET fibres and cement paste, Acta Geodyn. Geomater. 10 (2013) [7] A. Tagnit-Hamou, Y. Vanhove, N. Petrov, Microstructural analysis of the bond mechanism between polyolefin fibers and cement pastes, Cement and Concrete Research. 35 (2005) [8] L. Yan, R. Pendleton, C. Jenkins, Interface morphologies in polyolefin fiber reinforced concrete composites, Composites Part A: Applied Science and Manufacturing. 29 (1998) [9] V. Li, Y. Chan, H. Wu. Interface strengthening mechanisms in polymeric fiber reinforced cementitious composites, in Proceedings of conference on Brittle Matrix Composites 4. IKE and Woodhead, Warsaw, [10] V. Li, H. Stang, Interface property characterization and strengthening mechanisms in fiber reinforced cement based composites, Advanced Cement Based Materials. 6 (1997) [11] B. Felekoglu, K. Tosun, B. Baradan, A comparative study on the flexural performance of plasma treated polypropylene fiber reinforced cementitious composites, Journal of Materials Processing Technology. 209 (2009) [12] J. Trejbal, V. Nežerka, M. Somr, et al., Deterioration of bonding capacity of plasma-treated polymerfiber reinforcement, Cement and Concrete Composites. 89 (2018) [13] V. Li, C. Leung. Steady-state and multiple cracking of short random fiber composites, Journal of Engineering Mechanics. 118 (1992) [14] C. Redon, V. Li, C. Wu, et al., Measuring and modifying interface properties of pva fibers in ecc matrix, Journal of Materials in Civil Engineering. 13 (2001) [15] R. Hlůžek, Analysis and modification of interfacial zones between cementitious matrix and fiber reinforcement, Diploma thesis, CTU in Prague, [16] K. Toshiyuki, P. Kabele, H. Fukuyama, et al., Strain hardening cement composites: Structural design and performance, in State-of-theArt Report of the RILEM Technical Committee 208-HFC, SC3. Springer, Dordrecht, [17] P. Havlásek, P. Kabele, A detailed description of the computer implementation of SHCC material model in OOFEM, CTU in Prague. [18] Information on [19] B. Patzák, OOFEM an object-oriented simulation tool for advanced modeling of materials and structures, Acta Polytechnica. 6 (2012)

34 Vliv protismršťovací přísady na dlouhodobý vývoj dynamických parametrů alkalicky aktivované strusky ALEXA Martin 1,a, KOCÁB Dalibor 1,b*, KUCHARCZYKOVÁ Barbara 1,c, KOTRLA Jan 2,d 1 Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Veveří 331/95, Brno 2 Vysoké učení technické v Brně, Fakulta chemická, Purkyňova 464/118, Brno a matin.alexa@vutbr.cz, b dalibor.kocab@vutbr.cz, c barbara.kucharczykova@vutbr.cz, d xckotrla@fch.vut.cz Klíčová slova: Alkalicky aktivovaná struska, dynamický modul pružnosti, ultrazvuková impulzová metoda, rezonanční metoda Abstrakt. Příspěvek pojednává o experimentálním stanovení vlivu protismršťovací přísady na dlouhodobý vývoj dynamických parametrů malt na bázi alkalicky aktivované strusky (AAS). Pro potřeby experimentu byly připraveny dvě AAS malty jedna bez a druhá s protismršťovací přísadou. Na zkušebních tělesech (trámečky s rozměry mm) byl sledován vývoj dynamických modulů pružnosti v časovém rozmezí 3 dny až 2 roky, a to s využitím ultrazvukové impulzové a rezonanční metody. Ačkoliv provedená statistická analýza výsledků neprokázala vliv protismršťovací přísady na konečné hodnoty dynamických modulů pružnosti, provedená měření u obou malt ukázala velmi zajímavý trend vývoje těchto charakteristik v čase, který je zcela odlišný od trendů obvyklých u kompozitů na bázi cementu. Úvod Smršťování, možnosti jeho omezení či zmírnění následků tohoto jevu jsou klíčovou otázkou při vývoji všech typů kompozitních materiálů. Hodnota smršťování je ovlivněna zejména složením a způsobem vytvrzování samotného kompozitu, přičemž podstatnou roli zde hraje typ pojiva a průběh hydratačních reakcí [1,2]. Alkalicky aktivovaná pojiva, jakožto jedna z možných alternativ náhrady pojivové složky betonu, jsou zkoumána již od 60. let 20. století [3]. Ukázalo se, že vlastnosti a chování výsledných alkalicky aktivovaných materiálů jsou silně závislé jak na typu vstupní suroviny určené pro alkalickou aktivaci tak na aktivátoru samotném a na vzájemném poměru obou složek [4]. Kompozit na bázi alkalicky aktivované strusky, kterým se tento příspěvek zabývá, v některých případech dosahuje lepších výsledků než kompozity na bázi portlandského cementu (PC) konkrétně např. u vlastností, jako je trvanlivost, vyšší odolnost proti vysokým teplotám, nižší hydratační teplo, nebo kvalitnější tranzitní zóna mezi pojivem a plnivem [5]. Mezi největší nevýhody AAS kompozitu patří zejména vysoké hodnoty smrštění a rychlé tuhnutí, a to především pokud je použito jako aktivátor vodní sklo [6-8]. I přes snahu mnohých výzkumů popsat tyto kompozity zejména z hlediska hydratačních procesů nebo mechanických vlastností [9-11], zůstávají některé otázky ohledně jejich chování stále otevřené. Smrštění vysycháním, kterým AAS ve srovnání s PC trpí několikanásobně více [12,13], způsobuje u AAS materiálů vysoké vnitřní pnutí, které lokálně překračuje pevnost v tahu, a má tak za následek vývoj mikrotrhlin ve struktuře kompozitu. Tento jev může způsobit pokles pevnostních i pružnostních parametrů. Sledování změn ve struktuře kompozitu a jejich případný vývoj pomocí statických zkoušek je poměrně složité a náročné jak z časového hlediska, tak z hlediska potřeby velkého množství zkušebních těles. Poměrné složitá úloha je i samotná volba vhodné statické zkoušky. Z výše uvedených důvodů je pro sledování změn struktury materiálu velmi výhodné využití nedestruktivních zkušebních metod, založených na šíření mechanických vln nebo vynuceném kmitání zkušebního tělesa. Použitím těchto metod lze zjistit vývoj dynamických modulů pružnosti (v tahu/tlaku, ohybu či smyku), jejichž hodnoty jsou změnami ve struktuře materiálu přímo ovlivněny. Dílčí výsledky měření a jejich vyhodnocení ve stáří 3 až 28 dní byly autory publikovány již dříve v příspěvku [14].

35 Zkušenosti nicméně ukázaly, že vliv protismršťovacích přísad (PSP) je vhodné sledovat v delším časovém horizontu. Doporučená doba je minimálně 90 dní. Experiment Materiál a zkušební tělesa. Hlavním cílem popisovaného experimentu bylo stanovit vliv protismršťovací přísady na dlouhodobé chování AAS materiálů z pohledu vývoje jejich dynamických modulů. Pro provedené laboratorní zkoušky byly připraveny dvě malty, pro jejichž výrobu byla jako pojivo použita vysokopecní granulovaná struska alkalicky aktivovaná vodním sklem. Výrobcem použité strusky je firma KOTOUČ ŠTRAMBERK, spol. s r. o. a vodního skla (Na2O + SiO2 + H2O) firma Vodní sklo, a.s. Dávkování vodního skla bylo zvoleno tak, aby jeho složka Na2O odpovídala 10 % hmotnosti strusky, což vedlo k výslednému vodnímu součiniteli 0,42 (do výpočtu je zahrnuta i voda obsažená ve vodním skle). Jako plnivo byl použit normalizovaný křemenný písek CEN s frakcí 0 2 mm. Hmotnost písku v maltách odpovídala trojnásobku hmotnosti strusky. Základní složky a jejich poměry byly u obou malt shodné jediný rozdíl v jejich recepturách byla přísada pro redukci smrštění (komerčně dostupná přísada Stachement AC600) první AAS malta přísadu neobsahovala, do druhé AAS malty byla PSP dávkována v množství 2 % z hmotnosti strusky. Jednotlivé složky AAS materiálů byly do míchačky přidávány v pořadí písek, struska a voda s vodním sklem a případně s protismršťovací přísadou. Malty byly míchány celkově 5 minut rychlostí 30 otáček za minutu. Pro plánovaná měření byla z každé malty vyrobena sada 9 zkušebních těles o jmenovitých rozměrech mm. K výrobě zkušebních těles byly použity plastové formy ze speciálního plastu hakorit a poté byla zkušební tělesa uložena do laboratorního prostředí se stálými podmínkami okolního prostředí teplotou (21 ± 2) C a relativní vlhkostí vzduchu (60 ± 10) % kde zrála bez přikrytí či jiného ošetřování po dobu 72 hodin. Tento způsob zrání byl zvolen záměrně pro podtržení případného vlivu PSP. Po vyjmutí z forem byla zkušební tělesa uložena do stejných podmínek nadále bez ošetřování, kde zrála po dobu 2 let. Zkušební metody. Sledovanými dynamickými parametry byly Youngův modul E a modul pružnosti ve smyku G. Ke stanovení uvedených parametrů AAS malt byly využity dvě nedestruktivní metody ultrazvuková impulzová a rezonanční. Základním principem ultrazvukové (UZ) impulzové metody je soustavné vysílání UZ impulzů do zkoušeného materiálu ve velmi krátkých časových intervalech. Pomocí přístroje Pundit PL-200 s dvěma 150kHz sondami, z nichž jedna je vysílač (T) a druhá přijímač (R), byla určena doba průchodu ultrazvukového vlnění AAS materiálem ve třech podélných liniích zkušebního tělesa (viz Obr. 1a). Následně byla vypočtena rychlost šíření ultrazvukového vlnění materiálem vl, pomocí níž je možné stanovit Youngův modul Ecu dle vztahu: E cu = ρ v 2 L (1+μ) (1 2 μ), (1) 1 μ kde Ecu je dynamický Youngův modul v MPa, ρ je objemová hmotnost v kg/m 3, vl je rychlost ultrazvukového vlnění v km a μ je dynamická hodnota Poissonova čísla. K určení dynamických modulů pružnosti použitých malt byla využita také rezonanční metoda, která funguje na principu rozkmitání tělesa a hledání příslušných vlastních frekvencí kmitání. Zkušební tělesa byla rozkmitána mechanickým impulzem, který byl vyvozen úderem impakt kladívka (IH), a vlastní frekvence byly snímány pomocí osciloskopu Handyscope HS4 se snímači akustické emise a softwarem fungujícím na principu rychlé Fourierovy transformace dle Obr. 1b. Ze zjištěných vlastních frekvencí lze poté vypočítat Youngův modul buď ze vztahu: E crl = 4 L 2 f L 2 ρ, (2) kde EcrL je dynamický Youngův modul v MPa, L je délka zkušebního tělesa v m, fl je naměřená vlastní frekvence podélného kmitání v khz a ρ je objemová hmotnost materiálů v kg/m 3, anebo ze vztahu:

36 E crf = 0,0789 c 1 L 4 f f 2 ρ i 2, (3) kde Ecrf je dynamický Youngův modul v MPa, c1 je korekční součinitel, L je délka zkušebního tělesa v m, ff je naměřená vlastní frekvence příčného kmitání v khz, ρ je objemová hmotnost materiálu v kg/m 3 a i je poloměr setrvačnosti průřezu zkušebního tělesa v m. Z výstupů rezonanční metody je možné také vypočítat dynamický modul pružnosti ve smyku dle vztahu: G cr = 4 k L 2 f t 2 ρ, (4) kde Gcr je dynamický modul pružnosti ve smyku v MPa, k je součinitel závislý na tvaru průřezu zkušebního tělesa, L je délka zkušebního tělesa v m, ft je naměřená vlastní frekvence kroutivého kmitání v khz a ρ je objemová hmotnost materiálů v kg/m 3. Na všech devíti zkušebních tělesech obou AAS malt byly dynamické parametry včetně objemové hmotnosti stanoveny ve stáří 3, 7, 14 a 28 dní. Po 28 dnech zrání materiálů byl na třech zkušebních tělesech stanoven statický Youngův modul pomocí tlakového namáhání. Na zbývajících šesti zkušebních tělesech každé sady byly dynamické parametry určeny ve stáří 90, 180, 365 a 730 dní. Nastavení přístroje Pundit PL-200 bylo po celou dobu experimentu stejné gain: 2x a voltage: 100 V. Také nastavení rezonanční metody se v průběhu celého období měření neměnilo. Dynamické Poissonovo číslo bylo pro výpočet dle vztahu (1) uvažováno z výsledků rezonanční metody. Obr. 1 a) Schéma měření ultrazvukovou impulzovou metodou (T vysílač, R snímač); b) schéma měření rezonanční metodou (S snímač akustické emise, IH impakt kladívko) Výsledky a diskuze Dosažené výsledky dynamických parametrů obou AAS malt jsou ve formě krabicových grafů zobrazeny na Obr. 2 až Obr. 5. Pro zhodnocení vlivu protismršťovací přísady byla nejdříve u všech souborů dat, tedy na devíti či šesti hodnotách jednotlivých parametrů v jednotlivých termínech, ověřena normalita dat na hladině významnosti 0,05. Dále bylo provedeno statistické porovnání výsledků zkoušek dvouvýběrovým t-testem na hladině významnosti 0,05. Provedené statistické testy byly nastaveny tak, aby bylo možné posoudit rovnost středních hodnot výsledků zkoušek. Porovnávány byly všechny výsledky ve všech stářích AAS malty bez PSP (AAS-1) s analogickými výsledky AAS malty s protismršťovací přísadou (AAS-2). V případě zamítnutí hypotézy lze považovat sady výsledků za statisticky významně odlišné. Výsledky statistické analýzy jsou uvedeny v Tab. 1. Z dat je možné vidět, že žádná z použitých malt nedosahuje statisticky významně vyšších hodnot žádného sledovaného parametru po celou dobu experimentu. Vliv PSP na dynamické moduly pružnosti malt s alkalicky aktivovanou struskou není možné v tomto případě jednoznačně určit či kvantifikovat. Během prvních 14 dní zrání obou materiálů se výsledky Youngova modulu stanoveného pomocí UZ impulzové metody statisticky významně neliší a u ostatních parametrů vykazuje vyšších hodnot malta bez PSP. Ve stáří 28 až 180 dní nelze pozorovat žádný jednoznačný trend, ovšem ve stáří 1 rok je situace opačná než během prvních 14 dní zrání. Vyšších hodnot sledovaných parametrů dosahuje malta s PSP, s výjimkou Youngova modulu stanoveného pomocí rezonanční metody (z podélného kmitání), kdy se výsledky obou malt statisticky významně neliší. Ve stáří 2 roky již opět záleží na sledovaném parametru dvě sledované vlastnosti dosahují statisticky významně vyšších hodnot u AAS malty s PSP, zatímco zbývající dvě naopak u AAS malty bez PSP.

37 Tab. 1 Statistické porovnání výsledků zkoušek malty s a bez PSP: výsledky se statisticky významně neliší je znázorněno jako AAS-1 AAS-2 ; výsledky se statisticky významně liší je znázorněno nerovností, která uvádí, které hodnoty jsou vyšší Stáří [dny] Ecu EcrL Ecrf Gcr 3 AAS-1 AAS-2 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 > AAS-2 7 AAS-1 AAS-2 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 > AAS-2 14 AAS-1 AAS-2 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 > AAS-2 28 AAS-1 < AAS-2 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 > AAS-2 90 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 AAS AAS-1 < AAS-2 AAS-1 < AAS-2 AAS-1 < AAS-2 AAS-1 < AAS AAS-1 < AAS-2 AAS-1 AAS-2 AAS-1 < AAS-2 AAS-1 < AAS AAS-1 > AAS-2 AAS-1 > AAS-2 AAS-1 < AAS-2 AAS-1 < AAS-2 Obr. 2 Krabicový graf vývoje Youngova modulu Ecu v čase Obr. 3 Krabicový graf vývoje Youngova modulu EcrL v čase

38 Obr. 4 Krabicový graf vývoje Youngova modulu Ecrf v čase Obr. 5 Krabicový graf vývoje modulu pružnosti ve smyku Gcr v čase Velmi zajímavý je vývoj sledovaných parametrů v experimentu použitých AAS malt v čase, viz Obr. 6 a Obr. 7. Vývoj je uveden v procentech, přičemž jako 100 % byla u všech parametrů uvažována jejich průměrná hodnota ve stáří 28 dní. Během prvních 28 dní je možný sledovat nárůst všech parametrů u obou malt. Již ve stáří 3 dny dosahuje Youngův modul u obou malt hodnoty více než 80 % z 28denních výsledků, modul pružnosti ve smyku poté více než 70 %. Po 28 dnech stáří však dochází k poměrně výraznému poklesu všech sledovaných parametrů. Zde se začíná AAS malta s PSP odlišovat od AAS malty bez PSP. Obr. 6 Vývoj Youngova modulu Ecu a EcrL v čase, hodnota ve 28 dnech stáří uvažována jako 100 %

39 Obr. 7 Vývoj Youngova modulu Ecrf a modulu pružnosti ve smyku Gcr v čase, hodnota ve 28 dnech stáří uvažována jako 100 % U malty s PSP poklesly hodnoty Youngova modulu pod úroveň 3denních výsledků až k hodnotě 70 %, ovšem poté následuje opětovný pozvolný nárůst Ecu a EcrL dosahují ve 2 letech stáří hodnoty přibližně 90 % z 28denních hodnot, Ecrf a Gcr dokonce více než 100 %. Pokles všech parametrů u malty bez PSP pokračuje až do stáří 180 dní, přičemž nejvyšší hodnota poklesu je u všech parametru výraznější než u malty s protismršťovací přísadou. Poté i u malty AAS dochází k opětovnému růstu sledovaných parametrů, přičemž u Ecu a EcrL je tento trend výraznější než u malty AAS-1. Závěr Závěrem je možné konstatovat, že vliv protismršťovací přísady na dynamické moduly pružnosti použitých malt na bázi alkalicky aktivované strusky nebyl statisticky prokázán. Velmi zajímavý je však samotný trend vývoje dynamických Youngových modulů i modulu pružnosti ve smyku. Během prvních 28 dní dochází k nárůstu sledovaných parametrů, ovšem poté následuje poměrně znatelný pokles, což platí pro maltu s i bez protismršťovací přísady. Zatímco AAS malta s přísadou vykazuje po 90 dnech zrání opětovný nárůst sledovaných parametrů, u AAS malty bez přísady dochází k dalšímu poklesu a nárůst zjišťovaných dynamických vlastností byl zaznamenán až po 180 dnech zrání. Poděkování Tento příspěvek vznikl za podpory projektu GAČR č. GA S Experimentální analýza objemových změn cementových kompozitů v raném stádiu tuhnutí a vnitřního projektu VUT č. FAST/FCH-J Snižování chemického a autogenního smrštění alkalicky aktivované strusky (AAS). Autoři Ing. Martin Alexa, Ing. Dalibor Kocáb, Ph.D.; Ing. Barbara Kucharczyková, Ph.D.; Ing. Jan Kotrla Literatura [1] H. Ye and A. Radlińska, Shrinkage mitigation strategies in alkali-activated slag, Cem. Concr. Res., 101 (2017), [2] P. Acker, Swelling, shrinkage and creep: a mechanical approach to cement hydration, Materials and Structures, 37, 4 (2004), [3] J. L. Provis and J. S. J. van Deventer (Eds.), Alkali Activated Materials: State-of-the-art report, RILEM TC 224-AAM, 13, Springer, 2014.

