2013 TRVANLIVOST A ŽIVOTNOST BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

6/2013

TRVANLIVOST A ŽIVOTNOST BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

SPOLEČNOSTI A SVAZY PODPORUJÍCÍ ČASOPIS

CO NAJDETE V TOMTO ČÍSLE

SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR K Cementárně 1261, 153 00 Praha 5 tel.: 257 811 797, fax: 257 811 798 e-mail: [email protected] www.svcement.cz

12 /

RODINNÝ DŮM POSTAVENÝ Z LEHKÉHO MONOLITICKÉHO TEPELNĚ-IZOLAČNÍHO BETONU

26 /

PŘEPRAVA BETONU PŘI STAVBĚ LANOVKY NA SNĚŽKU

NAVRHOVÁNÍ ZAMĚŘENÉ NA ŽIVOTNOST: IMPLEMENTACE ZÁSAD ZAHRNUTÝCH V MODEL CODE 2010 DO PROVOZNÍ NORMY ISO 16204

/3

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 tel.: 246 030 153 e-mail: [email protected] www.svb.cz

SDRUŽENÍ PRO SANACE BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ Sirotkova 54a, 616 00 Brno tel.: 541 421 188, fax: 541 421 180 mobil: 602 737 657 e-mail: [email protected] www.sanace-ssbk.cz, www.ssbk.cz

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ SPOLEČNOST ČSSI Samcova 1, 110 00 Praha 1 tel.: 222 316 173 fax: 222 311 261 e-mail: [email protected] www.cbsbeton.eu

36 / 46 /

MOŽNOSTI A OMEZENÍ RECYKLACE BETONU

OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU – 10. VNÚTORNÉ OŠETROVANIE A ELEKTRICKÉ CHARAKTERISTIKY BETÓNU

TENKOSTĚNNÝ SENDVIČOVÝ SYSTÉM Z VYSOKOHODNOTNÉHO BETONU VYZTUŽENÉHO ČEDIČOVÝMI VLÁKNY

/ 30

OBSAH

❚

CONTENT

RO ROČNÍK: třináctý ČÍS ČÍSLO: 6/2013 (vyšlo dne 16. 12. 2013) VY VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ VY VYDÁVÁ BETON TKS, S. R. O., PRO: Sva Svaz výrobců cementu ČR Sva Svaz výrobců betonu ČR Če Českou betonářskou společnost ČSSI Sd Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

Ú V O DNÍ K Jana Margoldová

VY VYDAVATELSTVÍ ŘÍDÍ: Ing Ing. Michal Števula, Ph.D. ŠÉ ŠÉFREDAKTORKA: Ing Ing. Jana Margoldová, CSc. PR R PRODUKCE: Ing. Lucie Šimečková

/ 2

TÉMA

RE REDAKČNÍ RADA: Pro Prof. Ing. Vladimír Benko, PhD., Doc. Ing. Jiří Do Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, Prof. Ing. Petr Háj Hájek, CSc. (předseda), Prof. Ing. Leonard Ho Hobst, CSc. (místopředseda), Ing. Jan Hrozek, Ing Ing. Jan Hutečka, Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing n Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, Ing. Do Doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D., Doc. Ing. arch. Patrik Kot Kotas, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada Mazurová, Do Doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D., Ing. Hana Né é Némethová, Ing. Milena Paříková, Petr Škoda, IIng. Ing ng arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, ng CS CSc., MBA, Prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CS CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Ves Veselý, Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.

NAVRHOVÁNÍ ZAMĚŘENÉ NA ŽIVOTNOST: IMPLEMENTACE ZÁSAD ZAHRNUTÝCH V MODEL CODE 2010 DO PROVOZNÍ NORMY ISO 16204

Steinar Helland

/3

S TAV E B NÍ KO NST R U K C E RODINNÝ DŮM POSTAVENÝ Z LEHKÉHO MONOLITICKÉHO TEPELNĚ-IZOLAČNÍHO BETONU

Luděk Rýzner, Jiří Vincenc, Pavel Hladík, Michala Hubertová

GR GRAFICKÝ NÁVRH: 3P, spol. s r. o. Staropramenná 21, 150 00 Praha 5

/ 12

SAZBA: 3P, spol. s r. o. Staropramenná 21, 150 00 Praha 5

MATE R I Á LY A T E CH N O L OG I E TRVANLIVOST LEHKÉHO KONSTRUKČNÍHO BETONU Michala Hubertová / 18 POŽADAVKY NA SLOŽENÍ BETONU VYPLÝVAJÍCÍ ZE SPECIFIKACE BETONU – PROBLÉMY A ALTERNATIVY

Robert Coufal

ČTVRTÁ ZMĚNA ČSN EN 206-1

Michal Števula

/ 55

TENKOSTĚNNÝ SENDVIČOVÝ SYSTÉM Z VYSOKOHODNOTNÉHO BETONU VYZTUŽENÉHO ČEDIČOVÝMI VLÁKNY

Kamil Hodický, Thomas Hulin

/ 30

OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU – 10. VNÚTORNÉ OŠETROVANIE A ELEKTRICKÉ CHARAKTERISTIKY BETÓNU Peter Briatka, Peter Makýš / 36

VĚD A A VÝZ KUM MOŽNOSTI POUŽITÍ POČÍTAČOVÉ TOMOGRAFIE (CT) KE STUDIU BETONU

Éva Lublóy, György L. Balázs

PROF. ING. BŘETISLAV TEPLÝ, CSC. – OSMDESÁTILETÝ

/ 45

VLADIMÍR KŘÍSTEK 75 LET

/ 60

PROF. ING. TOMÁŠ VANĚK, DRSC., ZEMŘEL

/ 61

ŽIVOTNÍ JUBILEUM PROF. ING. ALENY KOHOUTKOVÉ, CSC., FENG.

/ 62

NĚMECKÝ TRANSPORTBETON PRODUKUJE 46 MIL M3

/ 63

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA

/ 64

F I R E M N Í PR E Z E N TAC E CEMEX A VUT V BRNĚ SPOLUPRACUJÍ

N ORM Y • J A KO ST • C E RT I F I K A C E POROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ STATICKÉHO MODULU PRUŽNOSTI V TLAKU RŮZNÝCH RECEPTUR S HODNOTAMI UVEDENÝMI V ČSN 1992-1-1

Petr Huňka, Karel Kolář, Jiří Kolísko

/ 53

ADRESA VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 www.betontks.cz

A K T U A L I TY

/ 43

MOŽNOSTI A OMEZENÍ RECYKLACE BETONU Anette Müller / 46

❚

/ 56

/ 22

PŘEPRAVA BETONU PŘI STAVBĚ LANOVKY NA SNĚŽKU Jan Veselý / 26

6/2013

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

TRVANLIVOST: EN 206 – KONCEPT K-HODNOTY – MODELOVÁNÍ

Markéta Chromá, Pavla Rovnaníková, Břetislav Teplý

ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic

Dlubal Software

Betosan XYPEX TAZUS Červenka Consulting Construsoft FINE Krampe Harex Beton University SVC ČR