40 [4] Y. Ding, J.-G. Dai and C.-J. Shi, Mechanical properties of alkali-activated concrete: A state-ofthe-art review, Con. Build. Mat., 127 (2016), [5] V. Bílek Jr., L. Kalina, R. Novotný, J. Tkacz and L. Pařízek, Some Issues of Shrinkage-Reducing Admixtures Application in Alkali-Activated Slag Systems, Materials, 9, 6 (2016), 462. [6] M. Palacios and F. Puertas, Effectiveness of Mixing Time on Hardened Properties of Waterglass- Activated Slag Pastes and Mortars, ACI Materials Journal, 108 (2011), [7] B. Kucharczyková et al., Shrinkage of Fine-Grained Composites Based on Alkali-Activated Slag, Key Engineering Materials, 761 (2018), [8] V. Bílek Jr., L. Kalina, J. Koplík, M. Mončeková and R. Novotný, Effect of a combination of fly ash and shrinkage-reducing additives on the properties of alkali-activated slag-based mortars, Mater. Technol., 50, 5 (2016), [9] F. Collins and J. Sanjayan, Workability and mechanical properties of alkali activated slag concrete, Cem. Concr. Res., 29 (1999), [10] C. J. Shi and R. L. Day, A calorimetric study of early hydration of alkali-slag cements, Cem. Concr. Res., 25, 6 (1995), [11] F. Collins and J. Sanjayan, Cracking tendency of alkali-activated slag concrete subjected to restrained shrinkage, Cem. Concr. Res., 30, 5 (2000), [12] A. A. Melo Neto, M. A. Cincotto and W. Repette, Drying and autogenous shrinkage of pastes and mortars with activated slag cement. Cem. Concr. Res., 38, 4 (2008), [13] F. Collins and J. G. Sanjayan, Effect of pore size distribution on drying shrinkage of alkaliactivated slag concrete. Cem. Concr. Res., 30, 9 (2000), [14] D. Kocáb et al., Experimental Analysis of the Development of Compressive Strength, Modulus of Elasticity and Acoustic Emission Parameters of Alkali-Activated Composites, Key Engineering Materials, 760 (2018),

41 Vylehčený fasádní panel z UHPC s LED obrazovkou ŽENÍŠEK Michal 1, 2, a *, VODIČKA Aleš 2, b, VLACH Tomáš 1, 2, c, LAIBLOVÁ Lenka 1, 2, d 1, 2, e a HÁJEK Petr 1 Fakulta stavební ČVUT v Praze, Thákurova 7, Praha 6, Česká republika 2 Univerzitní centrum energeticky efektivních budov ČVUT v Praze, Třinecká 1024, Buštěhrad, Česká republika a michal.zenisek@fsv.cvut.cz, b ales.vodicka@cvut.cz, c tomas.vlach@cvut.cz, d lenka.laiblova@cvut.cz, e petr.hajek@fsv.cvut.cz Klíčová slova: Fasádní panel, UHPC, LED diody, LED obrazovka. Abstrakt. Tento článek se zabývá vývojem vylehčeného fasádního panelu z UHPC, který může zároveň sloužit jako LED obrazovka. Výhodou tohoto řešení je především spojení obou zmíněných funkcí do jedné a díky tomu snadná možnost vytvoření LED obrazovky přímo na fasádě objektu. Článek popisuje zkušenosti z vývoje a výroby maloformátového prototypu fasádního panelu, včetně osazení LED diod a jejich elektrického zapojení. Výsledkem výzkumu je prototyp maloformátového vylehčeného fasádního panelu tloušťky 16 mm s LED obrazovkou pro zobrazování textu na dvou rovnoběžných řádcích. Díky kazetovému vylehčení je celková úspora materiálu a vlastní hmotnosti přibližně 58 % oproti plnému průřezu. Úvod Ultra-vysokohodnotné betony (UHPC) jsou moderní cementové kompozity, které se vyznačují velmi vysokou pevností a dlouhou trvanlivostí. Tyto dvě přednosti dělají z UHPC výborný materiál, který je možné použít v celé šíři aplikací z oblasti stavebnictví i architektury. Na druhé straně je však cena UHPC několikanásobně vyšší než u běžného betonu, a proto je jeho použití účelné pouze u těch nejnáročnějších staveb nebo tam, kde je požadavek na dlouhou trvanlivost. Velmi často také není z UHPC zhotovena celá stavba, ale pouze dílčí část, která je pro využití UHPC nejvíce vhodná. Jako příklad lze uvést spoje prefabrikovaných prvků, tenkostěnné fasádní prvky, schodiště, balkóny apod. Konstrukce a výrobky z UHPC jsou charakteristické svým subtilním provedením [1]. To je umožněno jednak díky vysoké pevnosti, ale také kvůli dalším specifickým vlastnostem. Velikost maximálního zrna kameniva bývá u většiny směsí UHPC velmi malá a nijak proto neomezuje vyztužení ani tvar prvku. Klasická ocelová výztuž může být nahrazena alternativními způsoby vyztužení, například pomocí technických textilií nebo rozptýlené výztuže (vlákna, mikrovlákna) [2]. Vysoký obsah cementu a nízká pórovitost dokáže zase lépe ochránit výztuž před korozními vlivy a je proto možné zmenšit tloušťku krytí výztuže betonem. Všechny tyto vlastnosti umožňují zmenšit rozměry prvků z UHPC. Ve výsledku tak dojde nejenom k poklesu vlastní hmotnosti prvku, ale také jeho ceny vlivem nižší spotřeby materiálu [3]. Výroba tenkostěnných panelů z UHPC je v poslední době velmi populární. Hlavní snahou většiny výrobců přitom zůstává dosažení předepsaných vlastností při současné minimální hmotnosti panelu. V dnešní době jsou tak k vidění fasádní panely tloušťky 9 mm [4]. Zmenšovat tloušťku však nelze donekonečna, a proto se s úspěchem využívají i jiné metody, jak snížit vlastní hmotnost panelu. Příkladem může být vylehčení panelu polystyrenem [5] nebo vyztužení pomocí žeber [6]. Popis panelu a jeho výroba Tato práce se zabývá vylehčeným fasádním panelem o rozměrech mm z UHPC s LED obrazovkou. Vylehčení je realizováno zeslabením panelu na 5 mm na přední straně a vyztužením pomocí 11 mm vysokých žeber na zadní straně. Výztužná žebra jsou kónická, tloušťky 6-9 mm a

42 jsou orientována ve dvou na sebe kolmých směrech s osovou vzdáleností 50 mm. Prostor mezi žebry je využit k osazení LED diod v pravidelném rastru po 16,7 mm, jejich vzájemnému propojení a vytvoření LED obrazovky na přední straně panelu. Oproti plnému průřezu tak úspora materiálu a hmotnosti činí více než 58 %. Celkové geometrické uspořádání panelu je vidět z řezu na obrázku 1. Obr. 1. Řez panelem Tvar panelu prošel v rámci vývoje postupnou optimalizací. Výsledné řešení je snahou o kompromis mezi různými požadavky během výroby i při jeho následném umístění na fasádě. V prvé řadě je potřeba zajistit dostatečnou tuhost panelu proti tlaku a sání větru na fasádě. Vzdálenost výztužných žeber proto nemůže být příliš velká, aby byla zajištěna dostatečná tuhost, ale ani příliš malá s ohledem na dosažení co nejvyšší míry vylehčení. Rozmístění žeber také silně ovlivňuje způsob vyztužení panelu. Bylo uvažováno jak s použitím rozptýlené výztuže (vlákna, mikrovlákna), tak s použitím textilní výztuže, která se nakonec ukázala jako vhodnější. Hlavní výhoda spočívá v zajištění vyšší tuhosti panelu a v rovnoměrné kvalitě vyztužení. V případě použití rozptýlené výztuže je sice možné vytvořit žebra v podstatě jakéhokoliv tvaru, ale i při vysokém zastoupení vláken (120 kg/m 3 ) byla celková ohybová tuhost výrazně menší. K dalším nevýhodám patří i zhoršení zpracovatelnosti a riziko nerovnoměrného vyztužení. Proto bylo nakonec upřednostněno použití textilní výztuže. Na počátku výzkumu byly testovány textilní výztuže z materiálů na bázi skla, uhlíku a čediče [6]. Tyto výztuže musely být pro účely výzkumu ručně vyrobeny, neboť komerčně dostupné produkty neodpovídaly svým provedením tvaru panelu. Osová vzdálenost žeber a stejně tak i LED diod byla v první tvarové alternativě panelu 24 mm, tzn. mezi žebry byla umístěna pouze jedna LED dioda. Z hlediska kvality obrazu by takový rozestup LED diod vyžadoval velkou vzdálenost pozorovatele od obrazu. Z těchto důvodů bylo hledáno nové řešení, které nakonec vyústilo v rozmístění žeber po 50 mm s rozestupem LED diod po 16,7 mm (Obr. 1). Osová vzdálenost žeber 50 mm byla zvolena záměrně. Kromě textilních výztuží, které by musely být opět ručně vyrobeny, bylo možné totiž využít i komerčně dostupné svařované sítě z ocelového drátu. Toto řešení se nakonec ukázalo jako nejlepší, a to jak z hlediska ceny, tak z hlediska výroby. Tab. 1: Použitá směs Materiál [kg/m 3 ] Poměr složek Cement 42,5 R Mikrosilika 40 0,06 Křemenný písek 0/0,6 mm ,85 Křemenná moučka 250 0,38 Superplastifikátory 25 0,04 Voda 182 0,28 Směs UHPC byla během vývoje panelu postupně laděna až do finální podoby (Tab. 1). Z hlediska požadovaných vlastností bylo jednoznačně nejdůležitějším úkolem dosáhnout vysokého stupně konzistence, aby došlo k řádnému probetonování žeber a povrch panelu byl dostatečně hladký. Naopak vysoká pevnost betonu není pro funkčnost panelu natolik zásadní, neboť panel bude

43 na fasádě namáhán hlavně ohybem, kterou zajišťuje především vložená výztuž. Vodní součinitel směsi byl proto upraven z obvyklých hodnot 0,25 až na 0,28 a obsah cementu a mikrosiliky snížen. Jako nepostradatelné (opět kvůli řádnému probetonování žeber) bylo použití pouze jemných frakcí kameniva. Z tohoto důvodu byl použit křemenný písek s velikostí maximálního zrna 0,6 mm. Obr. 2. Připravená forma (vlevo), forma po betonáži (vpravo) Výroba panelu probíhala litím směsi UHPC do předem připravené formy a krátkým zavibrováním na vibračním stole. Panel byl během betonáže orientován pohledovou stranou vzhůru a vzhledem k vysokému stupni konzistence UHPC nebylo potřeba pohledovou stranu nijak hladit (Obr. 2). Výztuž byla do formy vkládána už před zalitím směsí a díky krátkému zavibrování došlo ke zcela spolehlivému probetonování žeber. Testován byl i opačný přístup, tedy zatlačování výztuže až po vylití směsi UHPC do formy. Tento postup se však neosvědčil, neboť vysoká viskozita směsi účinně bránila zatlačení výztuže do formy. Obr. 3. Přední strana panelu

44 Osazení LED diod do panelu předcházelo vytvoření vlastních otvorů pro LED diody. Ty mohly být do panelu zřízeny dvojím způsobem: pomocí razidla již při betonáži nebo až na ztvrdlém vzorku vyříznutím pomocí vodního paprsku. První způsob spočívá v zaražení speciálního razidla do panelu během betonáže a opětovném vytažení po několika hodinách, kdy už směs začíná tvrdnout. Toto řešení je sice velmi levné, ale klade zvýšené nároky na přesné umístění razidla při betonáži. Naproti tomu druhý způsob, vyříznutí otvorů vodním paprskem, je mnohem dražší, ale výsledná kvalita provedení otvorů je na vyšší úrovni. Do takto připravených otvorů v panelu byly poté osazeny LED diody o průměru 5 mm a jejich poloha byla zafixována tavným lepidlem. Výhodou tohoto řešení je možnost snadné opravy v případě potřeby, neboť tavné lepidlo lze z betonu poměrně snadno odstranit. Nelze proto doporučit například epoxidové pryskyřice, u kterých hrozí navíc i riziko protečení pryskyřice otvory kolem LED diod. LED obrazovka LED panel se skládá ze 2 polí nad sebou, každé o 10 řádcích a 32 sloupcích, tedy celkem 20 řádků a 32 sloupců (Obr. 3 a 4). Každý jednotlivý řádek i sloupec je reprezentován samostatným vodičem, který není s žádným dalším nikde vodivě spojen. V každém místě křížení řádkového a sloupcového vodiče je umístěna LED dioda jedním vývodem (anodou kladný pól) na řádkový vodič a druhým vývodem (katodou záporný pól) na sloupcový vodič. Tímto způsobem je maticově zapojeno celkem 640 LED diod. Obr. 4. Zadní strana panelu Maticový displej umožňuje rozsvěcet jednotlivé body (pixely) aktivováním příslušného řádku a příslušného sloupce. Je rovněž možné rozsvítit více pixelů současně, pokud se pixely nachází ve

45 shodném řádku nebo sloupci. Zobrazovaný obraz je vykreslován sekvenčně řádek po řádku, kdy se každý řádek zobrazí na pouhou 1 ms (časový multiplex). Celý obraz je tím vykreslen za 20 ms. Toto přepínání řádků probíhá neustále dokola, aby byl obsah displeje zachován. Relativně pomalé lidské oko není schopné tyto změny obrazu zachytit a obraz se mu tak jeví jako statický bez přerušování. Kontinuální proudový odběr jedné samostatné diody je maximálně 20 ma. Časový multiplex nechává diodu rozsvícenou pouze 1/20 doby trvání snímku což se samozřejmě negativně projeví na snížení jasu LED diody. LED diodu je možné krátkodobě přetížit až pětinásobným proudem (100 ma). Tím lze kompenzovat pokles svítivosti LED diod. I když je svítivost stále nižší než maximální možná, je naprosto dostatečná pro dobrou čitelnost displeje. Celá sestava displeje je napájena ze zdroje 5 V. Maximální proud při plně rozsvíceném displeji je 3,2 A a příkon celého rozsvíceného displeje s maximálním možným jasem je tedy 16 W (proudový odběr veškeré další elektroniky je v porovnání s displejem zanedbatelný). O řízení maticového displeje se stará mikrokontrolér Arduino UNO, který byl pro obsluhu tohoto displeje naprogramován (Obr. 5). Protože Arduino UNO nemá dostatek pinů pro připojení všech řádků (20) a všech sloupců (32), byla pro obsluhu maticového displeje vyrobena elektronika redukující počet potřebných pinů na 3 pro řádky a 3 pro sloupce. Toho bylo docíleno použitím posuvných registrů, které převádějí sériově řazenou informaci odesílanou z mikrokontroléru na paralelní vedoucí k jednotlivým řádkům/sloupcům a tím efektivně rozšiřují počet výstupních pinů mikrokontroléru. Každý z těchto jednotlivých posuvných registrů disponuje jen 8 výstupy a tak muselo být několik těchto registrů řazeno kaskádně za sebe. Pro řádky jsou tak potřebné 3 tyto registry a pro sloupce 4 registry. Obr. 5. Blokové schéma zapojení panelu

46 Program pro obsluhu Arduino UNO je napsaný v jazyce C. Kód obsahuje znakovou sadu pro snadné zobrazení písmen a číslic. V paměti mikrokontroléru je pak uložený textový řetězec, který je na dvou řádcích následně zobrazován. V případě že je text delší, než je schopna šířka displeje pojmout, text se plynule pohybuje zprava do leva čímž je vytvořen efekt běžícího textu. Univerzálnost této implementace umožňuje snadné budoucí rozšíření například o zobrazení aktuálního data a času či zobrazení informací z nadřazeného systému. Závěr Předmětem této práce byl vývoj a výroba maloformátového prototypu vylehčeného fasádního panelu z UHPC s LED obrazovkou. Hlavní snahou bylo nalézt optimální tvarové řešení mezi dostatečnou tuhostí, snadným vyztužením žeber a co nejhustším rozmístěním LED diod tvořících LED obrazovku. Výsledný panel má rozměry mm s celkovou tloušťkou 16 mm (5 mm deska, 11 mm žebra) a osovou vzdáleností žeber 50 mm. Díky tvarovému řešení je ve srovnání s plným průřezem dosaženo materiálové a hmotností úspory více než 58 %. LED obrazovka se skládá ze dvou rovnoběžných polí určených pro zobrazování textu. Její ovládání řídí mikrokontrolér Arduino UNO, který byl pro tento účel speciálně naprogramován. Poděkování Autoři děkují Univerzitnímu centru energeticky efektivních budov ČVUT v Praze za poskytnutí laboratoří k provádění experimentů. Tato práce vznikla za finanční podpory MŠMT v rámci programu NPU I č. LO1605 a za podpory grantu TAČR A124 - Subtilní betonový mobiliář pro železniční stavby. Literatura [1] E. Vicenzino, V.H. Perry, T.S. Chow, et. al., First use of UHPFRC in thin precast concrete roof shell for Canadian LRT station, PCI Journal, vol. 50 (2005), s [2] K. Hannawi, H. Bian, W. Prince-Agbodjan, et. al., Effect of different types of fibers on the microstructure and the mechanical behavior of Ultra-High Performance Fiber-Reinforced Concretes, Composites Part B, vol. 86 (2016), s , doi: /j.compositesb [3] M. Robentrost, G. Wight, Experience and Applications of Ultra-high Performance Concrete in Asia, Proceedings of Second International Symposium on Ultra High Performance Concrete, 2008, s [4] Dostupné z: [5] A. Chira, A. Kumar, T. Vlach, et. al., Textile-reinforced concrete facade panels with rigid foam core prisms, Journal of Sandwich Structures & Materials, vol 18 (2015), s , doi: / [6] L. Laiblová, T. Vlach, M. Ženíšek, et. al., Lightweight TRC Facade Panels with the LEDs, Special Concrete and Composites 2017, Key Engineering Materials, vol 760 (2017), s , doi: /

47 Potenciál využití mikrobiálního metabolismu anorganických látek v betonech se samohojivým účinkem MIKEŠ Jiří 1, a * 1 TERAMED, s.r.o. Nad Kamínkou 1345, Praha 5 a mikes@teramed.cz Klíčová slova: Samohojivý materiál, beton, lithotrofní metabolismus, biomineralizace Abstrakt. Biologicky iniciovaný samohojivý proces se v současnosti v kontextu nákladů a časové náročnosti oprav trhlin v betonech jeví jako jeden z perspektivních konceptů, které by se mohly v moderním pojetí stavebních technologií velmi dobře uplatnit. Základním principem je vyplňování trhlin v betonu pomocí uhličitanu vápenatého, jenž je metabolickým produktem některých skupin mikroorganismů. S ohledem na známé nebo nově objevované skutečnosti je mikrobiální kalcitace (biologická precipitace uhličitanu vápenatého) principiálně rozmanitým procesem odlišujícím se ve schopnostech konkrétních mikroorganismů tvořit pojivo, v nárocích na zdroje a v podmínkách prostředí, za nichž k němu může docházet. Příspěvek shrnuje dosavadní stav poznání a zároveň prezentuje cestu, která se primárně orientuje na minimalizaci organických zdrojů a preferenci anorganických komponent (lithoautotrofní metabolismus), s nimiž některé mikroorganismy dovedou účinně pracovat a využívat je ke svým fyziologickým projevům. Úspěšné etablování konceptu ve stavebnictví vyžaduje vyhovět nárokům a očekáváním stavebního inženýra a zároveň navození stavů, při nichž bude konkrétní mikroorganismus sehrávat roli užitečného biologického činitele. Úvod Zevrubný pohled na stav problematiky samohojivých materiálů ukazuje, že tímto tématem se v oblasti materiálového inženýrství zabývá již relativně dlouho řada výzkumných skupin, zejména v oblasti materiálů konstrukčního charakteru, betony nevyjímaje [1]. Přístup založený na biologických principech za účelem získat ekonomicky, environmentálně a funkčně efektivní řešení rezonuje napříč výstupy vědeckých prací velmi intenzivně zejména v uplynulých deseti letech [2]. Zjednodušeně lze uvést, že charakter přístupů v tomto typu interdisciplinární práce (propojení mikrobiologie, environmentálních oborů a materiálového inženýrství pro stavebnictví) vyniká velkou komplexitou, kterou určuje zejména pestrost uplatnění vhodných mikrobiálních taxonů, skladby živin, zdrojů vápníků a způsobů, jak zajistit mikroorganismům nejenom optimální podmínky pro přežití, ale zejména pro jejich metabolickou aktivaci v momentě, kdy dojde k poškození betonu. Narušení pevnosti formou trhlin a prasklin představuje moment, jenž by měl být spouštěcím mechanismem pro samohojivý proces. V následujícím textu jsou stručně shrnuty dosavadní poznatky týkající se vývoje samohojivých betonů, dále jsou doplněny o znalosti získané studiem mikroorganismů disponujících zejména v přirozených podmínkách schopností tvořit kalcit a v neposlední řadě referuje o potenciálu uplatnění těch mikroorganismů, jejichž náročnost je v úzkém souladu s očekáváními, která by samohojivý beton mít měl (minimalizace negativního vlivu na mechanické a fyzikální vlastnosti betonu, zjednodušení jeho výroby a garance funkčnosti). Společnost TERAMED, s.r.o. profituje při této práci ze zkušeností získaných aktivním uplatňováním biologických metod při nápravě škod na životním prostředí a ze studia procesů, které se mohou především uplatnit v rámci environmentálního inženýrství. Existující styčná plocha se stavebnictvím jasně dokumentuje přenositelnost konceptů založených na znalosti přirozených procesů a možnostech, jak je inženýrsky zužitkovat v rámci inovací mimo jiné i v oblasti konstrukčních materiálů.

48 Stručný přehled dosavadního stavu problematiky Beton představuje jeden z nejběžnějších stavebních materiálů, který nalézá uplatnění v mnoha praktických aplikacích (konstrukce staveb, zásobníků, přehradních hrází, silnic, mostů, tunelů nebo podzemní infrastruktury). V podstatě se jedná o kombinaci plniv, pojiva a vody. Pojivo zastupuje cement, který váže agregáty a vyplňuje dutiny mezi hrubými a jemnými částicemi. K přednostem betonu se řadí odolnost v tlaku, dostupnost, trvanlivost, kompatibilita s různými typy výztuží, nízká cena, jednoduchá příprava a možnost tvarovat ho do požadovaných forem a velikostí. K jeho největším nedostatkům pak patří vysoká náklonnost tvořit trhliny, jejichž prostřednictvím se jiné agresivní látky dostávají do jeho struktury. Trhliny jako takové pak znamenají nejzávažnější příčinu jeho deteriorace a poklesu trvanlivosti v podobě neudržení požadovaných vlastností. Trhliny se vyskytují v plastické i tvrzené podobě, plastickou způsobují otřesy, plastické sesedání a smršťování, tvrzené má na svědomí zvětrávání, vysychání, chyby v návrhu složení směsi, nežádoucí chemické reakce, přetížení nebo vnější zatěžování [3]. Betonové konstrukce trpí poměrně nízkou pevností v tahu a tažností. Řešením nízké pevnosti v tahu a slabé tvárnosti je zesílení výztuží v podobě např. ocelových tyčí. Výztuže mají pozitivní účinek na omezení šířky trhlin regulováním plastického smršťování, nicméně nemohou zabránit tvorbě trhlin. Trhliny by neměly ovlivňovat pevnost betonu v raných stádiích, jejich tvorba však může zvýšit riziko v dlouhodobé životnosti betonu [4]. Ročně stojí opravy betonu nemalé částky [5]. Přímé náklady na opravy trhlin a údržbu se odhadují na 147 USD / m 3 betonu, na vzdory skutečnosti, že náklady na betonové konstrukce se pohybují mezi 65 až 80 USD / m 3 [6]. Preventivní přístupy vedoucí k omezování tvorby trhlin v raném stádiu proto představují velmi aktuální téma. Ošetřován trhlin a pórů v betonu lze obecně rozdělit na přístup pasivní a aktivní. Pasivní přístup se zabývá pouze trhlinami povrchovými, aktivní přístup by měl zohlednit trhliny vnitřní i vnější. Typickým příkladem nápravy povrchových trhlin a prevencí jejich vzniku je aplikace povrchových povlaků z různých chemických směsí a polymerních materiálů, čímž by se měla zvýšit trvanlivost betonu. U zjištěných trhlin pak lze aplikovat injektáž těsnících hmot na bázi epoxydových pryskyřic, vosků, kaučuků a polyurethanu [4]. Ačkoliv se jedná o velmi efektivní řešení v prodlužování životnosti betonových konstrukcí, existuje bezpočet omezení, která rozsah využití redukují. Většinou souvisejí s omezenou kompatibilitou těsnících hmot s betonem, jejich degradací účinkem povětrnostních jevů a odlišným chování během svého zrání a stárnutí [7]. Aktivní přístupy jsou založené na třech principech, které musí aktivovat okamžik vzniku trhliny. Jedná se o autogenní hojení betonu - kolmataci, o aplikaci hojícího činitele v podobě polymeru a o mikrobiální produkci uhličitanu vápenatého. Autogenní proces je vyvolán hydratací nehydratovaných části cementu nebo karbonizaci rozpuštěného hydroxidu vápenatého [8]. Úspěch této nápravy trhlin je silně determinován množstvím nehydratovaného cementu, dostupností vlhkosti a složením betonové směsi [9]. Hojitelné jsou pouze praskliny v rozmezí od 0,1 do 0,3 mm [10]. Praktickou cestou, jak zlepšit autogenní hojení, je snížení poměru vody k cementu, což však může přinášet nežádoucí vlastnosti betonu a komplikace v jeho výrobě. Zapouzdřený polymerní materiál přidaný do betonové směsi způsobí, že v případě vzniku trhliny a styku s vodou začne vznikat tuhnoucí pěna zaplňující prostor trhliny. Byly testovány mimo jiné i aplikace dutých vláken jako příklad ochranného pouzdra, ovšem v řadě případů se dokonce potvrdilo, že přispívají k rozšiřování existujících trhlin [11]. Obecnou podmínkou je ochrana hojícího činitele současně s minimálním vlivem na zpracovatelnost betonu a jeho mechanické vlastnosti, což činí z tohoto přístupu technologicky velmi náročný postup za současného stavu poznání. Pozornost vědců tak v poslední době přitahuje zejména přístup biotechnologický, založený na schopnosti některých mikroorganismů tvořit uhličitan vápenatý prostřednictvím biomineralizace. Biomineralizace (Obr. 1) se týká procesu tvorby minerálů pomocí biologických činitelů, zejména mikroorganismů, což je jev překvapivě hojně rozšířený v přírodě a podílí se nemalou měrou na geologickém formování Země [12]. Vyskytuje se v otevřených prostředích a je následkem nekontrolované metabolické aktivity mikroorganismů [13]. Ke srážení minerálů dochází v momentě styku kladně nabitých iontů se záporně nabitým povrchem buněčné stěny mikrobiální buňky.

49 Dochází k ní v anaerobních podmínkách nebo na rozhraní aerobního a anaerobního systému, účinnost procesu pak zásadně ovlivňuje koncentrace anorganického zdroje uhlíku, charakter nukleačních míst, ph, teplota a hodnota Hartreeho energie [14]. Biomineralizací může vznikat více typů minerálů - uhličitany, sulfidy, křemičitany a fosforečnany [15], ovšem z hlediska betonu je tvorba uhličitanu vápenatého touto cestou nejefektivnější. Obr. 1 Biomineralizační proces [16] Biomineralizace - srážení uhličitanu vápenatého Ke srážení uhličitanu vápenatého biologicky indukovanou cestou může docházet extracelulárně v důsledku dvou typů metabolických drah - autotrofní a heterotrofní. V přítomnosti oxidu uhličitého přeměňovaného na uhličitany se uskutečňuje autotrofní dráha. Zdroj uhlíku reprezentuje jeho anorganická forma. Známé jsou tři základní mechanismy, mezi které se řadí nemethylotrofní methanogeneze (methanogenní zástupci Archaea), oxygenní fotosyntéza (Cyanobacteria) a anoxygenní fotosyntéza (purpurové bakterie) [17]. V prvém případě dochází k redukci oxidu uhličitého vodíkem a vzniklý methan je oxidován pomocí síranové respirace, což vede ke vzniku uhličitanů a jejich srážení mimo buňku s vápenatými ionty. Proces je zajišťován konsorciem vhodných mikroorganismů a dochází k němu zejména v mořských sedimentech. V případě obou typů fotosyntézy, které se liší typem donoru elektronů (voda, resp. sulfan) potřebným k vytvoření formaldehydových jednotek z oxidu uhličitého, resp. z hydrogenuhličitanů a s tím spojenému vzniku uhličitanů za biologicky akcelerovaného zvýšení ph systému [18]. Praktickým limitem je potřeba světla a přítomnost oxidu uhličitého, což možnost uplatnění jako samohojivého nástroje značně omezuje. Heterotrofní bakterie používají organický zdroj uhlíku (organické kyseliny), který oxidují za vzniku oxidu uhličitého a zvýšení ph systému, což vytváří optimální podmínky pro vznik uhličitanu vápenatého, jsou-li přítomné vápenaté ionty. V tomto případě se na procesu vedle buněčné stěny podílejí i extracelulární polymerní látky (EPS) a proteiny, které přispívají ke srážecímu procesu uhličitanu vápenatého vznikajícím jak v podobě kalcitu, tak vateritu i aragonitu. V heterotrofním modelu se může uplatnit nejenom aerobní respirace, ale i síranová respirace a některé procesy metabolického cyklu dusíku - degradace močoviny, amonifikaci aminokyselin (oxidace na amoniak, oxid uhličitý a vodu) nebo formou disimilativní redukce dusičnanů [17]. Mezi nejčastěji uváděné látky, které se uplatnily v rámci studia biomineralizace uhličitanu vápenatého pro nápravu trhlin v betonu samohojivým postupem, se řadí mléčnan vápenatý, glutamát vápenatý, kvasničný extrakt, pepton, močovina, dusičnan vápenatý, chlorid vápenatý, živný bujón a octan vápenatý [16]. Z hlediska schopnosti dlouhodobého přežití v prostředí betonu se jako další klíčový nárok uvádí podmínka v podobě schopnosti daných mikroorganismů vytvářet endospory, ochranný obal doprovázený radikálním utlumením metabolických aktivit a fyziologických nároků do doby, než se podmínky prostředí změní na takové, které lze z jejich pohledu považovat za optimální. Mikroorganismy v betonové matrici Biotechnologický hojivý preparát se může ve struktuře betonu objevit (Obr. 2) v podobě (a) vaskulární sítě (analogie lidské kosti), může být (b) přímo vmíchán do betonové směsi nebo zapracován v (c) enkapsulované podobě (ochranný obal z materiálů, který zanikne v momentě jeho

50 styku s vodou nebo v důsledku mechanického poškození). V posledním zmíněném případě se akcentuje zejména nutnost zvýšit ochranu biologického činitele a živin za účelem prodloužení jejich životnosti a zajištění funkčnosti biologického řešení. Z hlediska mikroorganismů testovaných pro praktické použití v těchto aplikacích se nejčastěji objevují sporogenní zástupci rodu Bacillus, rodu Arthrobacter, Rhodococcus, denitrifikující zástupci z rodů Denitrobacillus, Thiobacillus, Pseudomonas, Spirillum, Achromobacter a Micrococcus. Obr. 2 Tři způsoby zapracování biotechnologického hojícího činitele do betonu [19] Potenciál metabolismu anorganických látek V rámci experimentální činnosti uskutečňované ve společnosti TERAMED, s.r.o. byl v rámci příspěvku k problematice samohojivých betonů kladen zásadní důraz na minimalizaci přítomnosti látek, u nichž je pravděpodobné negativní působení na beton a jeho vlastnosti, případně na výztuž betonu a její korozi. Bohužel se ukazuje, že současné vyhovění těmto podmínkám tak, aby mikroorganismy stále mohly v případě aktivace sehrát roli plnohodnotného biotechnologického činitele s jasně definovanou rolí, je nesmírně složité. V rámci dosavadní experimentální práce byla zaměřena pozornost na volbu metabolického typu konkrétního mikroorganismu, na fenomén mikrobiálních konsorcií a v neposlední řadě na alternace v ochranných mechanismech za účelem zvýšení jejich odolnosti vůči agresivitě prostředí betonu. V rámci volby metabolického typu byla silně akcentována tzv. lithotrofie, která představuje metabolický typ, kdy na pozici zdroje redukčního ekvivalentu (elektronů) figuruje anorganická látka. V přírodě ji nejčastěji představují redukované ionty kovů (železo, mangan), vodík, amonný iont, dusitany, sulfidy, elementární síra a jiné sloučeniny síry. Velmi unikátní schopnost mikroorganismů spočívá ve využití synproporciační reakce, kdy stejná látka v odlišných oxidačních stavech podléhá redoxní reakci v rámci metabolismu a vzniká látka v oxidačním stavu jednom jako metabolický produkt. Tohoto jevu se podařilo docílit u vlastního izolátu spadajícího mezi denitrifikující bakterie, který prokazoval výrazně lepší růstové vlastnosti za přídavku amonných iontů a dusičnanu vápenatého, než v případě růstu pouze v přítomnosti dusičnanů. Mikrobiální konsorcium bylo doplněno o zástupce rodu Thiobacillus, jehož úloha spočívala zejména v produkci extracelulárních polymerních látek. Do betonové směsi bylo konsorcium zapracováno v imobilizované podobě na jemném práškovém materiálu vytvořeném frakcionací přírodních zeolitů s přídavkem sulfidu sodného na povrchu částic (Obr. 3). Další metabolickou skupinou, která podstoupila testy z hlediska schopnosti uplatnit se při biologické opravě trhlin v betonu, byly tzv. kyanotrofní bakterie, které jako zdroj uhlíku dovedou využít kyanid a jeho sloučeniny. V rámci testů byl použit kyanid vápenatý, který se používá při těžbě zlata. Je vysoce pravděpodobné, že tato cesta nenalezne praktické uplatnění z bezpečnostních důvodů, nicméně se ukazuje, že právě tento typ substrátu v kombinaci s vysokou tolerancí vůči alkalickému prostředí představují pozoruhodný koncept v hledání biologického činitele pro samohojivé aplikace v betonech. Možným řešením by byla aplikace komplexních sloučenin