/ 11 / 35 / 39 / 55 / 57 / 59 / 61 / 63 / 3. strana obálky / 3. strana obálky / 4. strana obálky

technologie • konstrukce • sanace • BETON

VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE: Beton TKS, s. r. o. Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4 www.betontks.cz Redakce a inzerce: 604 237 681 e-mail: [email protected] Předplatné (i starší výtisky): 602 839 429 e-mail: [email protected] ROČNÍ PŘEDPLATNÉ: základní: 720 Kč bez DPH, 828 Kč s DPH snížené – pro studenty a nově i seniory nad 70 let: 270,- Kč bez DPH, 311 Kč s DPH pro slovenské předplatitele: 28 EUR bez DPH, 32,20 EUR s DPH (všechny ceny jsou včetně balného a distribuce) Vydávání povoleno Ministerstvem kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157 ISSN 1213-3116 Podávání novinových zásilek povoleno Českou poštou, s. p., OZ Střední Čechy, Praha 1, čj. 704/2000 ze dne 23. 11. 2000 Za původnost příspěvků odpovídají autoři. Označené příspěvky byly lektorovány. FOTO NA TITULNÍ STRANĚ: Vrtná plošina Troll A v Severním moři, Photo: ABB (Dag Myrestrand). BETON TKS je přímým nástupcem časopisů Beton a zdivo a Sanace.

1

ÚVODNÍK

❚

EDITORIAL

VÁŽENÉ ČTENÁŘKY, VÁŽENÍ ČTENÁŘI, právě otevírané číslo časopisu je zaměřené na trvanlivost betonu a životnost betonových konstrukcí, které se v posledních letech dostávají do popředí zájmu. Jsou i důvodem k novému přístupu k navrhování nových betonových konstrukcí – nejde již pouze o návrh konstrukce odolávající s jistou bezpečností předpokládanému zatížení, ale je zde nový požadavek, aby to bylo zajištěno po stanovenou dobu. Tato doba se v souladu s přístupem k ochraně životního prostředí a omezování čerpání přírodních zdrojů postupně prodlužuje, u významných konstrukcí, např. velkých mostů, se uvažuje o 200 letech. Historie betonu a jeho role v architektuře a stavitelství je dlouhá, táhne se od starověkých Římanů a některé památky té doby stojí dodnes. Jedním z výrazných bodů této historie byla ztráta reputace betonu, ke které došlo ve světě v druhé polovině 70. let (u nás se to mohlo veřejně přiznat až na začátku 90. let). My se z toho vzpamatováváme dodnes, zatím co ve světě obliba betonu od 90. let rychle narůstala. Jedním z důvodů deziluze z betonu v 70. letech bylo právě nenaplněné očekávaní o jeho trvanlivosti. Na počátku 30. let, kdy řada architektů začala „experimentovat“ s betonem monolitickým či prefabrikovaným, se vytvořila představa, že beton, podobně jako kámen, má téměř neomezenou životnost. V tomto pro beton příznivém období vznikla řada pozoruhodných staveb: z jeho konce uveďme Le Corbusierovy Unite d´habitation v Marseilles a vládní budovy v Chandigharu či Utzonovu Operu v Sydney. Na druhou stranu byla v předválečném období obdivu k možnostem betonu a v rámci poválečné obnovy a usilovného budování světlých zítřků navržena a postavena řada staveb, které měly mnohem nižší architektonickou úroveň. Hrubý a drsný betonový povrch jejich fasád, ne vždy dobře provedených a rychle tmavnoucích ve špatném prostředí velkých měst a průmyslových aglomerací, přispěl k růstu negativních konotací betonu v architektuře, které postupně vedly až k výrazné antipatii k betonu mezi veřejností. Původní nenaplněná očekávání totiž vzešla ze světlých vzdušných funkcionalistických staveb a představy, že beton nestárne, zůstává stejný jako bezprostředně po dokončení. Proces stárnutí nebýval v návrhu a projektu vůbec zohledněn. Po útlumu betonového stavitelství v 70. a 80. letech nastalo v 90. letech 20. století jeho nové celosvětové oživení. Stojí za ním zejména vývoj nových technologií opírajících se o rozsáhlý výzkum chování materiálu a jeho jednotlivých složek od počátků přípravy betonové směsi až po stárnutí konstrukce vystavené různým typům zatížení mechanických, tepelných nebo chemických. Podařilo se objasnit a vysvětlit různé projevy a příčiny degradace materiálu a na jejich základě přistoupit k vývoji technologií výroby betonu a procesu návrhu betonových konstrukcí tak, aby je bylo možno jednou stavět na klientem stanovenou dobu životnosti. K výzkumu a vývoji inovativních průmyslových technologií, které umožňují zvyšovat konkurenceschopnost produkce na mezinárodních trzích, se přistupuje v různých zemích různě. Vyspělé lidnaté země, Francie, Německo, Velká Británie ad., mají každá řadu výzkumných center, která spolu vzájemně soupeří o nalezení nejvhodnějšího řešení daného problé2

mu. Je otázkou, zda je takové soupeření přínosné i v zemích s menším počtem obyvatelstva a není naopak vhodnější prostředky na výzkum soustředit. Lepší finanční zajištění potom dovolí pořídit si lepší přístrojové vybavení do laboratoří, připravovat více zkoušek a ve větším rozsahu, a získávat tak více informací o materiálu a jeho chování. Velmi mne překvapilo, když jsem postupně zjistila, že jen na pražské stavební fakultě se vyvíjí vysokopevnostní a ultra vysokopevnostní beton v několika více méně nezávislých skupinách spojených s různými stavebními firmami, další nepochybně jsou na stavebních fakultách v Brně a Ostravě. Neznám důvody tohoto stavu, ale pro člověka „z venku“ je to těžko pochopitelné. Přináší toto soupeření opravdu rychlejší a kvalitnější výsledky nebo je to luxus, na který doplácíme? Pro zamyšlení uvádím popis norského výzkumu v oblasti betonového stavitelství publikovaný Norskou betonářskou společností v roce 2013: „...Ačkoliv je norský průmysl i státní podniky až na několik výjimek hodně segmentovaný a individualizovaný, typickým rysem norského výzkumu a vývoje v oblasti betonového stavitelství jsou společné projekty a programy, např. vývoj vysokopevnostního betonu (HSC) a lehkého vysokopevnostního betonu (HSLWC) v 80. a 90. letech. I v současnosti jsou inovace hlavním tahounem R & D projektů. Začátkem roku 2005 Norská rada pro výzkum (Research Council of Norway) vydala výzvu pro přihlášení projektů „Výzkumných center pro inovace“ (Centers for Research-based Innovation – CRI), jako nástroje povzbuzení zájmu průmyslu o inovace. Účelem CRI je vybudovat výzkumná centra v těsné spolupráci s partnery z průmyslu i veřejného sektoru zaměřeného na inovace. Předmětem je podpora dlouhodobého výzkumu směřujícího k zvýšení inovativnosti norské průmyslové produkce, zvýšení její konkurenceschopnosti a rovněž podpora norské účasti ve významných mezinárodních výzkumných strukturách. V roce 2006 bylo radou vybráno čtrnáct center zaměřených na výzkum nových technologií a produktů vysokého mezinárodního kalibru. Pouze jedno z nich bylo zaměřeno na technologii materiálu a stavebnictví. Bylo jím COIN – COncrete INovation centre (www.coinweb.no), které dostalo vysoké hodnocení za vědeckou kvalitu a kreativní potenciál. To je zřejmé přiznání důležitosti betonu v moderní společnosti a uznání kvalit a významnosti norského betonářského výzkumu. CRI betonu bylo výsledkem dlouhodobé strategické spolupráce Norské betonářské společnosti, SINTEF (The Foundation for Scientific and Industrial Research) a významných stavebních společností. Aktivity COIN jsou organizovány ve třech hlavních oblastech dle současných potřeb společnosti, průmyslu a ochrany prostředí: 1 – betonové konstrukce přátelské k prostředí (pojiva s nízkými emisemi a redukovanou spotřebou přírodních zdrojů, užití betonu v konceptu nízkoenergetických staveb), 2 – konstrukce ekonomicky konkurenceschopné (robustní a vysoce tekutý beton s řízenou kvalitou povrchu, duktilní beton s vysokou pevností v tahu, vysoká kvalita písků a kameniva pro betony) a 3 – chování betonu (konstrukce s omezenými trhlinami, životnost, konstrukční chování).“ Na webových stránkách jsou přístupné všechny podstatné informace k projektům. Pro umožnění mezinárodní spolupráce a zajištění kontroly je většina vydávaných dokumentů v angličtině. Rozvahu, zda je v českém prostředí lepší koncentrace či soupeření, nechť si čtenář udělá sám.