51 s kyanidovou skupinou v podobě vhodně navržených částic, která by pak představovala bezpečnější řešení. Obr. 3 Styk biologického činitele (lithotrofie) s povrchem betonu (vlevo po 30 dnech, vpravo po 90 dnech) Velký prostor je věnován ochraně vhodných mikroorganismů před agresivními podmínkami v betonové matrici, zejména vysoké hodnoty ph. Vedle systematické prospekce tzv. alkalofilních a alkalotolerantních mikroorganismů se schopností tvořit uhličitan vápenatý pomocí biomineralizace, je hledána forma nosiče nebo enkapsulačního materiálu, jenž by dokázal v bezprostředním buněčném okolí udržovat fyziologicky vhodné hodnoty ph. Závěr Fenomén samohojivých betonů poutá pozornost mikrobiologů i stavebních inženýrů z důvodů, které jsou zcela jednoznačné - nízkonákladová pojistka proti největším slabinám betonu jako konstrukčního materiálu. Práce publikované v uplynulých letech ukazují značnou rozmanitost v konceptech, které by v této oblasti mohly naleznout uplatnění. Z mikrobiologického hlediska je poměrně zřetelný profil vhodného kandidáta, jenž by mohl plnit roli biologického činitele v samohojivém procesu betonu: Autotrofní bakterie (zdroj uhlíku je anorganická látka), která disponuje vysoce vyvinutou oligotrofií (schopnost dlouhodobě hladovět a vyžadovat minimální dodávky živin), pokrývající energetické nároky oxidací jednoduchých, netoxických a se strukturou betonu neinterferujících anorganických látek (lithotrofie), schopná tvořit i exopolymerní látky jako sekundární nukleační centrum, tolerantní vůči vysokému ph (alkalofilní), tolerantní vůči vysoké koncentraci vápenatých iontů, optimálně disponující schopností tvořit endospory a z hlediska vztahu ke kyslíku představující fakultativně anaerobní taxon. Vzhledem k rozmanitosti přírody, diverzity biosféry a kombinačním možnostem s materiálovým inženýrstvím nezbývá než věřit, že podobné řešení se podaří naleznout a adaptovat do technologické praxe. Literatura [1] Lee, Y. S., & Park, W. (2018). Current challenges and future directions for bacterial self-healing concrete. Applied microbiology and biotechnology, 102(7), [2] De Belie, N., Gruyaert, E., Al Tabbaa, A., Antonaci, P., Baera, C., Bajare, D.,... & Litina, C. (2018). A Review of Self Healing Concrete for Damage Management of Structures. Advanced Materials Interfaces, [3] Samani AK, Attard MM (2014) Lateral strain model for concrete under compression. ACI Struct J 111:

52 [4] Pacheco-Torgal F, Labrincha JA (2013) Biotech cementitious materials: some aspects of an innovative approach for concrete with enhanced durability. Constr Build Mater 40: [5] Cailleux E, Pollet V (2009) Investigations on the development of self-healing properties in protective coatings for concrete and repair mortars. 2nd International Conference on Self-Healing Materials, Chicago, USA [6] Silva FB, Boon N, De Belie N, Verstraete W (2015) Industrial application of biological self-healing concrete: challenges and economical feasibility. J Commerc Biotechnol 21:31 38 [7] Dhami N, Mukherjee A, Reddy MS (2012) Biofilm and microbial applications in biomineralized concrete. In: Seto J (ed) Advanced Topics in Biomineralization, InTech, pp [8] Edvardsen C (1999) Water permeability and autogenous healing of cracks in concrete. ACI Mater J 96: [8] Wang JY, Soens H, Verstraete W, De Belie N (2014c) Self-healing concrete by use of microencapsulated bacterial spores. Cement Concrete Res 56: [10] Qian SZ, Zhou J, Schlangen E (2010b) Influence of curing condition and precracking time on the self-healing behavior of engineered cementitious composites. Cement Concrete Composites 32: [11] Dry C (1994) Matrix cracking repair and filling using active and passive modes for smart timed release of chemicals from fibers into cement matrices. Smart Mater Struct 3: [12] Tebo BM, Johnson HA, McCarthy JK, Templeton AS (2005) Geomicrobiology of manganese(ii) oxidation. Trends Microbiol 13: [13] Rivadeneyra MA, Delgado R, Del Moral A, Ferrer MR, Ramos-Cormenzana A (1994) Precipitation of calcium carbonate by Vibrio spp. from an inland saltern. FEMS Microbiol Ecol 13: [14] Hammes F, Verstraete W (2002) Key roles of ph and calcium metabolism in microbial carbonate precipitation. Rev Environ Sci Biotechnol 1:3 7 [15] Fortin D, Ferris FG, Beveridge TJ (1997) Surface-mediated mineral development by bacteria. Rev Mineral 35: [16] Seifan, M., Samani, A.K. & Berenjian, A. Appl Microbiol Biotechnol (2016) 100: [17] Castainer S, Metayer-Levrel GL, Perthuisot J (2000) Bacterial roles in the precipitation of carbonate minerals. In: Riding RE, Awramik SM (eds) Microbial sediments. Springer, Berlin Heidelberg, pp [18] Mann S (2001) Biomineralization: principles and concepts in bioinorganic materials chemistry. Oxford University Press, New York [19] Blaiszik BJ, Kramer SLB, Olugebefola SC, Moore JS, Sottos NR, White SR (2010) Self-healing polymers and composites. Ann Rev Mater Res 40:

53 Stanovení vhodnosti betonových odpadů pro recyklaci za použití vysokorychlostního mletí PROŠEK Zdeněk 1,2 a *, TESÁREK Pavel 1,b, TREJBAL Jan 1,c, HOROVÁ Tereza 1,d 1 České vysoké učení technické v Praze, Fakulta stavební, Thákurova 7, Praha, Česká republika 2 České vysoké učení technické v Praze, Univerzitní centrum energeticky efektivních budov, Třinecká 1024, Buštěhrad, Česká republika a zdenek.prosek@fsv.cvut.cz, b pavel.tesarek@fsv.cvut.cz, c jan.trebal@fsv.cvut.cz, d tereza.horova@fsv.cvut.cz Klíčová slova: recyklace, betonový odpad, cementové kompozity, XRD, XRF, SEM analýza Abstrakt. Příspěvek se zabývá problematikou recyklace starého betonu pomocí vysokorychlostního mletí. Vhodnost aplikace této metody závisí na vlastnostech vstupních surovin. Z těchto důvodu se práce přímo zabývá potenciálem různých starých betonů. V práci je zkoumán potencionál třech různých materiálů a to 50 let starého prefabrikovaného železničního pražce, rok starý prefabrikovaný odvodňovací žlab a monolitický konstrukční beton použitý pro sloupový prvek. Pro stanovení potencionálu jsou použity tyto metody: XRF, XRD, EDS a mikroskopické analýza, distribuci částic a ph recyklátu. V poslední fázi výzkumu, jsou vytvořeny vzorky z cementových past, kde je použit směsný cement složený ze 70 hm. % CEM I 42,5 R a ze 30 hm. % mikromletým recyklátem. Ve všech případech jsou výsledky porovnávány s referenčním materiálem. Úvod Stavebnictví produkuje největší množství odpadu ze všech odvětví, například v EU tvoří stavební demoliční odpad téměř 33 % z 2,5 miliardy tun vyprodukovaného odpadu [1]. Podle směrnice EU je snahou recyklovat tento odpad a snížit jeho ukládání na skládkách. V dnešní době je přibližně 90 % odpadu recyklováno a zbylých 10 % je ukládáno na skládkách [2]. Beton je nejvyužívanějším stavebním materiálem, a proto jsou i zdroje betonového recyklátu poměrně velké a snadno dostupné. Avšak kvůli rozdílným vlastnostem starého betonu se výroba a následně kvalita recyklátu velmi liší. Největší aspekty, které mají vliv na výslednou kvalitu recyklátu, jsou druh použití starého betonu a tím i receptura (kvalita cementu a kameniva), stáří betonu a způsob ošetřování (prefabrikát monolit). Ve stavebnictví jsou dvě hlavní oblasti, ze kterých je betonový recyklát získáván, dopravní stavby a pozemní stavby. Nejvyšší úroveň recyklace je v oblasti silničních staveb, protože stávající konstrukci vozovky lze přímo na stavbě zpracovat za pomoci mobilních recyklačních jednotek a znovu využít při stavbě nové [3, 4]. V ostatních případech dochází k odvezení starého betonu na skládku nebo do recyklačního zařízení. Materiály z recyklačních linek se dále nejčastěji využívají jako hrubé nebo jemné kamenivo do nového betonu, nebo ve stabilizačních vrstvách [5, 6]. Takto jsou zpracovány pouze hrubší frakce. V případě velmi jemné frakce (moučky s velikostí zrn pod 1 mm) doposud neexistuje ideální řešení, které by umožnilo jeho použití v širším měřítku. V současnosti se zkoumá několik možných směrů uplatnění tohoto materiálu v cementových kompozitech [7, 8, 9, 10], jako je například využití jako termálně aktivovaná náhrada pojiva [11], jako směsi pro výrobu cementu [12] nebo jako součást pojiv na bázi geopolymerů [13]. Vzhledem k vysokým nárokům na spotřebu energie a produkci CO 2 se jako udržitelné a environmentálně šetrné jeví hlavně metody, kdy je velmi jemná frakce recyklovaného betonu využívaná ve své surové podobě. Z tohoto důvodu se příspěvek zabývá možností mechanické aktivace betonového recyklátu pomocí vysokorychlostního mletí, takto

54 upravený beton může být použit bez dalších energeticky náročných úprav nebo bez pomocných přísad. K mechanické aktivaci recyklátu dojde pomletím již zhydratované cementové pasty a tím dojde k odhalení ještě nezhydratovaných zrn slínků. Jedná se především o C 2 S, které reaguje v dlouhodobém měřítku. Množství nezhydratovaných slínků je přímo závislé na druhu cementu a stáří betonu. Obecně se dá jeho množství v cementové matrici odhadnout mezi 10 až 20 %, tedy hm. % recyklátu může v budoucím kompozitu tvořit pojivo a zbylé množství bude tvořit plnivo. Tímto recyklát nejen snižuje množství použitého cementu, ale také množství přírodního plniva v budoucím betonu [14, 15]. Materiály a vzorky V rámci výzkumu byly zkoumány tři staré betony, které byly za použití vysokorychlostního mletí recyklovány na jemně mleté betonové moučky. První jemně mletý betonový recyklát byl získán ze starých (použitých) prefabrikovaných železničních pražců typu PB 2 a SB 8. Pražce byly nejprve nahrubo rozdrceny a byly z nich vyseparovány kovové součásti a betonářská výztuž. Uvedeným způsobem byl získán hrubý betonový recyklát frakce 0 32 mm, ze kterého byla následně vyseparována frakce 0 16 mm a ta pomleta. Druhý jemně mletý recyklát byl získán z betonového odvodňovacího žlabu, neobsahoval výztuž, a proto jednotlivé poškozené tvarovky byly rovnou podrceny a pomlety. Stejně jako v případě pražce se jedná o prefabrikovaný výrobek, jen s tím rozdílem, že betonový odvodňovací žlab je podstatně mladší a to jen několika let oproti betonovým pražcům, které jsou staré od 10 do 50 let a je tvořen z kameniva a cementu s horšími vlastnostmi. Posledním (třetím) materiálem je jemně mletý betonový sloup. Betonové sloupy jsou z monolitické konstrukce, kde odpad vznikl během rekonstrukce stávající haly zrušené továrny Walter Motors, založené Josefem Walterem v roce U tohoto materiálu byl navíc řešen celkový proces recyklace, a proto byl rozdělen na dva další zkoumané materiály. Sloup A u kterého byl optimalizován proces recyklace a došlo k odstranění velkého množství původního plniva, protože vysokorychlostní mletí bylo aplikováno jen na frakci 0 1 mm, která vznikla po podrcení hrubé frakce recyklátu na klínovém maloobjemovém mlýnu. Druhým byl Sloup B, který byl stejně jako v případě předchozích betonových recyklátů vyroben z recyklátu frakce 0 16 mm. Uvedené vstupní suroviny byly zkoumány i s referenčním portlandským cementem CEM I 42,5R z oblasti Radotín. Z uvedených materiálů byly navíc vyrobeny vzorky pro testování makromechanických vlastností. Testované materiály obsahovaly 70 hm. % portlandského cementu CEM I 42,5R a 30 hm. % jemně mletého betonového recyklátu. Vodní součinitel, tedy hmotnost vody ku celkové hmotnosti suché směsi byl roven hodnotě 0,35. Pro každý recyklát byla vytvořena sada, která obsahovala pět vzorků o velikosti mm. Druhý den po výrobě byla tělesa od formována a uložena ve 100% vlhkosti, při teplotě 22 ± 1 C po dobu 28 dní. Experimentální metody Pro výběr vhodnosti jednotlivých recyklátů byl vybrán soubor experimentálních metod, které popisují vhodnost materiálu pro jeho následné použití. Mezi tyto metody patří rentgenofluorescenční analýza (XRF) pro zjištění množství nevhodných (cizorodých) látek, měření ph pro zjištění alkality recyklátů, granulometrie pro zjištění efektu vysokorychlostního mletí, XRD pro stanovení množství slínkových materiálů a elektronová mikroskopie. Vhodnost výběru byla podpořena mechanickými testy 28 dní starých cementových past. Rentgenofluorescenční analýza (XRF) je metoda založená na sledování sekundárního rentgenového záření a jejím výstupem je čárové spektrum, ve kterém je zobrazen počet pulsů za sekundu pro příslušné vlnové délky nebo příslušné energie. Z tohoto spektra se následně vypočítá váhové zastoupení jednotlivých prvků. Prvková analýza pomocí XRF spektrometru byla provedena na přístroji SPECTRO XEPOS (Spectro CS s. r. o.). Hodnota ph byla stanovena z vodných výluhů (v

55 hmotnostních poměrech 1:100) po 24 hodinovém temperování při laboratorní teplotě (25 ± 1 C) na ph metru (od společnosti Monokrystaly a.s.). Uvedený typ ph metru je vhodný pro rychlé měření s odchylkou kolem 0,2 stupňů. Pro určení zrnitosti mikromleté moučky po procesu mikromletí a určení velikosti středního zrna byl použit laserový granulometr, byla použita tzv. suchá metoda. Pro určení morfologie částic a mikroskopickou strukturální a prvkovou analýzu byl použit rastrovací elektronový mikroskop se Schottkyho katodou FEG SEM Merlin ZEISS, který je umístěn v Laboratoři elektronové mikroskopie a mikroanalýzy na Univerzitním centru energeticky efektivních budov. Kvalitativní a kvantitativní analýza chemického složení vzorků byla provedena pomocí rentgenové mikroanalýzy a to přímo energiově-disperzním spektrometrem (EDS) od firmy Oxford Instruments. Pro měření dynamických modulů byla použita nedestruktivní resonanční metoda. Měřící sestava firmy Brüel & Kjaer byla tvořená měřící ústřednou Brüel & Kjær typ 3560-B-120, snímačem zrychlení Brüel & Kjær typ , rázovým kladívkem Brüel & Kjær typ 8206 a řídícím notebookem. Pevnost v tlaku byla stanovena za použití zařízení (hydraulického lisu) Heckert, model FP100. Pevnost v tlaku byla stanovena pomocí jednoosý tlakový zkoušky. Testování bylo řízeno posunem při konstantní rychlosti 0,3 mm/s. Výsledky a diskuze V tabulce 1 jsou shrnuty výsledky z rentgenofluorescenční analýzy. V tabulce jsou uvedeny prvky, resp. jejich oxidy, které byly zastoupeny v koncentraci vyšší než 1 hm. %. Výsledky porovnávají jednotlivé vzorky mikromletých recyklátů s referenčním portlandským cementem CEM I 42,5R Radotín. Žádný z uvedených recyklátů neobsahuje nadlimitní množství škodlivých látek. U vzorků Sloup A a B je jasně patrný rozdíl, díky kterému došlo ke snížení množství Si, tedy procentuálního zastoupení křemičitého písku, a to o přibližně 8 hm. %. Prezentované výsledky také ukázaly, že ve vzorcích je zvýšený obsah železa, který je způsoben typem mletí, při kterém dochází k opotřebování zubů. LOI značí nezměřitelné prvky jako jsou uhlík a vodík. Nejzajímavější část výsledků je množství CaO, protože indikuje množství nezhydratovaných slínků a C-S-H gelu. Z výsledků se nejlépe jeví recyklát Sloup A, Žlab a Pražec. Tab. 1 Výsledky XRF analýzy Oxidy Procentuální váhové zastoupení jednotlivých oxidů [%] Cement Pražec Žlab Sloup A Sloup B SiO 2 17,16 40,53 66,54 36,35 44,49 CaO 66,67 21,09 22,18 23,80 16,37 Al 2 O 3 3,68 11,79 22,18 7,56 10,66 Fe 2 O 3 3,43 4,10 6,37 3,13 3,64 MgO 2,35 2,29 3,93 1,42 2,03 K 2 O 0,67 1,83 4,52 1,45 1,64 Na 2 O 2,97 1,51 4,32 1,35 1,84 SO 3 4,96 1,21 1,06 1,57 1,19 LOI 3,08 15,63 3,95 23,34 18,11 V dalším měření byla měřena hodnota ph. Pro měření byly jako vzorky použity jak recykláty, tak i referenční cement. Výsledná hodnota ph referenčního cementu byla 12,6 ph. Výsledné hodnoty samotných recyklátů se pohybují v rozmezí od 11,5 do 12,6 ph. Výsledky ukazují, že ani jeden z recyklátu nebude snižovat zásaditost směsi a tím negativně ovlivňovat hydrataci. Na obrázku 1 jsou porovnány typické granulometrické křivky referenčního cementu a jednotlivých recyklátů. Recykláty ze žlabu a sloupu A mají jemnější křivku zrnitosti než referenční cement (Radotín). Oproti tomu recykláty z pražce a sloupu B jsou hrubší než referenční

56 cement. Lze tedy předpokládat, že více reaktivní budou recykláty ze žlabu a sloupu A, kde navíc můžeme předpokládat vyšší množství nehydratovaných zrn slínku. Obr. 1 Křivky zrnitosti pro cement a jednotlivé vzorky recyklátů. Na obrázku 2 je uveden záznam z XRD analýzy s jednotlivými peaky (extrémy), které patří příslušným fázím. Slínkové minerály C 3 S a C 2 S mají v zásadě 5 silných peaků od 32,3 do 34,4 (Obr. 2), z toho peak na 32,65, 33,25 a na 34,4 patří pouze C 3 S a C 2 S nebo jsou nepříliš ovlivněny jinými fázemi. Peak na 32,65 označený C 3 S a C 2 S je v zásadě jediný, který je dán fázemi C 3 S a C 2 S. K výpočtu zastoupení jednotlivých slínkových materiálů byl použit peak na 32,65, protože je v zásadě jiný a je složen pouze z těchto fází. Pro portlandský cement CEM I 42,5R vyšlo množství slínkových minerálů C 3 S a C 2 S na 90 % ± 5 %. V případě vzorků Žlab a Pražec není Peak na 32,65 vidět, to znamená, že zde není C 3 S a C 2 S více jak 1 %. V případě vzorků Sloup A je Peak na 32,65 a 33,25 a 34,4 vidět. V případě vzorků Sloup B je peak na 32,65 a 34,4 vidět a na 33,25 není vidět. Z výsledků je patrné, že Sloup A a Sloup B obsahují zrna slínků a množství slínků je u vzorku A větší. Jmenovitě, vzorek Sloup A obsahoval přibližně 6,3 hm. % nezhydratovaných slínků a Sloup B 4,5 hm. %. Obr. 2 Průběh spekter z XRD analýzy.