BETON • technologie • konstrukce • sanace

Jana Margoldová

❚

6/2013

TÉMA

❚

TOPIC

NAVRHOVÁNÍ ZAMĚŘENÉ NA ŽIVOTNOST: IMPLEMENTACE ZÁSAD ZAHRNUTÝCH V MODEL CODE 2010 DO PROVOZNÍ NORMY ISO 16204 ❚ DESIGN FOR SERVICE LIFE: IMPLEMENTATION OF MODEL CODE 2010 RULES IN THE OPERATIONAL CODE ISO 16204 Steinar Helland

Design of Concrete Structures” [8] during summer 2012. According to the obligations given in WTO Agreement on technical barriers to trade [9],

CEB/FIP Model Code 1990 (MC-1990) [1] reprezentoval technologie

it is hoped that these principles will be further implemented in national

a zaměření tak, jak byly aktuální před dvaceti lety. Brzy se ukázalo, že

and regional standards. This article describes the need for a transparent

dokument má v některých oblastech významné mezery. V roce 1995 valné

methodology when dealing with service life design and the process,

shromáždění obou organizací schválilo dokument publikovaný v CEB/FIP

originating from a group of enthusiasts one decade ago, through fib and

bulletinu č. 228 [2], rozšíření MC 1990 o vysokopevnostní beton a v roce

finally reaching international consensus in ISO.

2000 bylo publikováno podobné rozšíření MC 1990 pro beton z lehkého kameniva jako bulletin č. 4 [3]. V roce 2006 fib schválil k používání Model

VÝCHOZÍ SITUACE

Code pro navrhování dle životnosti (MC SLD) publikovaný v bulletinu č. 34

Trvanlivost betonových konstrukcí, a zvláště nedostatečná trvanlivost, byla v posledních dekádách v centru pozornosti společnosti obecně. Rostoucí potřeby oprav se staly výzvou pro stavební průmysl. Tradiční přístup většiny národních či regionálních betonářských norem se zaměřuje na zajištění určité návrhové životnosti pomocí mezních hodnot kompozice materiálu a geometrie konstrukce, které vychází z názorů odborníků zastoupených v normotvorné skupině. Tento přístup však má určité slabiny, např.: • Často je nejasné, které podmínky vyjadřují konec životnosti. • Požadovaná úroveň spolehlivosti je v návrhu často nejasná. • Kritéria by měla být založena na dlouhodobých praktických zkušenostech. Pro nové materiály a konceptuální návrh však jsou takové zkušenosti nedostupné a koncept se sledováním životnosti delším než 50 let je užíván zřídka. V roce 1998 skupina evropských nadšenců, všichni dlouhodobě činní v CEB a FIP, podepsala s Evropskou komisí kontrakt na vývoj společné platformy pro návrh betonových konstrukcí se zaměřením na trvanlivost, který bude zahrnovat stejné prvky a filozofii jako moderní návrh konstrukcí. Tato evropská síť byla nazvána „DuraNet“ a kontrakt běžel do roku 2001. Účastníci (z Evropy a Severní Ameriky) závěrečného workshopu „DuraNet“, který se konal v roce 2001 v norském Tromsø, vypracovali plán postupu pro standardizaci nové metodologie a její celosvětové přijetí v betonovém stavebnictví (obr. 1). Zdálo se tedy, že ISO je pro tuto činnost nejvhodnější prostředí. Někteří členové naší skupiny se proto zúčastnili zasedání ISO TC-71 na podzim roku 2001 v Norsku a představili tam naše vize. Členové TC-71, která je zodpovědná za normalizaci v oblasti betonu na půdě ISO, podpořili naši iniciativu,

[4]. Všechna uvedená (tři) rozšíření postupně vyzrála a jsou v současnosti zahrnuta v novém fib Model Code 2010 (MC-2010) [5, 6 a 7]. Hlavním cílem přípravy fib Model Code je vytvořit modelovou normu, která slouží v dalším období jako podklad pro zpracování konečných návrhových a prováděcích norem. Odpovídajícím protějškem k organizaci, jako je fib, je celosvětově rozšířené ISO. Iniciativa shrnutá v MC SLD byla proto dále rozpracována v ISO TC-71/SC-3/WG-4 a během léta roku 2012 byla přijata jako norma ISO 16204 „Trvanlivost – Návrh životnosti betonových konstrukcí“ [8]. Podle závazků stanovených smlouvou WTO (Světová obchodní organizace) o technických bariérách v obchodu [9] se očekává, že uvedené principy budou implementovány do národních a regionálních standardů. Článek popisuje potřebu standardní metodologie pro navrhování na životnost a proces, který vyvolala skupina nadšenců prostřednictvím organizace fib před deseti lety a který nyní konečně dospěl k mezinárodnímu konsenzu v ISO. ❚ CEB/FIP Model Code 1990 (MC-1990) [1] did represent the technology and focus some 20 years ago. It soon became evident that the document had some important lacunas. In 1995 the General Assemblies in the two organisations endorsed CEB/FIP bulletin no. 228 [2], extensions to MC 1990 for high strength concrete and in 2000 a similar extension to MC 1990 for lightweight aggregate concrete as bulletin no. 4 [3]. In 2006, fib approved bulletin no. 34 Model Code for Service Life Design (MC SLD) [4]. All these three extensions have since matured and are today incorporated in the new fib Model Code 2010 (MC-2010) [5, 6, 7]. The main purpose for a fib Model Code is to act as a model for operational standards. The obvious counterpart for a body like fib operating world-wide is ISO. The initiative taken by MC SLD has therefore further matured in ISO TC-71/ SC-3/WG-4 and was accepted as ISO 16204 “Durability – Service Life

1

6/2013

❚

Obr. 1 Duranet workshop v Tromsø, 2001, který přišel s „cestovním plánem“, jak implementovat mezní stavy a na spolehlivosti založený návrh životnosti do norem ❚ Fig. 1 The Duranet workshop in Tromsø, 2001, coming up with a road-map for how to implement limit state and reliability based service life design in standards


3

TÉMA

❚

TOPIC

ale dali nám na vědomí, že ISO obvykle vychází ve své činnosti z již existujících dokumentů. Proto jsme se společně rozhodli požádat mezinárodní betonářskou federaci fib (která v té době vznikla sloučením aktivit CEB a FIP) o vypracování vhodné předlohy pro normu. Na půdě fib byla z předních odborníků z Evropy, Severní a Jižní Ameriky a Japonska ustanovena Pracovní skupina 5.6 (Task Group – TG 5.6). V roce 2006 byl valným shromážděním fib schválen v Neapoli fib „Model Code pro návrh podle životnosti“ (bulletin č. 34). fib TG 5.6 předsedal prof. Peter Schiessl z Německa. Dalšími členy komise byli Gehlen (Německo), Baroghel-Bouny (Francie), Bamforth (Velká Británie), Corley (USA, současný předseda ISO TC-71), Faber (Dánsko), Helene (Brazílie), Ishida (Japonsko), Markeset (Norsko), Nilsson (Švédsko), Rostam (Dánsko) a Helland (Norsko). Komise se brzy rozhodla vytvořit paralelní dokument k ISO 2394 „General principles on reliability for structures“ [10] (ČSN ISO 2394 Obecné zásady spolehlivosti konstrukcí). Tato norma tvoří dnes referenci pro fib MC-2010 a nejmodernější normy pro navrhování konstrukcí. ISO 2394 je také zdrojovým dokumentem pro evropský Eurocode-0 „Basis of structural design“ (EN 1990) [11] (ČSN EN 1990 (730002) Zásady navrhování konstrukcí). fib potom založil svůj přístup na mezních stavech (MS) a konceptu spolehlivosti. Tento přístup uznává, že povaha časově závislé degradace betonových konstrukcí musí být vyjadřována statistickým způsobem ze dvou důvodů: • přirozeného rozptylu materiálových vlastností, • rozptylu v meso- i mikroklimatických podmínkách, kterým je betonová konstrukce vystavena. Od roku 2006 fib skupina připravující MC-2010, Special Activity Group no. 5, úzce spolupracuje s ISO TC-71/SC-3/ WG-4. Na jaře roku 2013 (v době, kdy vyšla angl. verze tohoto článku v Structural Concrete Vol. 14, March 2013, pozn. red.) byl fib MC-2010 dokončován včetně částí zahrnujících návrh dle životnosti. V létě roku 2012 získala norma ISO 16204 „Durability – Service life design of concrete structures“ pozitivní mezinárodní podporu. Tyto dva dokumenty jsou dnes, s výjimkou obalu a odkazů, téměř identické pohledem na návrh konstrukcí podle životnosti. P Ř Í S T U P V Ě T Š I N Y N O R E M K N ÁV R H U Ž I V O T N O S T I

Ustanovení k zajištění dostatečné trvanlivosti jsou dnes běžně zahrnuta v betonářských normách. V Evropě je trvanlivost stále vnímána jako národní specifikum a předpokládá se, že ustanovení, která se k ní vážou, budou součástí národní přílohy k evropské normě. V CEN TR 15868 [12] zpracoval Tom Harrison srovnání, jak 31 evropských zemí spolupracujících v CEN řešilo požadavek uvedený v EN 1992/EN 13670/ EN 206-1 [13, 14, 15] stanovující 50letou životnost založenou na požadavcích vážících se zejména k maximálnímu poměru w/c, minimální krycí vrstvě výztuže a typu cementu. Rozptyl požadavků na konstrukce vystavené obdobným podmínkám je pozoruhodný. Některé příklady pro třídy prostředí XC3 (vystaveny působení karbonatace a chráněny před deštěm), XC4 (vystaveny působení karbonatace a vystaveny dešti) a XS2 (ponořeny v mořské vodě) pro pade4

Tab. 1 Srovnání některých evropských požadavků na zajištění návrhu padesátileté životnosti [12] ❚ Tab. 1 Comparison of some European durability requirements to ensure 50 years design service life [12]

Rozsah XC3 opatření pro CEM I v rámci Evropy Rozsah XC4 opatření pro CEM I v rámci Evropy Rozsah XS2 opatření CEM I v rámci Evropy

UK Æ w/c < 0,55 a minimální krycí vrstva 25 mm Nizozemsko Æ w/c < 0,5 a minimální krycí vrstva 25 mm UK Æ w/c < 0,5 a minimální krycí vrstva 35 mm

Německo Æ w/c < 0,65 a minimální krycí vrstva 20 mm Německo Æ w/c < 0,6 a minimální krycí vrstva 25 mm Norsko Æ w/c < 0,4 a minimální krycí vrstva 40 mm

sátiletou životnost jsou uvedeny v tab. 1. Rozdíly ve skutečných provedeních pro tyto extrémy jsou opravdu velké. Porovnání požadavků na trvanlivost z ostatních částí světa vychází podobně široké. Předpokládáme-li, že odborné znalosti o uvažovaných otázkách jsou v těchto zemích více méně na stejné úrovni, vysvětlení lze nalézt v tom, že různé národní normové skupiny chápou odlišně, co skutečně představuje konec životnosti stejně jako jaká je zamýšlená (plánovaná) úroveň spolehlivosti. K O N C E P T M E Z N Í H O S TAV U P R O N ÁV R H ŽIVOTNOSTI