57 V tabulce 2 jsou vidět výsledky z analýzy pomocí elektronového mikroskopu, kde pro každý materiál bylo změřeno 100 zrn, a pro každé zrno byla vyhotovena prvková analýza a byly změřeny rozměry zrna. Z prvkové analýzy byly následně pomocí stechiometrie odvozeny fáze. Vysokorychlostní mletí vytváří v jednom směru orientovaná zrna, a proto byl vytvořen tvarový index, tedy poměr nejširší části zrna k nejužší. Výsledky ukazují, že kamenivo, které je tvořeno z křemene dosahuje větší velikosti zrn, navíc zrna v průběhu mletí nejsou tolik jednosměrně orientovaná. Tab. 2 Výsledky XRF analýzy Materiály Fáze Frakce [µm] Průměrná minimální velikost zrna [µm] Průměrná maximální velikost zrna [µm] Tvarový index Pražec Kamenivo ,4 61,3 1,5 C-S-H gel + slínky ,1 46,5 2,0 Portlandit ,3 5,2 2,1 Žlab Kamenivo ,3 68,9 1,6 C-S-H gel + slínky ,8 53,3 2,0 Portlandit ,7 15,2 1,5 Sloup A Kamenivo ,4 24,5 1,6 C-S-H gel + slínky ,2 14,1 1,9 Portlandit ,1 10,3 2,0 Sloup B Kamenivo ,8 22,4 1,3 C-S-H gel + slínky ,4 20,2 1,9 Portlandit ,2 30,3 1,8 Výsledky předchozích pěti analýz ukazují jako nejvhodnější materiál pro recyklaci Sloup A, tedy sloup, u kterého byla odebrána vetší část kameniva. Pro potvrzení této domněnky byly vyhotoveny mechanické testy. Výsledky mechanických testů jsou zobrazeny na obrázku 3. Výsledky pevnosti v tlaku a dynamického modulu pruznosti potvrzují předchozí domněnky a to, že z recyklátu se nejlépe jeví Sloup A, který dosahoval pevnosti 85,37 ± 5,68 MPa, tj. o 7 MPa míň než referenční cement a o 8 MPa víc než ostatní recykláty. Obr. 3 Mechanické vlastnosti testovaných kompozitů, pevnost v tlaku vlevo, dynamický modul pružnosti - vpravo.

58 Závěr Tato práce se zabývá využitím vysokorychlostního mletí pro recyklaci starého betonu a to přímo stanovení potenciálu vstupního odpadu. Testovány byly 4 různé suroviny a výsledky ukazují, že: ani jeden z recyklátů neobsahoval nadlimitní množství škodlivých látek ph recyklátu mělo obdobnou hodnotu jako referenční směs a díky tomu ani jeden z recyklátu zásadně neovlivňuje průběh hydratace svojí hodnotou ph, granulometrie ukázala, že kamenivo má zásadní vliv na výslednou granulometrii, protože žlab, který obsahoval horší kamenivo a Sloup A, kde byla vetší část kameniva odebrána, dosáhly potřebné zrnitosti pro aktivaci, XRD analýza ukázala, že největší množství nezhydratovaných slínků a tedy i největší potenciál pro aktivaci měl recyklát z monolitické konstrukce sloupu, výsledky mechanických testů potvrdily tvrzení předchozích analýz a to, že recyklát Sloup A se jeví jako nejvhodnější, protože dosahoval o 10 % větších pevností než ostatní materiály. V budoucnosti se výzkum zaměří na další betonové odpady, u kterých bude provedena před recyklace jako u sloupu. Poděkování Tento příspěvek vznikl za podpory Fakulty stavební ČVUT v Praze (SGS projekt SGS16/201/OHK1/3T/11) a Grantové agentuře České republiky (GAČR S). Literatura [1] Information on [2] SMĚRNICE EVROPSKÉHO PARLAMENTU A RADY (ES) č. 98/2008 ze dne 19. listopadu 2008 o odpadech. Evropská unie. [3] J.R. Jimenez, J. Ayuso, F. Agrela, M López, Utilisation of unbound recycled aggregates from selected CDW in unpaved rural roads. Resources, Conservation and Recycling 58 (2012), [4] A.R. Pasandín, I. Pérez, Overview of bituminous mixtures made with recycled concrete aggregates, Construction and Building Materials 74 (2015) [5] F. Rodrigues, M.T. Carvalho, L. Evangelista, Physical-chemical and mineralogical characterization of fine aggregates from construction and demolition waste recycling plants, Journal of Cleaner Production 52 (2013), [6] J. Xiao, W. Li, Y. Fan, X. Huang, An overview of study on recycled aggregate concrete in China ( ), Construction and Building Materials 31 (2012) [7] J. Schoon, K. de Buysser, I. van Driessche, N. de Belie, Fines extracted from recycled concrete as alternative raw material for Portland cement clinker production, Cement & Concrete Composites 58 (2015), [8] Z. Shui, D. Xuan, W. Chen, R. Yu, R. Zhang, Cementitious characteristics of hydrated cement paste subjected to various dehydration temperatures, Construction and Building Materials 23 (2009), [9] Y.J. Kim, Y.W. Choi, Utilization of waste concrete powder as a substitution material for cement, Construction and Building Materials 30 (2012) [10] F. Tomosawa, T. Noguchi, Towards completely recyclable concrete, Integrated design and environmental issues in concrete technology. E & FN Spon, London, UK (1996),

59 [11] Z. Shui, D. Xuan, H. Wan, B. Cao, Rehydration reactivity of recycled mortar from concrete waste experienced to thermal treatment, Construction and Building Materials 22 (2008), [12] J. Schoon, L. der Heyden, P. Eloy, E.M. Gaigneux, K. de Buysser, I. van Driessche, N. de Belie, Waste fibrecement: An interesting alternative raw material for a sustainable Portland clinker production. Construction and Building Materials 36 (2012), [13]S. Ahmari, X. Ren, V. Toufigh, L. Zhang, Production of geopolymeric binder from blended waste concrete powder and fly ash. Construction and Building Materials 35 (2012), [14] J. Topič, Z. Prošek, J. Fládr, P. Tesárek, Vliv jemnosti recyklované betonové moučky na vývin hydratačního tepla a vliv jejího množství na mechanickofyzikální vlastnosti cementové pasty, Wate Forum 2 (2018), [15] Z. Prošek, J. Topič, J. Ďureje, J. Trejbal, P Srovnání vlivu mikromletého betonu a mramorové moučky na mechanické vlastnosti cementových past, Waste Forum 2 (2018),

60 Vliv alkality a teploty prostředí na dlouhodobé vlastnosti GFRP výztuže GIRGLE František 1, a *, BODNÁROVÁ Lenka 2, b, JANUŠ Ondřej 3, c, KOSTIHA Vojtěch 4, d 1, 2, 3, 4 Brno University of Technology, Faculty of Civil Engineering, Veveri 95, Brno, Czech Republic a girgle.f@fce.vutbr.cz, b bodnarova.l@fce.vutbr.cz, c janus@prefa.cz, d kostiha.v@fce.vutbr.cz Klíčová slova: GFRP, alkalické prostředí, dlouhodobá tahová pevnost, odolnost, degradace Abstrakt. Příspěvek se věnuje aktuální problematice stanovení dlouhodobé spolehlivosti nekovové výztuže v betonových konstrukcích. Alkalické prostředí betonu o ph vyšším než 12,0 působí na skleněná vlákna degradačně, přičemž tato degradace se projevuje snížením jejich mechanických charakteristik, což má za následek snížení tahové pevnosti celého kompozitu. Článek sumarizuje doposud dosažené výsledky probíhajícího experimentálního programu, který má za cíl tento vliv kvantifikovat. Úvod Fiber reinforced polymers (FRP), které vykazují značnou odolnost vůči působení agresivního prostředí, představují při návrhu betonových konstrukcí velmi zajímavou alternativu k běžným ocelovým výztužím a prvkům. Vlastnosti FRP jsou dnes již dobře známy. FRP jsou korozivzdorné, velmi lehké, nevodivé a netečné k působení magnetického pole (nestíní radiový signál, netečné vůči bludným proudům apod.). Mohou mít (s ohledem na zvolené složení) výrazně vyšší tahové pevnosti než klasické ocelové výztuže (např. [1]). V současnosti jsou velmi často využívány především kompozitní výztuže na bázi skleněných vláken (GFRP výztuž), což je dáno nejen výhodnými fyzikálně mechanickými a chemickými vlastnostmi, ale především jejich dobrou dostupností a nižšími počátečními náklady [2]. Mezi negativa, která míru využití GFRP výztuží v reálných konstrukcích snižují, je nutno zařadit dotvarování (creep) a problematickou odolnost při působení vysokých teplot [3], [4]. Limitujícím faktorem je také skutečnost, že vlastnosti kompozitu mohou být v dlouhodobém horizontu negativně ovlivněny zásaditým prostředím betonu, což nabývá na významu především pro často používaná E a ECR skleněná vlákna (např. [5], [8] nebo [1]). Skleněná vlákna proto musí být chráněna vhodně zvolenou matricí (vinylester, epoxid). Schopnost polymerních matric zajistit ochranu proti alkáliím je u GFRP výztuží klíčová. Pokud agresivní médium pronikne přes matrici k vláknům, způsobuje jejich křehnutí a snížení mezní tahové pevnosti (např. [6] a [7]). Alkálie rozpuštěné ve vodě však poškozují i rozhraní vlákno-pryskyřice, což vede ke zhoršení vlastností kompozitu v podélném i příčném směru [8]. Je zřejmé, že pro spolehlivý návrh konstrukce vyztužené GFRP výztuží je nutné míru degradace v čase definovat. Stanovení vlivu alkalického prostředí na GFRP výztuž Pro stanovení míry degradace GFRP výztuže alkáliemi je možno využít několik typů urychlených zkoušek, které obecně využívají principu ponoření výztuží do alkalických roztoků za současného působení zvýšené teploty, kdy teplota slouží jako akcelerační faktor - tzv. urychlené testy (např. Chyba! Nenalezen zdroj odkazů. až Chyba! Nenalezen zdroj odkazů., resp. Chyba! Nenalezen zdroj odkazů. a Chyba! Nenalezen zdroj odkazů.). Teoretickým základem predikce dlouhodobých vlastností při působení zvýšené (akcelerující) teploty je pak Arrheniova rovnice, ze

61 které lze odvodit, že zvýšení teploty okolního prostředí vede ke zvýšení rychlosti degradace Chyba! Nenalezen zdroj odkazů.. Volba příliš vysoké teploty okolního prostředí však může vést k nereálné degradaci vzorku a tím i výraznému podhodnocení životnosti sledovaného prvku Chyba! Nenalezen zdroj odkazů.. Vždy je tedy nutno zohlednit limitující fyzikální vlastnosti testované GFRP výztuže. Experimentální program V rámci provedených experimentů bylo testováno chování GFRP výztuže o průměru 10 mm (hodnota bez povrchové vrstvy) výrobce PREFA Kompozity, a.s. s dvěma typy vláken: - ECR vlákna (R25H 2400, výrobce 3B; 80 hmotnostních %), označení vzorku GFRP-E; - AR vlákna (ArcoteX 2400, výrobce Saint-Gobain; 80 hmotnostních %), označení vzorku GFRP-AR. Jako matrice byla u obou typů výztuže použita vinylesterová pryskyřice Ashland Derakane Krycí/adhezní vrstva byla provedena z vinylesterové pryskyřice a křemičitého písku. Cílem provedených experimentů bylo především určit míru degradace obou typů GFRP výztuže v definovaných expozičních časech. Doposud byly testovány vzorky vystavené alkalickému prostředí po dobu 1000 hodin, 90, 180 a 360 dní. Alkalický roztok byl připraven dle Chyba! Nenalezen zdroj odkazů. ve složení 118,5 g Ca(OH) 2, 0,9 g NaOH a 4,2 g KOH v 1 litru deionizované vody. Roztok dle Chyba! Nenalezen zdroj odkazů. simuluje prostředí betonu, v němž se výztuž v rámci své životnosti nachází. Všechny testované vzorky byly uloženy v nádobách v alkalickém roztoku o teplotě 20 C, 40 C a 60 C. Průběžně bylo prováděno kontrolní měření teploty a ph roztoků. Hodnoty ph se u všech sledovaných uložení vzorků pohybovaly v intervalu 12,66-12,97. Obdržené výsledky Pro delší doby expozice (365 dní) v alkalickém roztoku o teplotě 60 C došlo k narušení soudržnosti povrchové vrstvy křemičitého písku s výztuží. I po očištění byla stále zřetelně patrná vysrážená vrstva především hydroxidu a uhličitanu vápenatého (viz obr. 1 vlevo; vzorky GFRP-E). U nižších testovaných teplot není degradace povrchu tak výrazná, u všech vzorků je však patrná vysrážená vrstva vápenatých solí - viz obr. 1 vpravo. Tyto poznatky byly potvrzeny i provedeným rozborem pomocí optického mikroskopu. Při porovnání výztuže uložené v alkalickém roztoku s výztuží uloženou na vzduchu byl patrný značný rozdíl v povrchové struktuře výztuží (viz obr. 2). Degradovaný povrch s odhalenými vlákny po expozici 365 dní v roztoku o teplotě 20 C je dobře patrný z obr. 3. Obr. 1: Vzorky po 365 dnech expozice připravené na tahovou zkoušku; vlevo 60 C, vpravo 20 C

62 Obr. 2: Vlevo: referenční GFRP výztuž uložená v laboratorním prostředí na vzduchu; vpravo: GFRP výztuž uložená 365 dní v alkalickém roztoku při teplotě 40 C Obr. 3: GFRP výztuž uložená v alkalickém roztoku; 20 C (vlevo zvětšeno 50x; vpravo 200x) Pro každý sledovaný čas byly z důvodu statistického vyhodnocení výsledků provedeny trhací zkoušky série vzorků GFRP výztuže o minimálně šesti kusech. Po uplynutí požadované doby expozice byly vzorky vyjmuty z roztoku, očištěny a následně opatřeny ocelovými koncovkami, které umožňují jejich osazení do zkušebního lisu a provedení tahové zkoušky (v souladu s Chyba! Nenalezen zdroj odkazů.). Celkem bylo testováno více než 150 ks vzorků GFRP výztuže obou typů (ECR a AR vlákna). Doposud získané výsledky jsou sumarizovány v tab. 1. Graficky jsou prezentovány na obr. 4 (střední hodnota tahové pevnosti včetně směrodatné odchylky; zelená - AR sklo, červená - E sklo), resp. na obr. 5 (modul pružnosti vzorku včetně směrodatné odchylky; zelená - AR sklo, červená - E sklo). Z uvedených výsledků jsou u degradované GFRP výztuže jasně patrné procentuální úbytky tahové pevnosti a to pro oba typy vláken (viz tab. 1 a obr. 4). Oproti očekávání byl větší pokles tahové pevnosti zaznamenán u vzorků GFRP-AR - při 180 denní expozici vzorků v alkalickém roztoku o teplotě 60 C je redukce pevnosti až 33%. U vzorků GFRP-E došlo pro shodné okrajové podmínky

63 experimentu k redukci o cca 25%. Je však nutno upozornit na poměrně velký rozptyl získaných výsledků, kdy variační koeficient u některých testovaných konfigurací přesahuje hodnotu 0,1. Tento rozptyl je významně vyšší, nežli u referenčních vzorků. Z obr. 5 je zřejmé, že modul pružnosti u vzorků nebyl pro žádný z testovaných expozičních časů a teplot zásaditým prostředím podstatně ovlivněn. Výsledky oscilují kolem střední hodnoty odpovídající počáteční (referenční) hodnotě s velmi malým variačním koeficientem. Tento závěr je plně v souladu s teoretickými předpoklady. Obr. 4: Závislost pevnosti v tahu GFRP výztuže na expoziční době a teplotě prostředí; GFRP-E - červená; GFRP-AR zelená

64 Obr. 5: Závislost modulu pružnosti GFRP výztuže na expoziční době a teplotě prostředí; GFRP-E - červená; GFRP-AR zelená Tab. 1: Výsledky tahových zkoušek GFRP výztuže v alkalickém roztoku bez vlivu napětí Diskuse a závěr Z výsledků je patrný vliv alkalického prostředí na pevnost v tahu GFRP výztuže. Se zvyšující se teplotou a dobou expozice pevnost v tahu klesá. Toto chování je očekávané a v souladu s výsledky dalších prací (např. Chyba! Nenalezen zdroj odkazů., Chyba! Nenalezen zdroj odkazů.). Oproti očekávání vzorky GFRP-AR vykazují vyšší procentuální úbytek tahové pevnosti ve sledovaném období v porovnání se vzorky GFRP-E. Zjištěné výsledky mohou být způsobeny i výrobou, neboť