Koncept mezního stavu uznává potřebu specifikovat podmínku, která svým splněním představuje „konec životnosti“. Zavedení navrhování dle životnosti založené na spolehlivosti a mezním stavu v obou dokumentech, ISO 2394 a EN 1990, vyplývá z jejich zaměření. Pro fib TG 5.6 to potom byl jasný úkol – otevřít diskuzi o nutnosti jejich doplnění, příp. novelizaci, o odpovídající dokumenty. Na první pohled se tyto myšlenky mohou zdát revoluční, ale ve skutečnosti tomu tak není. Všichni zpracovatelé norem v minulosti museli mít nějakou představu o tom, co považují za „konec životnosti“, když přicházeli se svými opatřeními. Museli mít představu, zda se jedná pouze o rezavé skvrny, nebo o úplné zhroucení konstrukce. Pak uplatnili koncept „mezních stavů“. Museli si také uvědomovat, zda v návrhu na životnost počítají s jakousi průměrnou konstrukcí daného typu, či jejich většinou. Nakonec byl použit pravděpodobnostní přístup. Avšak je čestné přiznat, že tyto postupy byly jen zřídka transparentní. ISO 2394 definuje mezní stav použitelnosti jako stav, který odpovídá podmínkám, za kterých již není možné splnit požadavky na použitelnost konstrukce nebo konstrukčních prvků. fib MC SLD, MC-2010 a ISO 16204 užívají stejnou definici, ale MC-2010 prosazoval skupinu „Mezních stavů spojených s trvanlivostí“ jako samostatnou kategorii. V principu to může být jakýkoliv stav, který způsobí, že vlastník objektu se cítí nepohodlně. Pro betonové konstrukce je koroze výztuže často kritickým procesem zhoršení kvality konstrukce. Mezním stavem může být depasivace výztuže, vznik trhlin, odprýskávání či kolaps konstrukce (mezní stav únosnosti). Vzhledem k problémům při vývoji spolehlivých časově závislých modelů pro postup koroze (po depasivaci) je mezní stav depasivace možností, která je přijatelná pro většinu inženýrů.


❚

6/2013

TÉMA ÚROVEŇ SPOLEHLIVOSTI – NÁSLEDKY SELHÁNÍ

fib MC SLD, MC-2010, EN 1990 a ISO 2394, všechny navrhují tříúrovňové rozdělení následků dosažení mezního stavu: a) nízké riziko pro život – ekonomické, sociální a environmentální následky jsou malé nebo žádné, b) střední riziko pro život – ekonomické, sociální a environmentální následky jsou značné, c) vysoké riziko pro život – ekonomické, sociální a environmentální následky jsou velmi vysoké. Vycházejíce z odpovídající třídy následků a v kombinaci s uvážením nákladů na bezpečnostní opatření by měla být při návrhu životnosti stanovena odpovídající úroveň spolehlivosti tak, aby nedošlo k dosažení mezního stavu. V rámci pravidel, která lze obvykle najít v národní stavební legislativě, by úroveň spolehlivosti použitá v návrhu měla být odsouhlasena majitelem stavby. fib a ISO navrhují limitní pravděpodobnost porušení pf = 10-1 pro depasivaci výztuže (karbonatací nebo napadením chloridy) v případech, kdy přístup oxidu a vlhkosti umožňují vnik koroze. Když je jako MS chápán kolaps konstrukce, je možné uvažovat pf = 10-4 až 10-6 podobně, jako v tradičním návrhu konstrukce, pokud možné následky jsou v třídách b) a c). KONEC ŽIVOTNOSTI

Jak bylo uvedeno, hlavním prvkem dokumentů fib a ISO je doplněná kvantitativní definice k původní kvalitativní, kterou lze najít v tradičních normách, např. v ISO 2394 nebo EN 1990: • Tradiční kvalitativní definice: Návrh životnosti je předpoklá-

TOPIC

dané období, po které konstrukce nebo její část má být užívána pro svůj zamýšlený účel při odpovídající údržbě, ale bez nutnosti významných oprav. • Kvantitativní doplnění dle fib a ISO: Návrh životnosti je definován pomocí: - definice odpovídajícího MS, - počtem let, - úrovně spolehlivosti, se kterou nebude dosaženo MS během tohoto období. Obr. 2 ukazuje, jak mohou být různé mezní stavy spojovány s odpovídajícími úrovněmi spolehlivosti, že nebude dosažen mezní stav v rámci návrhu dle životnosti v případě, kdy koroze výztuže je kritickou situací. V principu musí ověření návrhu prokázat, že konstrukce vydrží všechny kombinace MS s pravděpodobností poruchy pf. Pro praktický návrh dosud nemáme vhodný časově závislý model pro predikaci vzniku koroze po dosažení depasivace výztuže, pro který bylo dosaženo mezinárodního konsenzu. Odpovídající pf potom musí být dostatečně nízké, aby bylo zajištěno, že tento MS dá stejné nebo přísnější požadavky na materiál a tloušťku krycí vrstvy než ostatní kombinace. Uvažujeme-li účinek koroze výztuže po její depasivaci, měl by zde být vedle účinků jiných mechanických namáhání na krycí vrstvu zahrnut i účinek rozpínavých tlaků korozních produktů výztuže. Kdekoliv, kde působí napětí v soudržnosti na výztuž, působí také „rozpínavé napětí“ (bursting stresses) v betonu, které je stejné povahy jako expanzní tlaky korozních produktů, vedoucí až k mezním situacím, tj. ke vzniku trhlin a odprýskávání krycí vrstvy.

25

100 C 50% cumulative failure (%)

Collapse of structure

20

pf § 10 -4- 10 -6 15

Spalling

10

Formation of cracks Depassivation

5

pf § 10

75 B 30% 50 A 2%

25

10%

-1

0

0 0

5

10

15

20

25

30

35

Time

Obr. 2 Různé mezní stavy a odpovídající úrovně spolehlivosti na příkladu postupující koroze výztuže ❚ Fig. 2 Various Limit States and related reliability levels exemplified for corrosion of reinforcement Obr. 3 Čas do depasivace povrchu výztuže (příklad převzat z [16]), norská standartizace stanovila 10% přijatelnost pro depasivace jako kritérium stanovující opatření trvanlivosti, zatímco země A, B a C stanovují 2%, 30% a 50% přijatelnost ❚ Fig. 3 Time till depassivation of reinforcement surface (example derived from [16]). The Norwegian Standardisation body applied a 10% acceptance for depassivation as criteria when determining its durability provisions, while country A, B and C applied 2%, 30% and 50%, resp. Obr. 4 Stejný příklad jako na obr. 3, ale přidáno 10 let probíhající koroze k dosažení vzniku trhlin a odprýskávání krycí vrstvy, MS na 50% pravděpodobnosti depasivace potom dává cca 35% pravděpodobnost porušení pro MS vzniku trhlin a odprýskávání ❚ Fig. 4 The same example as in Fig. 3, with added 10 years active corrosion to reach cracking and spalling of the rebar cover. The Limit State at 50% probability for depassivation then gives a ≈ 35% probability of failure for Limit State cracking and spalling

6/2013

❚

2

0

50

100

150

100

150

years years

3 4

100

cumulative failure (%)

Deterioration (corrosion)