65 hůře vytvrzená/provedená výztuž degraduje rychleji. Tento výsledek poukazuje na skutečnost, že pro dlouhodobou spolehlivost kompozitní výztuže je velmi důležitá nejen volba správného typu vláken a matrice, ale i způsob a kvalita výroby. Uvedené poznatky však musí být podrobeny další analýze. Vyšší rozptyl obdržených výsledků může mít negativní vliv při návrhu a měl by být zohledněn. Na základě obdržených výsledků lze konstatovat, že teplota a alkalita okolního prostředí nemá výrazný vliv na hodnotu modulu pružnosti GFRP výztuže obou testovaných typů. Velmi podstatná je však pozorovaná degradace povrchové vrstvy výztuže, kdy při 365 denní expozici v roztoku o teplotě 60 C dochází ke ztrátě adhezní vrstvy z křemičitého písku. Zajištění soudržnosti takto degradovaných vzorků s betonem je tak značně problematické a je třeba mu věnovat zvýšenou pozornost. Poděkování Prezentované výsledky byly získány za finanční podpory projektu TH FRP výztuž se zvýšenou spolehlivostí a trvanlivostí při vysoko-cyklickém zatížení a FAST-J Zkouška interlaminárního smyku FRP prutů pro rychlé a efektivní hodnocení kvality produktu a stanovení míry degradace. Literatura [1] L. C. Bank, Composites for construction: Structural design with FRP materials, New Jersey, [2] I. Laníková, P. Štěpánek, J. Venclovský, Optimization of a tunnel lining reinforced with FRP, Key Engineering Materials. 691 (2016) [3] M. Saafi, Effect of fire on FRP reinforced concrete members, Composite Structures. 58 (2002) [4] M. Zlámal, A. Kučerová, P. Štěpánek, Effect of fire on FRP reinforced concrete structures, in: CESB 2013, PRAGUE, 2013, pp [5] F. Girgle, L. Bodnárová, A. Kučerová, P. Janák, J. Prokeš, Experimental Verification of Behavior of Glass and Carbon Fibers in Alkali Environment, Key Engineering Materials. 677 (2016) [6] B. Benmokrane, P. Wang, T. M. Ton-That, H. Rahman, J. F. Robert, Durability of Glass Fiber-Reinforced Polymer Reinforcing Bars in Concrete Environment, J. Compos. Constr. 6 (2) [7] B. Benmokrane, F. Elgabbas, E. Ahmed, P. Cousin, Characterization and Comparative Durability Study of Glass/Vinylester, Basalt/Vinylester, and Basalt/Epoxy FRP Bars, J. Compos. Constr. 19 (6). [8] V. M. Karbhari, (Ed.), Durability of composites for civil structural applications, Elsevier, [9] V. Dejke, Durability of FRP reinforcement in concrete, Ph.D. thesis, Dept. of Building Material, Chalmers Univ. of Technology, Sweden, [10] Y. Chen, J. F. Davalos, I. Ray, H. Y. Kim, Accelerated aging tests for evaluation of durability performance of FRP reinforcing bars reinforcing bars for concrete structures, Compos. Struct. 78 (1), [11] M. Robert, P. Wang, P. Cousin, B. Benmokrane, Temperature as an accelerating factor for long-term durability testing of FRPs: Should there be any limitations?, J. Compos. Constr. 14 (4) (2010), [12] ACI: Guide tets methods for fiber-reinforced polymers (FRPs) for reinforcing or strengthening concrete structures, 440.3R-12, Farmington Hills, Michigan, [13] CSA S Design and construction of building structures with fibre-reinforced polymers, Canadian Standards Association (CSA), 2012.

66 [14] ISO :2015, Fibre-reinforced polymer (FRP) reinforcement of concrete - Test methods - Part 1: FRP bars and grids; Geneva, Switzerland, 2008.

67 Experimentální stanovení dlouhodobého vývoje materiálových vlastností polymer-cementových malt KUCHARCZYKOVÁ Barbara 1,a*, ŠIMONOVÁ Hana 1,b, HALAMOVÁ Romana 1,c, KOCÁB Dalibor 1,d, ALEXA Martin 1,e 1 Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Veveří 331/95, Brno a barbara.kucharczykova@vutbr.cz, b simonova.h@vutbr.cz, c romana.halamova@vutbr.cz, d dalibor.kocab@vutbr.cz, e matin.alexa@vutbr.cz Klíčová slova: polymer-cementová malta, smrštění, lomová energie, modul pružnosti, pevnost v tlaku Abstrakt. Článek se zabývá experimentální analýzou, která je zaměřena na vývoj fyzikálních a mechanických vlastností polymer-cementových malt během prvních dvou let jejich zrání. Pro experiment byly použity dva komerčně vyráběné produkty, které se běžně používají k podobným účelům k sanacím stávajících konstrukcí. Provedený experiment ukázal různé chování zkoušených polymer-cementových malt z hlediska smršťování i pevnostních, lomových a pružnostních parametrů. Nejvýznamnější rozdíly byly pozorovány ve stáří 90 dnů, kdy jedna z vybraných polymercementových malt vykazovala podstatné snížení většiny sledovaných charakteristik. Úvod Cementové malty modifikované pomocí polymerů, běžně známé jako polymer-cementové malty (PCM), se široce používají ve stavebnictví především při opravách a ochraně betonových a zděných konstrukcí [1]. PCM mají monolitickou matrici, která rovnoměrně kombinuje matrici organického polymeru s matricí cementového gelu [2]. Díky homogenizaci cementové matrice s polymerem dosahují tyto malty lepších výsledků některých vlastnosti, např. zpracovatelnosti, pevnosti v tahu, adheze nebo chemické odolnosti proti korozi [3]. Cementové malty mohou být modifikovány různými polymery, jako je např. latex, redispergovatelné polymerní prášky, kapalné pryskyřice, monomery nebo akrylové a epoxidové emulze. Polymery a materiály modifikované polymerem mohou být v dnešní době považovány za důležitou součást moderního, udržitelného stavebnictví [4]. Aplikace, v nichž se PCM nejčastěji využívají, a způsoby jejich technologického provádění jsou definovány technickými listy a příručkami dodávanými s každým výrobkem. Pokyny, které technické listy obsahují, však mohou být často formulovány nejasně a vágně. Pokud jsou PCM aplikovány chybným způsobem, mohou selhat, a tím následně ohrozit funkčnost celého systému [5]. Rozdíly v chování PCM lze očekávat také v důsledku aplikace na různé materiály. Kombinace PCM např. s vysoce kvalitním betonovým podkladem bude pravděpodobně fungovat zcela jinak, než kombinace téže PCM s nepálenými cihlami. Abychom porozuměli chování PCM a jejich použití, je třeba znát nejen hodnotu pevnosti v tlaku a pevnosti v tahu ve stáří 28 dní, ale také vývoj jejich dalších vlastností, jako jsou objemové změny nebo odolnost proti šíření trhlin v delším časovém období. Experiment Hlavním cílem provedených měření bylo stanovení vývoje vybraných charakteristik PCM během zrání. Pro simulaci nevhodných podmínek tuhnutí a tvrdnutí, které se mohou vyskytnout při aplikacích in situ, nebyla zkušební tělesa v průběhu celého experimentu žádným způsobem ošetřována. Během prvních 72 hodin byla zkušební tělesa uložena ve formách s odkrytým horním povrchem v laboratorních podmínkách s teplotou (21 ± 2) C a relativní vlhkostí (60 ± 10) %. Po odformování byla tělesa ponechána ve stejných podmínkách tak, aby mohla volně vysychat. Materiál. Pro experiment byly připraveny dvě jemnozrnné modifikované polymerní malty na bázi portlandského cementu. Vzhledem k tomu, že byly použity komerční produkty, nelze názvy a složení těchto výrobků v článku blíže specifikovat. Pro popis materiálů byly použity pouze obecné informace

68 získané z technických listů. Pro účely vyhodnocení výsledků byly PCM označeny jako V a VII. Zkušební tělesa sady V byla vyrobena z dvousložkového produktu, v němž kapalná složka byla kopolymerová disperze a prášková složka obsahovala směs portlandských cementů a minerálních plnidel. Zkušební tělesa sady VII byla vyrobena z jednosložkové práškové směsi, obsahující mimo jiné křemičitý písek, portlandský cement, mikrovlákna včetně plastifikátorů a polymerů. To vše bylo smícháno s předepsaným množstvím vody. Obě PCM byly připraveny za použití ručního míchadla. Postup míchání, včetně doby míchání, byl prováděn v souladu s technickým listem každého výrobku. Pro účely experimentu byly vyrobeny dva typy zkušebních těles. Tělesa o rozměrech mm byla použita pro měření smrštění. Zbývající charakteristiky byly stanoveny na tělesech tvaru hranolu o rozměrech mm. Všechny experimentální výsledky byly hodnoceny pro zkoušené PCM ve stáří 3, 28, 90 a 730 dnů a byly vyjádřeny průměrnou hodnotou a výběrovou směrodatnou odchylkou vypočítanou ze třech (v případě smrštění) či šesti (v případě ostatních veličin) nezávislých měření. Zkušební postupy. Proces smršťování byl stanoven pomocí smršťovacích žlabů s pohyblivým čelem [5], které umožnilo zahájit měření relativních změn délky velmi brzy po uložení čerstvého materiálu do měřicích forem. Žlaby s vnitřními rozměry mm a s délkou 1000 mm sloužily ke stanovení relativní změny délky během prvních 72 hodin, poté měření pokračovalo pomocí příložných deformetrů typu Hollan. Uspořádání měření je znázorněno na Obr. 1. Podrobné informace o postupu zkoušky lze nalézt v [6]. Obr. 1 Uspořádání měření relativních délkových změn U každého zkušebního tělesa mm byla stanovena vlastní frekvence podélného kmitání pomocí osciloskopu Handyscope HS4 se snímačem akustické emise, viz Obr. 2 vpravo. Ze stanovené rezonanční frekvence byl poté podle normy ČSN [7] vypočten dynamický modul pružnosti. Obr. 2 Uspořádání lomové zkoušky (vlevo), zkoušky pevnosti v tlaku (uprostřed) a rezonanční metody (vpravo)

69 Kromě hodnot dynamického modulu pružnosti byly stanoveny také lomové parametry pomocí zkoušky tříbodovým ohybem. Každé zkušební těleso bylo v půlce rozpětí (které bylo 120 mm) opatřeno na spodní straně zářezem, který sahal do 1/3 výšky tělesa. Samotná lomová zkouška probíhala ve zkušebním lise FP10/1 s nastaveným rozsahem a N, viz Obr. 2 vlevo. Ze záznamu provedených lomových testů ve formě diagramů síla vs. posun (průhyb uprostřed rozpětí) byly stanoveny hodnoty efektivní lomové houževnatosti, specifické lomové energie a statického modulu pružnosti, více viz např. [8 10]. Na zlomcích zkušebních těles po lomové zkoušce byla stanovena pevnost PCM v tlaku, viz Obr. 2 uprostřed. Výsledky Výsledky provedených měření znázorněné průměrnými hodnotami (značkami na liniích) a výběrovými směrodatnými odchylkami (uvedenými v tabulce) pro daná stáří zkušebních těles jsou uvedeny na Obr. 3 až Obr. 8. Obr. 3 Vývoj pevnosti v tlaku (na zlomcích zkušebních těles mm po zkoušce tříbodovým ohybem) Obr. 4 Vývoj dynamického modulu pružnosti stanoveného pomocí rezonanční metody

70 Obr. 5 Vývoj statického modulu pružnosti z lomové zkoušky tříbodovým ohybem Obr. 6 Vývoj smrštění zkoušených PCM Obr. 7 Vývoj efektivní lomové houževnatosti (stanovena pomocí lomové zkoušky tříbodovým ohybem)

71 Obr. 8 Vývoj specifické lomové energie (stanovena pomocí lomové zkoušky tříbodovým ohybem) Závěr I přes skutečnost, že se obě testované PCM používají v praxi pro podobné aplikace, provedená experimentální analýza zaměřená na dlouhodobý vývoj vybraných vlastností materiálu ukázala různé chování jednotlivých PCM. Největší rozdíly byly pozorovány ve stáří 90 dnů, kdy v případě sady zkušebních těles VII většina hodnot sledovaných charakteristik významně poklesla. Na druhé straně testy provedené ve stáří 730 dnů u této sady těles VII ukázaly určitou samohojivou schopnost tohoto materiálu, což vedlo zejména k opětovnému zvýšení hodnot lomových parametrů. Křivky smrštění stanovené na zkušebních vzorcích záměrně vystavených volnému vysychání během celého sledovaného časového intervalu vykazovaly prudký nárůst hodnot smrštění u obou PCM. Tato skutečnost zdůrazňuje nutnost dbát na dodržení vhodných podmínek při tuhnutí a tvrdnutí polymercementových malt při jejich aplikacích in situ. Důležitá je také skutečnost, že většina výsledků obou PCM byla doprovázena vysokou variabilitou. Poděkování Tento příspěvek vznikl za podpory projektu GAČR č. GA S Experimentální analýza objemových změn cementových kompozitů v raném stádiu tuhnutí a vnitřního projektu VUT č. FAST-J Zjišťování modulu pružnosti v rané fázi zrání cementových kompozitů a jejich teplotní roztažnosti. Autoři Ing. Barbara Kucharczyková, Ph.D.; Ing. Hana Šimonová, Ph.D.; Ing. Romana Halamová, Ing. Dalibor Kocáb, Ph.D.; Ing. Martin Alexa Literatura [1] W. Malorny and M. Plath, Investigations on Properties Determining Durability of Novel PCC, Advanced Materials Research, 688 (2013) [2] Y. Ohama, Handbook of polymer-modified concrete and mortars properties and process technology, 1. Park Ridge, N.J: Noyes Publications, [3] L. Aggarwal, P. Thapliyal and S. Karade, Properties of polymer-modified mortars using epoxy and acrylic emulsions, Construction and Building Materials, 21 (2007)

72 [4] L. Courard, J. Lenaers, F. Michel and A. Garbacz, Saturation level of the superficial zone of concrete and adhesion of repair systems, Construction and Building Materials, 25 (2011) [5] B. Kucharczyková, H. Šimonová, Z. Keršner and D. Kocáb, Shrinkage, Weight Loss and Fracture Parameters of Selected Polymer-Modified Cement Mortars During Ageing, Transactions of the VŠB Technical University of Ostrava, Civil Engineering Series, 17(1) (2017), [6] Schleibinger Testing Systems: Ultrasonic Setting Measurement. Germany: Schleibinger Gerate, 2018, [7] ČSN Nedestruktivní zkoušení betonu Rezonanční metoda zkoušení betonu, Praha, ÚNMZ, [8] B. L. Karihaloo, Fracture Mechanics and Structural Concrete, New York: Longman Scientific & Technical, [9] RILEM TC-50 FMC Recommendation, Determination of the fracture energy of mortar and concrete by means of three-point bend tests on notched beams, Materials and Structures, 18(4) (1985) [10] P. Rovnaník, H. Šimonová, L. Topolář, P. Bayer, P. Schmid and Z. Keršner, Carbon nanotube reinforced alkali-activated slag mortars, Construction and Building Materials, 119 (2016)

73 Experimentální ověření stykování impregnované textilní výztuže přesahem VLACH Tomáš 1,2,a *, LAIBLOVÁ Lenka 1,2,b, ŘEPKA Jakub 1,2,c, JIRKALOVÁ Zuzana 2,d a HÁJEK Petr 1,e 1 Katedra konstrukcí pozemních staveb, Fakulta stavební, ČVUT v Praze, Praha 2 Univerzitní centrum energeticky efektivních budov ČVUT v Praze, Buštěhrad a tomas.vlach@cvut.cz, b lenka.laiblova@cvut.cz, c jakub.repka@cvut.cz, d zuzana.jirkalova@cvut.cz e petr.hajek@cvut.cz Klíčová slova: textilní výztuž, vysokohodnotný beton, textilní beton, stykování výztuže, přesah výztuže. Abstrakt. Tento článek představuje experimentální ověření stykování impregnovaných textilních výztuží přesahem pomocí tahové zkoušky na malých vzorcích vyztužených betonových destiček. Rozměry vzorků byly navrženy 80 x 360 mm a tloušťka přibližně 18 mm dle možností zkušebního zařízení. Tyto vzorky byly zesíleny pomocí dvou impregnovaných technických textilií z uhlíku impregnované epoxidovou pryskyřicí. Byly navrženy dvě různé délky přesahu za použití výsledků z předchozích provedených experimentů soudržnosti a výpočtu nezbytné délky pro zakotvení. Cílem tohoto experimentu bylo experimentální ověření stykování výztuže přesahem před jeho aplikací na konečný produkt - nábytek s textilní výztuží. Tento příspěvek ukazuje možné problémy a komplikace v kotvení technických textilií a při jejich spojování přesahem, také důležitost přesné polohy výztuže v průřezové ploše betonu. Úvod Textilní beton (TRC) [1], [2] je nový moderní kompozitní materiál složený z vysokohodnotného betonu (HPC) [3] vyztuženého technickými textiliemi. Pro nové konstrukce jsou často používané spíše tkaniny impregnované epoxidovou pryskyřicí či jinými materiály ke stabilizaci, a také kvůli technologii betonáže na rozdíl od neimpregnovaných. Neimpregnované tkaniny nacházejí uplatnění například spíše pro zesilování železobetonových konstrukcí. Uhlíkové tkaniny použité v tomto experimentu byly impregnovány a stabilizovány epoxidovou pryskyřicí. Byla vybrána impregnovaná tkanina běžně dostupná na trhu a vlastní vyvinutá receptura HPC. Oba tyto materiály TRC jsou mechanicky odolné, chemicky odolné a nepodléhají korozi. Vzhledem k tomu, že tloušťka prvků jako jsou železobetonové stěny, fasádní panely apod., je normálně navrhována pouze pro splnění požadavků na krytí výztuže betonem pro její pasivaci dle požadavků Eurokódu 2, musí být vnější konstrukční prvky navrhovány o tloušťce 80 mm a vyšší. Díky novému typu výztuže nepodléhající korozi mohou být prvky navrženy daleko tenčí. Krycí vrstva betonu musí být navrhována pouze pro spolehlivý přenos kontaktního napětí mezi betonem a textilní výztuží a pohybuje se přibližně kolem 10 mm. Stavební prvky z TRC mohou mít tak tloušťku klidně 30 mm a méně se dvěma vrstvami textilní výztuže. Krytí výztuže z TRC je tedy navrhováno pouze s ohledem na přenos sil. Základní pevnostní parametry obou materiálů a interakce mezi technickou textilií a HPC jsou zkoumány nejčastěji pomocí tahové zkoušky [4]. Kvůli ověření stykování výztuže přesahem byla také zvolena tahová zkouška. Podmínky spolupůsobení a soudržnost jdou ruku v ruce s kotevní délkou výztuže a se stykováním výztuží. Bylo provedeno již několik studií [5] [8] také na ČVUT v Praze v některých předešlých výzkumných pracích [9] [11]. Tento článek prezentuje experimentální ověření stykování impregnovaných technických textilií přesahem na malých vzorcích před použitím pro reálné aplikace, kterými můžou být například konstrukce lávek,