❚

75

50

25

0 0


50

years

5

TÉMA

❚

TOPIC

To je další z argumentů pro vyloučení „minového pole“ vzniku trhlin a odprýskávání jako kritéria MS pro návrh životnosti. Budeme-li se věnovat příkladu depasivace výztuže způsobené karbonatací, všechny sledované charakteristiky budou mít určitý statistický rozptyl. Bude to např. skutečná tloušťka krycí vrstvy, mikroklimatické podmínky, vlhkost betonu, jeho ošetřování ad. Výsledek, určený interval iniciace koroze, bude mít také jistý statistický rozptyl. Obr. 3 odvozený Bamforthem [16] ukazuje kumulativní čas depasivace povrchu výztužných prutů v konstrukci s probíhající karbonatací. Pro stanovení skutečné životnosti této konstrukce musí MS depasivace odpovídat úrovni spolehlivosti. Ve fib komisi 5, TG 5.11 v současné době připravujeme podpůrný dokument k MC-2010 / ISO 16204. Práce odhaluje, že norské požadavky, současně považované za dostatečné, používají pf = 10-1. V tomto případě je dosažena životnost 70 let. Avšak představitelé tří jiných evropských zemí uvedli, že odborníci z jejich normotvorných organizací udávají jako vhodné hodnoty pf 2 . 10-2, 3 . 10-1 a 5 . 10-1 (2, 30 a 50 %). To dává rozptyl nominální životnosti 50 až 109 let pro stejnou konstrukci vystavenou stejnému prostředí. Tento nedostatek shody v užití spolehlivosti vycházející z konceptu mezních stavů je pravděpodobně hlavním důvodem pro výše uvedené velké rozdíly v požadavcích trvanlivosti mezi evropskými normami. Současný nedostatek transparentnosti je také velmi matoucí pro odbornou veřejnost, mezi níž se o návrhu životnosti diskutuje. V obr. 4 jsem zahrnul často používaný předpoklad, že uplyne deset let mezi napadením výztuže korozí a vznikem trhlin, případně počátkem odprýskávaní krycí vrstvy. V takovém případě národně akceptovaná 50% pravděpodobnost depasivace výztuže implikuje také přijatelnou 35% pravděpodobnost vzniku trhlin a počátku odprýskávání krycí vrstvy. Zatímco je pro klienta snadné přijmout vysokou pravděpodobnost dosažení nedramatických projevů, jako depasivace výztuže, během životnosti konstrukce, je pro něj mnohem obtížnější přijmout vznik a rozvoj trhlin a odprýskávání krycí vrstvy. Následky související s příliš vysokou pravděpo-

Tab. 2 ISO 2394, Table 1 [10], dává příklady návrhové životnosti, stejná tabulka je v EN 1990 [11], ISO 16204 [8] udává, že by měly být použity tři třídy s ohledem na konstrukční části budovy, kde je oprava obtížná nebo drahá ❚ Tab. 2 ISO 2394, Table 1 [10], gives examples of design service lives. The same table is given as guidance in EN 1990 [11]. ISO 16204 [8] states that class 3 should be used with care for structural parts of buildings where repair is complicated or expensive

1

Národní návrhová životnost [roky] 1 až 5

2

25

3

50

4

100 a více

Třída

Příklady dočasné konstrukce vyměnitelné konstrukční části, např. jeřábové nosníky, ložiska budovy a další konstrukce, které nejsou uvedeny níže monumentální budovy a jiné speciální nebo důležité konstrukce, velké mosty

dobností poruchy související s depasivací výztuže by proto měly být řádně objasňovány. J A K Á J E P Ř I J AT E L N Á D É L K A N ÁV R H O V É ŽIVOTNOSTI?

ISO 2394 dává návod pro přijatelnou volbu délky návrhové životnosti (tab. 2). Stejný návod je uveden v evropské normě EN 1990 a je v praxi nejčastěji užívaným postupem v nejvýznamnějších částech světa. Tabulka je však obecně platná pro všechny typy stavebních materiálů a měla by být užívána pro betonové konstrukce s nejvyšší opatrností. A to zvláště pro třídu 3 zahrnující budovy, která je nejrozmanitější skupinou. Některé budovy, např. továrny, mají životnost stanovenou ekonomicky v závislosti na instalovaném strojním vybavení. Na druhé straně konstrukční části rezidenčních budov budou mít obecně ve společnosti očekávanou životnost mnohem delší než 50 let (tab. 2). ISO 16204 proto důrazně doporučuje uživatelům používat vyšší hodnoty přinejmenším pro ty konstrukční části betonových budov, kde by oprava nebo výměna prvků byla obtížná nebo finančně nákladná. 5

Establishing the serviceability criteria

Verification by the “Full probabilistic” method Involving: * Probabilistic models - resistance - loads/exposure - geometry * Limit states

Verification by the “Partial factor” method. Involving: * Design values - characteristic values - partial factors * Design equations * Limit states

Verification by the “Deemed-to-satisfy” method. Involving: Exposure classes, limit states and other design provisions

Verification by the “Avoidance of deterioration” method. Involving: Exposure classes, limit states and other design provisions

Execution specification Maintenance plan Condition assessment plan

Execution of the structure

In the case of non-conformity to the performance criteria, the structure becomes obsolete or subject to full or part ial redesign

Establishing the general layout, the dimensions and selection of materials

Inspection of execution

Maintenance

6

Condition assessments during operational service life

Obr. 5 Vývojový diagram pro návrh životnosti [8] ❚ Fig. 5 Flowchart for service life design [8]


❚

6/2013

TÉMA N ÁV R H Ž I V O T N O S T I A J E J Í V E R I F I K A C E

Návrh konstrukce zahrnuje všechny činnosti potřebné k nalezení vhodného řešení z hlediska funkčních, environmentálních a ekonomických požadavků (definice v MC-2010). To znamená, že činnosti směřující k návrhu životnosti by měly probíhat dle vývojového diagramu na obr. 5. Podobný graf je obsažen v MC SLD a slovně popsán v fib MC-2010. Kritéria použitelnosti musí být odsouhlasena majitelem objektu v rámci platné legislativy. Dokumenty nespecifikují, jak projektant vyřeší základní dispozici, rozměry a výběr materiálů. Ověření/posouzení návrhu v projektu je však důrazně požadováno. fib i ISO dokumenty umožňují čtyři formy posouzení návrhu životnosti: • Plně pravděpodobnostní metoda: Čas k dosažení MS s požadovanou úrovní spolehlivosti je počítán na základě statistických dat o zatížení vlivem prostředí a odolnosti konstrukce. • Metoda dílčích součinitelů bezpečnosti: Postup je podobný jako v případě plně pravděpodobnostní metody, ale statistická data o zatížení a odolnosti konstrukce jsou nahrazena charakteristickými hodnotami a dílčími součiniteli bezpečnosti. • Metoda dodržení zásad životnosti (The deemed-to-satisfy method): Soubor podmínek (obvykle w/c, tloušťka krycí vrstvy výztuže, šířka trhliny, pórovitost ad.), pro něž jsou normotvornou komisí stanovena návrhová kritéria splnění. • Metoda vyloučení vlivů způsobujících degradaci (The avoidance-of-deterioration method): tato metoda předpokládá, že k degradačnímu procesu nedojde, protože např. zatížení a konstrukce jsou odděleny obkladem nebo membránou, jsou použity nereaktivní materiály, reakce jsou potlačeny pomocí elektrochemických metod ad. Pátý způsob nabízený MC-2010 pro ověření celkové únosnosti konstrukce, tzv. celková odolnost, není pro návrh životnosti používán. Obě metody, metoda dílčích součinitelů bezpečnosti i metoda dodržení zásad životnosti, by měly být kalibrovány, a to buď plně pravděpodobnostní metodou, nebo na základě dlouhodobých zkušeností s použitím tradičních postupů. Z uvedených čtyř možností je plně pravděpodobnostní metoda nejsložitější a nejpropracovanější. Proto je pro většinu akademiků tou nejprestižnější a nejpřesnější. To je však zásadně špatně. Vzhledem k běžnému nedostatku dobrých a reprezentativních dat, a nejistotám v modelování, je plně pravděpodobnostní metoda jen zřídka vhodná pro návrh nové konstrukce. Na druhou stranu je to však metoda velmi vhodná pro posouzení zbytkové životnosti existujících konstrukcí, kde data mohou být získána ze skutečné konstrukce. Posuzováním zbytkové životnosti stávajících konstrukcí pomocí plně pravděpodobnostní metody získáváme velmi silný nástroj pro ověřování metody dodržení zásad životnosti (deemed-to-satisfy) a jejích ustanovení pro návrh nových konstrukcí v podobné expozici i dalších návrhových podmínkách. Metoda dílčích součinitelů je semi-pravděpodobnostní přístup, kde jsou výpočty prováděny deterministicky a statistický rozptyl vstupních parametrů je do procesu vnášen prostřednictvím dílčích součinitelů. Kalibrace těchto dílčích součinitelů pro návrhovou životnost v obecném použití je velmi náročná a její praktické využití je proto v blízké budoucnosti obtížně představitelné. Oba dokumenty, MC-2010 i ISO 16204, předpokládají, že metoda dodržení zásad životnosti i metoda vyloučení vlivů způsobujících degradaci budou dominantní při praktickém 6/2013

❚

❚

TOPIC

návrhu životnosti nových konstrukcí v budoucnosti, ale ustanovení první z nich se budou vztahovat ke specifickým MS a spolehlivosti. Toto bude dále ověřováno normalizační komisí a komunikováno s odbornou veřejností. M O D E L O VÁ N Í

Obecně Abychom mohli používat plně pravděpodobnostní metodu a metodu dílčích součinitelů bezpečnosti, potřebujeme modely, které dokážou popsat degradační proces v čase. Takových a ještě se širokým mezinárodním konsenzem však v naší oblasti (betonové stavebnictví, pozn. red.) zatím mnoho není. fib MC SLD, MC-2010 a ISO 16204 doporučují 2. Fickův zákon modifikovaný časově závislým difúzním koeficientem pro průnik chloridů a tradiční model druhé odmocniny času pro karbonataci. Oba modely, popsané a vysvětlené v uvedených třech dokumentech, jsou vysvětleny i v dalším textu. Dokumenty nevylučují pro užívání také další modely s podmínkou, že jsou dostatečně ověřeny zkušenostmi v reálných případech. Karbonatace Postup karbonatace lze popsat následujícím vztahem xc t " W k t ,

(1)

kde k je součinitel vyjadřující základní odolnost vybrané betonové směsi (poměr w/c, typ cementu, přísady) v referenčních podmínkách a za vlivu základních podmínek prostředí (tj. relativní vlhkosti a koncentrace CO2) proti postupu karbonatace. Odráží také vliv provádění betonové konstrukce. W vnáší do vztahu vliv proměnných meso-klimatických podmínek pro specifický betonový prvek během jeho životnosti, jako jsou vlhkost a teplota. Při návrhu nové konstrukce mohou být faktory k a W odvozeny ze záznamů o stávajících konstrukcích, kde je návrh směsi betonu, provádění i vystavení podmínkám prostředí podobné jako u nově navrhované konstrukce. Pro posouzení zbytkové životnosti stávající konstrukce mohou být hodnoty k a W stanoveny přímo dle stavu vyšetřované konstrukce. Průsak chloridů Průsak chloridů z mořské vody (nebo rozmrazovacích solí, pozn. red.) by měl být posuzován pomocí následujícího vztahu ¬ ¼ x C (x,t) " C s (Cs C i ) erf( )½ . 2 Dapp ( t ) t ½ ® ¾

(2)

V tomto modifikovaném 2. Fickově zákonu difúze C (x, t) vyjadřuje obsah chloridů v betonu v hloubce x (povrch konstrukce: x = 0 mm) a v čase t [wt. – %/obsah pojiva], Cs obsah chloridů v povrchové vrstvě betonu [wt. – %/obsah pojiva], Cj počáteční obsah chloridů v betonu [wt. – %/obsah pojiva], x je hloubka odpovídající obsahu chloridů C (x, t) [mm], Dapp(t) je koeficient difúze chloridů betonem [mm2/rok] v čase t (viz vztah (3)), t čas vystavení působení chloridů [roky] a erf je chybová funkce. F

©t ¹ Dapp ( t ) " Dapp ( t0 ) ª 0 º , « t»

(3)

kde Dapp (t0) je koeficient difúze měřený v referenčním čase t0


7

TÉMA

❚

TOPIC

a α je faktor věku ovlivňující snižování difúzního koeficientu v čase. V závislosti na typu pojiva a podmínkách mikroprostředí se pohybuje mezi 0,2 až 0,8. Zdánlivý koeficient difúze po časovém úseku t vystavení působení chloridů Dapp(t) představuje konstantní ekvivalentní koeficient difúze dávájící podobný chloridový profil jako měřený profil pro konstrukci vystavenou chloridovému prostředí po dobu t. K poklesu zdánlivého koeficientu difúze dochází z několika důvodů: • pokračující reakce pojiva, • vliv snižování obsahu vody v kapilárách v povrchové zóně v čase, • stupeň nasycení betonu, • působení chloridů vniklých do betonu z mořské vody nebo rozmrazovacích solí (výměna iontů s následným zanášením (uzavíráním) pórů v povrchové vrstvě). Pro návrh nové konstrukce lze parametry Cs, Ci, Dapp (t0) a α odvodit z nějaké stávající konstrukce, kde jsou betonová směs, provádění a podmínky expozice stejné jako ty předpokládané pro novou konstrukci.