74 betonový nábytek a fasádní prvky s většími rozměry a různým tvarováním, kde je nutno napojovat textilní výztuže. Materiály použité pro experiment Beton. Směs vysokohodnotného betonu použitá pro tento experiment byla vyvinuta a optimalizována před několika lety na Fakultě stavební ČVUT v Praze pro různé aplikace. Receptura směsi je prezentována v Tab. 1. Jedná se o směs jemnozrnného samozhutnitelného betonu bez vláken. Materiály použité pro tento experiment jsou primárně z místních zdrojů, jedná se o: cement CEM I 42,5R, několik druhů křemičitých písků, mikrosiliku, křemennou moučku, PCE superplastifikátory a vodu. Optimalizovaná směs snižuje vodní součinitel pouze na 0,25, což výrazně zlepšuje mechanické vlastnosti. Pevnost v čistém tahu použitého HPC je experimentálně stanovena na 5,0 MPa dle ČSN Pevnost v tahu za ohybu je 16,8 MPa na hranolech 40 x 40 x 160 mm a vzdálenost mezi podpěrami 100 mm dle ČSN EN Pevnost v tlaku je 106 MPa na krychlích o hraně délky 100 mm dle ČSN EN Statický modul pružnosti je 49,2 GPa na hranolech 100 x 100 x 400 mm dle ČSN ISO 6784 [12]. Tabulka 1 Receptura HPC směsi složení kg/m 3 cement I 42,5 R 680 technické písky 960 mletý křemen 325 mikrosilika 175 superplastifikátory 29 voda 171 celkem Výztuž. Pro tento experiment byla použita na trhu běžně dostupná kompozitní výztuž od firmy Solidian. Technické textilie byly vyrobeny z uhlíkových vláken a impregnovány epoxidovou pryskyřicí. Textilie s rozměry 5 x 1.2 m byla nařezána na potřebné rozměry do jednotlivých vzorků. Rozteč mezi oky byla zvolena 21 mm v obou směrech, nejjemnější dostupná. Základní charakteristiky použitých uhlíkových rovingů jsou: Průřezová plocha 1,81 mm 2, pevnost vláken v tahu vyšší než 4000 MPa. Základní parametry impregnované výztuže: Průřezová plocha 85 mm 2 / m v obou směrech, pevnost v tahu 3300 MPa (charakteristická hodnota 2500 MPa) a modul pružnosti více než 220 GPa. Další informace a parametry výztuže jsou uvedeny v technickém listu výrobce výztuže. Experimentální část Betonáž vzorků o rozměrech 80 x 360 x 18 mm byla provedena ve dvou vrstvách, kde uprostřed byla umístěna uhlíková výztuž. Odlévání vzorků proběhlo bez použití distančních tělísek na textiliích. Takovýto postup zajistil krycí vrstvu výztuže přibližně 7 mm pro oba povrchy. Byla použita pouze jedna vrstva textilní uhlíkové výztuže složená ze dvou kusů s přesahem uprostřed a se čtyřmi rovingy v podélném směru. Pohled na výztuž těsně před betonáží je uveden na Obr. 1. Byly připraveny celkem dvě skupiny tří vzorků s přibližnou délkou přesahu výztuží cca 35 a 55 mm na základě předchozích výpočtů kotevní délky cca 30 mm [7] [9]. To znamená překrytí jednoho a dvou ok plus volné konce výztuže nepravidelné délky. Na koncích vzorků byly textilie zdvojeny jako ochrana proti poškození vzorku během průběhu experimentu proti možnému negativnímu vlivu na výsledky.

75 Obr. 1. Pohled na dřevěnou formu těsně před betonáží, viditelná použitá uhlíková výztuž s přesahem ve střední části a zesílením na koncích. Z důvodu nejlepšího experimentálního ověření stykované výztuže byla tedy zvolena jednoosá tahová zkouška. Ve středu vzorků byl na obou stranách vytvořen malý příčný zářez přibližně 1,0 mm hluboký k iniciování první trhliny právě uprostřed jejich sledované části. Oba konce vzorků TRC byly upevněny mezi dvěma ocelovými deskami o tloušťce 5 mm pomocí čtyř šroubů v kombinaci s chemickou kotvou na celé kontaktní ploše. Kotevní délka byla na obou koncích 100 mm a sledovaná délka pro testování byla 160 mm. Pomocí pátého šroubu na konci ocelových desek byl vzorek kloubově propojený s tenkým plechem, který byl upevněn v testovacím stroji. Tahová zkouška byla provedena po 28 dnech zrání vzorků zkušebním strojem MTS 100 s řízenou rychlostí zatěžování 2,0 mm za minutu. Na Obr. 2 je prezentováno zkušební schéma se všemi rozměry. Zatěžování pokračovalo až do kolapsu vzorku konstantní rychlostí zatížení. Měřené hodnoty byly síla, čas a posun. Obr. 2. Zatěžovací schéma s rozměry

76 Dosažené experimentální výsledky a diskuze V grafu na Obr. 3 jsou uvedeny výsledky experimentu. Na ose y je uvedena síla a posun je prezentován na ose x. Je uvedena pouze jedna typická experimentální křivka pro obě skupiny testovaných vzorků. Lze snadno vypočítat maximální teoretickou tahovou sílu 29,0 kn v okamžiku kolapsu výztuže [13]. Maximální charakteristická hodnota síly v tahu 17,9 kn byla vypočítána za použití charakteristické hodnoty pevnosti v tahu a průřezové plochy kompozitní výztuže. Maximální síla dosažená při experimentu byla pouze 12,6 kn pro přesah 55 mm a porušení bylo vždy v betonové části v místě stykování. Počátek křivky v průběhu zatěžování byl nepravidelný až do deformace přibližně 0,3 mm, kdy byla poloha vzorku ve zkušebním zařízení ustálena. Následující lineární část znázorňuje deformaci až do iniciace první trhliny. Pokles síly v okamžiku první trhliny byl minimální a znamená, že kompozitní uhlíková výztuž byla rychle a dobře aktivována. Další třetí část křivky značí oblast rozvoje trhlin. Je to nelineární křivka a představuje proces plné aktivace výztuže po její délce. Další zóna bez větších oscilací křivky se označuje jako oblast rozšiřování trhlin s růstem napětí [14]. Na Obr. 3 je však tato část křivky viditelná pouze u vzorků s přesahem 2 ok, tedy vzdálenost dvou ok plus volné konce, tj. přesah přibližně 55 mm. Křivka nepokračovala tak, jak bylo předpokládáno ve výpočetním modelu, protože k porušení vzorku došlo v betonové části styku, nikoliv přetržením výztuže. Obr. 3. Výsledky testů jsou prezentovány ve formě grafu síla posun příčníku. Zobrazena je jen jedna typická křivka pro obě skupiny pro přehlednost. Na Obr. 4 je znázorněn typický tvar trhliny vzniklé v okamžiku zatěžování, kdy jsou obě výztužné stykované vrstvy vzájemně odděleny v betonové části. Před tímto kolapsem vzorku byl na všech vzorcích vidět výrazný rozvoj trhlin. Na pravé straně stejného Obr. 4 je znázorněn pohled na obě oddělené poloviny vzorku po provedení zkoušky a vyjmutí ze zkušebního stroje. Jedna polovina byla logicky obrácena vzhůru nohama vůči poloze v testovacím stroji tak, aby obě plochy byly viditelné. Také spolupůsobení kompozitní výztuže bez povrchové úpravy bylo horší, jak je vidět na Obr. 4 v pravé části. Spolupůsobení výztuže s betonem bylo víceméně způsobeno drobným tvarováním prutů v jejich podélném směru v důsledku technologického postupu výroby a stažením vláknem v místě křížení. Povrch výztuže byl jinak hladký [15]. To vede k potřebě větší krycí vrstvy výztuže pro lepší spolupůsobení betonu a textilní výztuže nebo k nezbytné redukci průřezové plochy uhlíkového rovingu. Po prozkoumání vzorku bylo dále zjištěno, že očekávaná pozice kompozitní výztuže v průřezu nebyla zajištěna. Stykované vrstvy výztuže byly od sebe vzdálené někdy i více než 4 mm. To mělo za následek vysokou excentricitu a přídavné napětí, stejně jako významné

77 snížení krycí vrstvy výztuže. S tím nebylo ve výpočtovém modelu uvažováno. Pro budoucí aplikace bude muset být zajištěna přesná poloha výztuže v průřezové ploše vzorku. Obr. 4. Typické detailní pohledy na vzorek poškozený vlivem smykových sil těsně po jeho kolapsu a pohled na vyjmutý vzorek ze zkušebního stroje. Závěr Tento článek představuje experimentální výsledky tahové zkoušky TRC se stykováním textilní výztuže přesahem. V grafu je vidět rozvoj trhlin až do okamžiku maximálního dosaženého napětí před smykovým porušením vzorku v betonové části v oblasti stykování výztuže. Skutečná vzdálenost mezi osami textilií byla přibližně 4 mm a vyšší, což je výrazně více, než bylo uvažováno v numerické analýze, protože tloušťka rovingu byla menší než 1,0 mm. To vedlo k větší vnesené excentricitě a větším přídavným negativním napětím ve stykované oblasti. Během zatěžovací zkoušky byly u všech testovaných vzorků odděleny stykované vrstvy výztuže v betonové části, aniž by došlo k jakémukoliv poškození výztuže v podélném směru. Tento experiment ukazuje význam všech detailů při navrhování a realizaci aplikací z TRC. U extrémně malých tlouštěk konstrukcí a malé krycí vrstvy betonu mohou velmi negativně ovlivnit konečné výsledky i malé milimetrové detaily a odchylky od výpočetních předpokladů. Je velmi důležité zajistit přesnou polohu textilních výztuží v betonovém průřezu, například pomocí malých plastových distančních tělísek, a spojovaná plocha by měla být zafixována kvůli nežádoucí excentricitě v tahovém namáhání vlivem nežádoucího odtažení. Mělo by být také navrhováno delší kotvení pro bezpečný přenos zatížení přes stykovanou oblast výztuže. Poděkování Dílčí výsledky byly dosaženy za finanční podpory projektu TACR TH Subtilní betonový mobiliář a drobné stavby pro železniční stanice, dále za podpory projektu MŠMT v rámci programu NPU I č. LO Univerzitní centrum energeticky efektivních budov Fáze udržitelnosti a za podpory studentského projektu SGS18/108/OHK1/2T/11 Environmentální aspekty vysokohodnotných cementových kompozitů a betonů s recyklovaným kamenivem se zohledněním jejich trvanlivosti a životnosti. Autoři by rádi poděkovali za veškerou finanční pomoc, která byla poskytnuta za účelem podpory tohoto výzkumu.

78 Reference [1] Brameshuber, Report rep036 : Textile Reinforced Concrete - State-of-the-Art Report of RILEM TC 201-TRC> RILEM. Germany: RILEM, [2] T. Bittner, P. Bouška, M. Kostelecká, and M. Vokáč, Experimental Investigation of Mechanical Properties of Textile Glass Reinforcement, in Applied Mechanics and Materials, 2015, vol. 732, pp [3] P. Reiterman, M. Jogl, V. Baumelt, and J. Seifrt, Development and Mix Design of HPC and UHPFRC., Adv. Mater. Res., vol. 982, [4] J. Hartig, F. Jesse, K. Schicktanz, and U. Häußler-Combe, Influence of experimental setups on the apparent uniaxial tensile load-bearing capacity of Textile Reinforced Concrete specimens, Mater. Struct., vol. 45, no. 3, pp , Mar [5] J. Hartig, U. Häußler-Combe, and K. Schicktanz, Influence of bond properties on the tensile behaviour of Textile Reinforced Concrete, Cem. Concr. Compos., vol. 30, no. 10, pp , Nov [6] E. Lorenz and R. Ortlepp, Bond Behavior of Textile Reinforcements - Development of a Pull- Out Test and Modeling of the Respective Bond versus Slip Relation, in High Performance Fiber Reinforced Cement Composites 6, G. J. Parra-Montesinos, H. W. Reinhardt, and A. E. Naaman, Eds. Springer Netherlands, 2012, pp [7] S. Xu and H. Li, Bond properties and experimental methods of textile reinforced concrete, J. Wuhan Univ. Technol.-Mater Sci Ed, vol. 22, no. 3, pp , Sep [8] R. Chudoba, M. Vořechovský, and M. Konrad, Stochastic modeling of multi-filament yarns. I. Random properties within the cross-section and size effect, Int. J. Solids Struct., vol. 43, no. 3 4, pp , Feb [9] T. Vlach, M. Novotná, C. Fiala, L. Laiblová, and P. Hájek, Cohesion of Composite Reinforcement Produced from Rovings with High Performance Concrete, Appl. Mech. Mater., vol. 732, pp , [10] T. Vlach, A. Chira, L. Laiblová, C. Fiala, M. Novotná, and P. Hájek, Numerical Simulation of Cohesion Influence of Textile Reinforcement on Bending Performance of Plates Prepared from High Performance Concrete (HPC), Adv. Mater. Res., no. 1106, [11] O. Holčapek and F. Vogel, Bond Properties of Concrete Beams Strengthened by AR-Glass Textile and Basalt Textile Reinforced Concrete, in Applied Mechanics and Materials, 2016, vol. 825, pp [12] A. Chira, A. Kumar, T. Vlach, L. Laiblová, and P. Hajek, Textile-reinforced concrete facade panels with rigid foam core prisms, J. Sandw. Struct. Mater., vol. 18, no. 2, pp , Mar [13] V. Tomáš et al., Comparison of Different Methods for Determination of Modulus of Elasticity of Composite Reinforcement Produced from Roving, Adv. Mater. Res., no. 1054, [14] R. Contamine, A. Si Larbi, and P. Hamelin, Contribution to direct tensile testing of textile reinforced concrete (TRC) composites, Mater. Sci. Eng. A, vol. 528, no. 29, pp , Nov [15] T. Vlach, L. Laiblová, M. Ženíšek, A. Chira, A. Kumar, and P. Hájek, The Effect of Surface Treatments of Textile Reinforcement on Mechanical Parameters of HPC Facade Elements, in Key Engineering Materials, 2016, vol. 677, pp

79 Možnosti využití druhotných surovin pro výrobu lehkých mezerovitých betonů s vysokými užitnými vlastnostmi SEDLMAJER Martin 1,a *, ZACH Jiří 1,b, BUBENÍK Jan 1,c 1 Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Centrum AdMaS a sedmlajer.m@fce.vutbr.cz, b zach.j@fce.vutbr.cz, c @vutbr.cz Klíčová slova: lehký beton, lehké kamenivo, recyklovaná vlákna, tepelně izolační materiál. Abstrakt. Příspěvek popisuje výsledky výzkumných prací v oblasti vývoje lehkých mezerovitých betonů s lehkým pórovitým kamenivem na bázi pěnového skla, které je vyráběno z odpadní skleněné moučky. Cílem výzkumu je vývoj lehkých mezerovitých betonů s co nejlepším poměrem tepelně izolačních a mechanických vlastností. Pro dosažení co nejlepších vlastností betonu při současné redukci pojiva byla při vývoji těchto betonů využita vlákna na bázi druhotných surovin, která umožnila zvýšit vylehčení betonu při zabezpečení dostatečných mechanických vlastností. Vyvinuté betony vykazují velmi dobrý poměr tepelně izolačních a mechanických vlastností a také velmi dobré vlastnosti v oblasti zvukové pohltivosti. Úvod V dnešní době patří beton k nejpoužívanějším stavebním materiálům. Aktuální moderní výstavba se v podstatě bez betonu neobejde. S rozvojem stavebnictví a požadavků na stavební materiály, patří lehký beton k materiálům, které nabízí specifické vlastnosti a plní požadavky, které by nebylo možné dosáhnout s běžným betonem. Lehký beton umožňuje v současné době spojení tepelně izolačních a akustických vlastností s dobrými mechanickými vlastnostmi a umožňuje tak výstavbu nových typů jednovrstvých stavebních konstrukcí s tzv. multifunkčními vlastnostmi. Snížením objemové hmotnosti v případě využití tohoto betonu, jako konstrukčního materiálu dochází k úspoře materiálu i energie při výstavbě. Je několik možností, jak vyrobit lehký beton v závislosti na výsledných požadavcích betonu. Z technologie výroby je nejčastěji používáno vylehčení betonu nepřímým způsobem, a to je vylehčení betonu vhodným plnivem, které nahrazuje hutné kamenivo. Jako plnivo je nejčastěji používáno lehké kamenivo. Lehké kamenivo pro výrobu lehkých betonů může být přírodní anebo uměle vyrobené. Uměle vyráběná kameniva jsou používána zpravidla v místech a regionech, kde nejsou dostupné zdroje přírodního lehkého kameniva. Jedním z uměle vyráběných lehkých kameniv pro výrobu lehkých betonů, je kamenivo na bázi pěnového skla, které je vyráběno ze skelné moučky získané ze skelného recyklátu. Kamenivo na bázi pěnového skla je uměle vyráběno a jedná se o velmi ekologický zdroj lehkého kameniva. V praxi je využíváno několik variant lehkého kameniva z pěnového skla, v závislosti na technologii výroby. Může se jednat o kulatá zrna pěnového skla, která jsou vyráběna sbalováním anebo ostrohranná zrna kameniv, která jsou vyráběna rozpadem a drcením větších celků pěnového skla vyráběných v kontinuální výrobě. V obou případech jsou získávány různé frakce kameniva, které jsou členěny na frakce, a to široké či úzké frakce kameniva, dle potřeby. Toto je velmi důležité pro optimální návrh složení betonu, respektive optimální křivku zrnitosti. Kamenivo z pěnového skla je vzhledem ke svým vlastnostem vhodné pro využití pro zpevněné nebo nezpevněné aplikace, a to konkrétně na zásypy, odizolování spodní stavby či jako kamenivo do betonu [1], což vede k výraznému vylehčení betonu a změně vlastností betonu jak v čerstvém, tak ztvrdlém stavu. Využití tohoto kameniva vede především ke snížení objemové hmotnosti, a tím dosažení lepších tepelně-izolačních vlastností, ve srovnání s běžně používaným betonem, kde je využito těženého či drceného přírodního hutného kameniva [2], které má výrazně vyšší objemovou hmotnost. Nevýhodou využití kameniva z pěnového skla je zpravidla dosažení nižších

80 mechanických vlastností, které souvisí se snížením objemové hmotnosti betonu, protože kamenivo je hlavní a dominující složkou každého betonu a nositelem mechanických vlastností. Lehké betony s kamenivem na bázi pěnového skla nabízí díky svým vlastnostem možnosti využití v oblastech, kde je obtížné či nemožné použít běžný hutný cementový beton, jako je odlehčení konstrukce, zlepšení tepelně izolačních vlastností betonu a eliminace tepelných mostů [3], zlepšení požární odolnosti [4], atp. Stále jsou všech zachovány důležité výhody, které beton nabízí. Tou nejdůležitější je především jeho tvarová variabilita, tj. přizpůsobení se požadovanému výslednému tvaru, který má beton mít. Zkušební receptury a metodika Pro výzkumné práce v oblasti velmi lehkých mezerovitých betonů bylo vybráno lehké kamenivo z drceného pěnového skla od firmy Refaglass s.r.o. Jedná se o ostrohranné lehké kamenivo, které je vyráběno drcením větších celků pěnového skla a následně rozděleno do požadované frakce kameniva. Vstupní surovinou pro výrobu lehkého kameniva z pěnového skla je využívána skleněná moučka z recyklovaného obalového skla., a to především z části, kterou je problematické využívat ve sklářském průmyslu. Skelná moučka je hlavní částí vstupní suroviny pro výrobu pěnového skla společně s nadouvadly, kdy dochází k expanzi za vysokých teplot (okolo 900 C) v elektrických pecích. V rámci vývoje bylo používáno drcené kamenivo z pěnového skla od firmy Refaglass, a to frakce kameniva je 4/6 mm (velikost zrna od 4 do 16 mm). Tato frakce kameniva byla použita pro výrobu lehkých mezerovitých betonů. Na základě výsledků předchozího výzkumu byly navrženy receptury mezerovitých betonů. Celkem se jednalo o 7 receptur, z nichž receptury 1-5 neobsahovaly vlákna a lišily se vzájemně množstvím použitého pojiva, které bylo postupně redukováno z 250 kg/m 3 až na 100 kg/m 3. Dále pak v případě receptur 6 a 7 byla použita vlákna z recyklovaných PET lahví od firmy CIUR a.s. v dávce 5 % z hmotnosti cementu. Plastifikátor byl shodně ve všech recepturách zvolen v dávce 0,8 % z hmotnosti cementu. Navržené receptury jsou uvedeny v tabulce č. 1. Tab. 1 Složení lehkého mezerovitého betonu Složka / Receptura Portlandský cement CEM I 42,5 R [kg] Kamenivo z pěnového skla 4/16 mm [l] Plastifikační přísada PCE [kg] 2 1,6 1,2 1 0,8 1 0,8 Voda [kg] Vlákna PET [kg] ,5 5,0 Na vyvíjených lehkých betonech byly sledovány klíčové vlastnosti, které umožňují srovnání vlastností jednotlivých receptur betonu v čerstvém a především ve ztvrdlém stavu. Mezi základní vlastnosti, které byly sledovány, patří objemová hmotnost čerstvého i ztvrdlého betonu, pevnost v tlaku a součinitel tepelné vodivosti. Z navržených lehkých mezerovitých betonů byly vyrobeny zkušební vzorky, na kterých byly stanoveny vlastnosti v čerstvém stavu: stanovení konzistence v čerstvém stavu dle ČSN EN [5], stanovení objemové hmotnosti v čerstvém stavu dle ČSN EN [6]. Ve ztvrdlém stavu: stanovení objemové hmotnosti dle ČSN EN [7], stanovení pevnosti v tlaku dle ČSN EN [8], stanovení součinitele tepelné vodivosti dle %CSN EN [9], stanovení součinitele zvukové pohltivosti ISO [10].

81 Vlákna z recyklovaných PET lahví mají tloušťku cca 13 µm a délku cca 6,3 mm. Vlákno z recyklovaných PET lahví je zachyceno na obrázku č. 1. Výsledky a diskuze Obr. 1: Fotografie PET vlákna (40x zvětšení) Na vyvíjených lehkých mezerovitých betonech byla nejprve stanovena konzistence [5] a objemová hmotnost betonu v čerstvém stavu [6], která je uvedena v tabulce č. 2 a na obrázku č. 2. Tab. 2 Objemová hmotnost lehkého mezerovitého betonu v čerstvém stavu Vlastnost / Receptura Objemová hmotnost čerstvého betonu [kg/m 3 ] Sednutí kužele [mm] Vzhledem možnosti segregace cementového tmele vlivem velkého rozdílu objemových hmotností obou materiálů, bylo nutné sledovat konzistenci. Proto byla stanovena taková konzistence cementového tmele, aby došlo k obalení zrn lehkého kamenivy z pěnového skla cementovým tmelem, ale nedocházelo k sedání a protékání do spodních vrstev lehkého mezerovitého betonu. Obr. 2 Objemová hmotnost lehkého betonu v čerstvém stavu a konzistence

82 Dále již byla pozornost věnována stanovení vlastností v e ztvrdlém stavu, kde byla sledována primárně pevnost v tlaku [8] společně s objemovou [7] a hodnoty jsou uvedeny v tabulce č. 3. Tab. 3 Objemová hmotnost a pevnost v tlaku lehkého mezerovitého betonu Vlastnost / Receptura Objemová hmotnost ztvrdlého betonu [kg/m 3 ] Pevnost v tlaku [MPa] 3,6 2,9 1,5 0,8 0 1,8 1,2 Dosažené pevnosti v tlaku na ztvrdlém betonu jsou graficky znázorněny na obrázku č. 3 společně s objemovou hmotností ve ztvrdlém stavu. Při snižování množství pojivové složky, kdy byl cement snížen z původní dávky 250 kg/m 3 (receptura 1) až na 100 kg/m 3 (receptura 5), což je o více než polovinu, došlo ke ztrátě mechanických vlastností a ztvrdlý beton nebyl soudržný a docházelo k jeho rozpadu. Ale při pohledu na recepturu č. 8 je možné vidět, že při použití 100 kg portlandského cementu společně s vlákny z recyklovaných PET lahví, byla zvýšena pevnost v tlaku a beton byl soudržný a vykazoval pevnost v tlaku 1,2 MPa. Zde je jasně patrný pozitivní přínos vláken, Podobný efekt je možné pozorovat u receptur č. 4 a 6, kde byla přidána PET vlákna a došlo ke zvýšení mechanických vlastností, přesněji pevnosti v tlaku o více než 100 %. Obr. 3 Pevnost v tlaku a objemová hmotnost ztvrdlého lehkého mezerovitého betonu Dále byla na zkušebních vzorcích ztvrdlého betonu stanovena tepelná vodivost v ustáleném stavu metodou desky (při střední teplotě +10 C a teplotní spádu 10 C). Před zkouškou byly zkušební vzorky vysušeny při teplotě 105 C do konstantní hmotnosti. Výsledky jsou uvedeny v následující tabulce č. 4. a graficky na obrázku č. 4. Tab. 4 Součinitel tepelné vodivosti lehkého mezerovitého betonu Vlastnost / Receptura Součinitel tepelné vodivosti [W/(m K)] 0,1529 0,1419 0,1223 0, ,1214 0,1013

83 Obr. 4 Součinitel tepelné vodivosti lehkého mezerovitého betonu Z výsledků stanovení součinitele tepelné vodivosti není vidět zásadní ovlivnění součinitele tepelné vodivosti přidanými vlákny, ale dle očekávání je rozhodující množství cementu, které je v lehkém betonu obsaženo. Posledním sledovaným parametrem byl činitel zvukové pohltivosti, který vyjadřuje schopnost materiálu pohlcovat dopadající akustickou energii. Měření bylo provedeno na zkušebních vzorcích pomocí akustického interferometru dle ČSN ISO Měření byla provedena v rozmezí Hz v třetinooktávových pásmech. Z naměřených hodnot byly vypočteny jednočíselné hodnoty zvukových pohltivostí DL [db] v souladu s ČSN EN 1793, výsledky jsou uvedeny na obrázku č. 6. Průběh činitele zvukové pohltivosti v závislosti na frekvenčním kmitočtu je znázorněn na obrázku č. 5. Jak je z výsledků patrné, nejlepší akustické výsledky vykazovaly receptury č. 2 a 6. Obr. 5 Součinitel zvukové pohltivosti lehkého mezerovitého betonu receptura č. 2

84 Obr. 6 Přehled vypočítaných jednočíselných hodnot zvukové pohltivosti dle ČSN EN 1793 Závěr Lehké drcené kamenivo z pěnového skla lze využít pro výrobu velmi lehkých mezerovitých betonů s dobrým poměrem tepelně izolačních a mechanických vlastností. Na základě zjištěných výsledků mechanických a tepelně-izolačních vlastností, je dále patrné, že se snižujícím se množstvím cementu, klesají mechanické vlastnosti, ale zlepšují se tepelně izolační vlastnosti. Při snížení množství cementu na hranici (100 kg/m 3 ), již nebylo u ztvrdlého lehkého betonu zajištěna dostatečná soudržnost. Při přídavku vláken na bázi rozvlákněných PET lahví bylo při dosaženo u receptury s dávkou 130 kg cementu zlepšení pevnosti v tlaku o 125 % z 0,8 MPa na 1,8 MPa. Receptura 7 se 100 kg cementu a PET vlákny vykazovala pevnost 1,2 MPa, Tyto mechanické vlastnosti odpovídají receptuře bez vláken s cca 140 kg cementu. Lze tedy konstatovat, že přídavek PET vláken velmi významně zlepšil mechanické vlastnosti mezerovitého betonu a umožnil výrazné snížení dávky cementu při zachování dostatečných mechanických vlastností. V případě receptury č. 7 pak snížení dávky cementu s přídavkem vláken vedlo i k dalšímu snížení tepelně izolačních vlastností betonu. Výsledná hodnota součinitele tepelné vodivosti u receptury č. 7 dosáhla 0,1013 W/(m K), proto lze tento beton využít k výrobě prvků a výstavbě stavebních konstrukcí s velmi dobrými tepelně izolačními vlastnostmi. Vyvinutý lehký beton vykazuje také zajímavé akustické vlastnosti (oproti betonu klasickému hutnému), přičemž nejlepší vlastnosti vykazovaly receptury 2 a 6. Poděkování Příspěvek byl vytvořen v rámci řešení projektu č. LO1408 "AdMaS UP - Pokročilé stavební materiály, konstrukce a technologie" podporovaného Ministerstvem školství, mládeže a tělovýchovy v rámci účelové podpory programu Národní program udržitelnosti I" a projektu FV20086 "Vývoj lehkých novodobých stavebních materiálů s využitím lehkého kameniva na bázi odpadní skleněné moučky" podporovaného Ministerstvem průmyslu a obchodu. Literatura [1] M. Limbachiya, M.S. Meddah, S. Fotiadou, Performance of granulated foam glass concrete, Construction and Building Materials, 28 (2012),

85 [2] M.B. Janetti, T. Plaz, F. Ochs, O. Klesnil, W. Feista, Thermal Conductivity of Foam Glass Gravels: A Comparison between Experimental Data and Numerical Results, Energy Procedia, 78(2015), [3] S. Real, M.G. Gomes, A.M. Rodrigues, J.A. Bogas, Contribution of structural lightweight aggregate concrete to the reduction of thermal bridging effect in buildings. Construction and Building Materials, 121 (2016), [4] Ch-G. Go, J-R. Tang, J-H Chi, Ch-T Chen, Z-L Huang, Fire-resistance property of reinforced lightweight aggregate concrete wall. Construction and Building Materials, 30 (2012), [5] Česká technická norma ČSN EN Zkoušení čerstvého betonu - Část 2: Zkouška sednutím, 2009, [6] Česká technická norma ČSN EN Zkoušení čerstvého betonu - Část 6: Objemová hmotnost, [7] Česká technická norma ČSN EN Zkoušení ztvrdlého betonu - Část 7: Objemová hmotnost ztvrdlého betonu, [8] Česká technická norma ČSN EN Zkoušení ztvrdlého betonu - Část 3: Pevnost v tlaku zkušebních těles, [9] Česká technická norma ČSN EN Tepelné chování stavebních materiálů a výrobků - Stanovení tepelného odporu metodami chráněné topné desky a měřidla tepelného toku - Výrobky o vysokém a středním tepelném odporu, [10] Česká technická norma ČSN ISO Akustika - Určování činitele zvukové pohltivosti a akustické impedance v impedančních trubicích - Část 1: Metoda poměru stojaté vlny, 1999.

86 Správná orientace v mediální komunikaci na průmyslovém trhu STAVEBNICTVÍ / STROJÍRENSTVÍ / ENERGETIKA Pro stavebnictví a strojírenství Časopis Konstrukce Časopis Silnice Železnice Portál Občanská výstavba Portál Vodohospodářské stavby Pro energetické strojírenství Časopis All for Power Odborné konference Portál All for Power Semináře, kurzy, konference Více než dvacetiletá tradice organizování vzdělávacích a poradenských akcí Komunikační agentura v oblasti B2B Komplexní komunikační servis pro B2B trh Orientace na tištěná média, webové portály a konference v oblasti B2B pozemního stavebnictví, strojírenství a dopravního stavitelství, které tvoří odbornou platformu pro přenos informací ve zmiňovaných oborech. Přispíváme k rozvoji vědomostí, poznání a odborné gramotnosti nejen stávajících odborníků, ale i nastupující mladé generace inženýrů a techniků. Časopisy jsou Radou pro výzkum a vývoj vlády ČR zařazeny do seznamu odborných recenzovaných periodik. konstrukce.cz silnice-zeleznice.cz obcanskavystavba.cz vodohospodarske-stavby.cz All for Power informuje o klasické a jaderné energetice, teplárenství, plynárenství, energetickém využití odpadů a o rozvoji elektrizační soustavy. Mapuje příležitosti pro dodavatele v tuzemsku i ve světě. Elektronickým doplňkem tištěného média je portál allforpower.cz, který přináší aktuální zprávy z oboru. Podpora energetického strojírenství a mapování příležitostí pro dodavatele je i cílem mezinárodních konferencí, které každoročně organizuje AF Power agency, vydavatel časopisu. Jde například o konference k výstavbě klasických a jaderných zdrojů, Waste to Energy, o rozvoji elektrizační soustavy, investicích v teplárenství a dalších. allforpower.cz Více než 20 let pro vás připravujeme vzdělávací a poradenské akce. Navštivte naše internetové stránky, kde najdete přehled seminářů a kurzů. Na nich se setkáte s předními odborníky, zkušenými lektory, tvůrci legislativních norem a autory řady odborných publikací. Získáte tak možnost prohloubit si své znalosti, rozvinout své schopnosti a dovednosti a konzultovat problematiku, která vás zajímá. V nabídce naleznete také několik mezinárodních odborných konferencí, jako např. sympozium Mosty, konference Ocelové konstrukce a Speciální betony. sekurkon.cz Specializujeme se na marketingovou komunikaci v oborech energetiky, strojírenství a stavebnictví. Naším posláním je zvyšovat poptávku po produktech našich klientů prostřednictvím komplexního řešení integrované komunikace. Dosahujeme vysoké efektivity a návratnosti, protože dbáme na vzájemnou provázanost jednotlivých komunikačních nástrojů a vždy hledáme originální přístupy pro dosažení stanovených cílů. Naší přidanou hodnotou je znalost trhu, úzké vztahy s odbornými médii a aktivní působení v oborových svazech. mdcom.cz NOVÉ! KONSTRUKCE Media, s. r. o. Starobělská 1133/ Ostrava-Zábřeh tel.: info@konstrukce-media.cz AF POWER agency a. s. Thámova 166/18, Praha 8 tel.: fax: info@afpower.cz SEKURKON s.r.o. Starobělská 1133/ Ostrava-Zábřeh tel./fax: sekurkon@sekurkon.cz MD communications, s.r.o. Hlubinská 32, Ostrava tel.: mobil: info@mdcom.cz Kancelář Praha, Thámova 18, Praha 8 - Karlín, tel./fax:

87 Název: 15. KONFERENCE SPECIÁLNÍ BETONY sborník příspěvků Zpracoval: kolektiv autorů Náklad: 100 kusů Vydal: SEKURKON s.r.o. Vyšlo: říjen 2018 ISBN: Publikace neprošla redakční ani jazykovou úpravou. Za písemnou a grafickou úroveň příspěvků zodpovídají autoři.

88 SPOLUPOŘADATELÉ Konference je pořádána pod záštitou prof. Ing. Jiřího Máci, CSc., děkana Fakulty stavební ČVUT v Praze, ve spolupráci s Fakultou stavební ČVUT v Praze a stavebními fakultami českých vysokých škol. Fakulta stavební ČVUT v Praze MEDIÁLNÍ PARTNEŘI POŘADATEL SEKURKON s. r. o.