6 7

Při posuzování zbytkové životnosti stávající konstrukce, faktory, s možnou výjimkou α, mohou být určeny přímo z odpovídajících měření na konstrukci. Pro oba případy, návrh nové konstrukce i posouzení zbytkové životnosti stávající konstrukce, lze faktor stáří α získat z místního šetření konstrukce s podobnou betonovou směsí, realizací a podmínkami prostředí, jako u řešené konstrukce. Pro výpočet faktoru stárnutí jsou třeba výsledky alespoň ze dvou intervalů (s dostatečným odstupem mezi nimi) expozice konstrukce v chloridovém prostředí. Další degradační mechanismy O účinku kyselin, síranů a alkalické reakci MC-2010 a ISO 16204 uvádí, že zatím nejsou dostupné žádné časově závislé modely s širokým mezinárodním konsenzem a že plně pravděpodobnostní přístup a přístup na základě metody dílčích součinitelů bezpečnosti nejsou v těchto případech v současnosti vhodné. Pro tyto mechanismy by měly být použity postupy zahrnuté v metodě dodržení zásad životnosti a metodě vyloučení vlivů způsobujících degradaci (deemed-to-satisfy and avoidance-of-deterioration approaches). Pro rozmrazovaní a zmrazování byl formulován obecný časově závislý model, který je však vzhledem ke složitosti vstupních parametrů zatím obtížně použitelný. Proto by i v tomto případě měly být v praxi používány přístupy metod dodržení zásad životnosti a vyloučení vlivů způsobujících degradaci. Jak bylo zmíněno, komise fib a ISO měly problém s doporučením časově závislých modelů pro výpočet rychlosti postupu koroze výztuže po její depasivaci, přestože modely schopné určit celkový objem korozivních produktů již existují. Je však u nich problematické rozlišit koncentrovanou (důlkovou) korozi a korozi rozprostřenou na větší plochu s méně vážnými následky. Vliv trhlin Intuitivně předpokládáme, že konstrukce poškozené trhlinami budou degradovat rychleji než konstrukce bez trhlin. Avšak ani fib ani ISO komise nerozhodly o doporučení nějakého obecného modelu, který by zahrnoval tento jev. Komise zatím doporučují setrvat u zjednodušeného přístupu užívaného ve většině současných operativních norem. To znamená, že koroze výztuže není ovlivněna šířkou trhliny pod určitou hodnotou. V závislosti na náročnosti prostředí a citlivosti konstrukce je tato mezní šířka trhliny udávána jako charakteristická hodnota (horní 5% kvantil) v intervalu 0,2 až 0,4 mm. V nejtvrdších podmínkách expozice (např. expoziční třídy XD3/XS3, jak je definuje ISO 22965-1 [17] a EN 206-1), jsou-li použitelnost nebo konstrukční celistvost narušeny a jestliže sledování, kontroly a případné zásahy nelze provádět, je doporučeno vyloučit vlivy způsobující degradaci. Nejistoty v modelech a datech Jako inženýři skromně přiznáváme a připouštíme, že mode-

Obr. 6 Platforma Oseberg A v bouřlivém počasí [19] Fig. 6 Oseberg A platform in stormy weather [19]

❚

Obr. 7 Inspektor posuzující stav betonového pláště těžní platformy v Norském moři [19] ❚ Fig. 7 An inspector assessing the condition of a concrete shaft on a North Sea petroleum installation [19]

8


❚

6/2013

TÉMA

ly, které používáme, jsou pouze přiblížením skutečného chování konstrukcí. Podobně jako v tradičních postupech návrhu, musí být nejistoty modelů do výpočtů zahrnuty tak, aby jejich následky byly, pokud možno, potlačeny. Stejně tak máme základní problém, když se pokoušíme popsat dlouhodobou odolnost konstrukce pomocí zrychlených zkoušek mladých betonových prvků v laboratoři. MC-2010 a ISO 16204 varují uživatele před nekritickým spoléháním se na předpovědi založené na laboratorních testech vzorků starých pouze několik měsíců a extrapolovaných do konce návrhové životnosti bez zohlednění nejistot modelu i vstupních dat. Jedna z cest, jak redukovat tyto vlivy, je užívat k extrapolaci dat modely vycházející ze sledování konstrukcí vystavených po určenou dobu ve skutečném prostředí. Norská normalizační komise užívala tento přístup, když jsme prověřovali současné požadavky na dodržení zásad životnosti zahrnuté v norských normách. Maage a Smeplass [18] analyzovali a extrapolovali místní šetření o karbonataci konstrukcí starých přibližně jednu dekádu. Helland, Aarstein a Maage [19] analyzovali zbytkovou životnost deseti betonových konstrukcí v Norském moři na základě 180 chloridových profilů sestavených po 2 až 26leté expozici (obr. 6 a 7). Obě studie byly zpracovány podle modelů a principů založených na MS (depasivaci) a stupni spolehlivosti, jak jsou popsány pro plně pravděpodobnostní metodu v MC-2010 a ISO 16240.

❚

TOPIC

ší z příkladů implementace ustanovení fib MC-2010 do operačních norem ISO. Dále je požadováno, aby projektant zpracoval v součinnosti s organizací, která se bude starat o provoz a údržbu konstrukce, „Plán údržby“. Tento plán by měl obsahovat instrukce k činnostem, o kterých se předpokládalo, že je bude třeba vykonávat, např. generální úklid, kontrola systému odvodnění, pravidelné prohlídky a opravy těsnění ad. V projektu by měl být také zahrnut plán prohlídek a kontrol. Tento plán by měl stanovit: • jaké typy kontrol jsou požadovány, • které prvky konstrukce by měly být kontrolovány, • frekvenci prohlídek, • kritéria, která by měla být splněna, • zápis výsledků kontrol, • návrh postupu v případě, že nebudou splněna požadovaná kritéria. Protože úroveň spolehlivosti, na které je založeno posouzení návrhu, je zvolena na základě možných následků stavu, kdy by konstrukce nevyhověla odpovídajícímu MS, je důležitost prohlídek a kontrol během životnosti konstrukce velmi vysoká. Bude-li konstrukce často podrobena důkladným kontrolám kvalifikovanými pracovníky, poškození a poruchy budou rozeznány v raném stadiu, které umožňuje místní vyspravení či opravu konstrukce, což zabrání vážnějším následkům. Není-li konstrukce (ani její části) vůbec podrobena kontrolám (často např. základy), mohou být případné následky jejích poruch či poškození mnohem vážnější. Je třeba, aby to bylo vzato v úvahu už při návrhu a v projektu konstrukce.

P Ř E D P O K L A D Y N ÁV R H U Z H L E D I S K A P R O VÁ D Ě N Í , Ú D R Ž B Y A O P R AV

ROZDÍLY MEZI fib MC SLD, fib MC-2010 A ISO 16240

Navrhujeme-li novou konstrukci (nebo rekonstrukci stávající konstrukce), je třeba pracovat s některými základními předpoklady. Proces výstavby konstrukce musí zajistit, že výsledná konstrukce bude mít vlastnosti, které předpokládal její návrh. Kvalita odváděné práce a kvalita řízení procesů na staveništi musí proto dosahovat určité úrovně. MC-2010 a ISO 16204 proto považují za minimální požadovanou úroveň splnění požadavků uvedených v ISO 22966 „Provádění betonových konstrukcí“. Tato norma je více méně identická s evropskou normou EN 13670. Je zdůrazněno, že některé zvláštní požadavky na materiály nebo provádění vztažené k trvanlivosti nejsou vždy prováděcí normou pokryty a měly by být vyjasněny mezi autorem návrhu a realizátorem stavby jako část „specifikace provádění“. Očekává se, že dokončená konstrukce bude řádně prohlédnuta a zkontrolována. Je doporučováno, aby návrh a projekt konstrukce byl zakončen prováděcí dokumentací. Část této dokumentace, která obsahuje vstupní parametry k návrhu životnosti, a slouží proto jako podklad pro posouzení stavu během používání konstrukce, je často označována jako „rodný list“ konstrukce. Pokud kontrola odhalí odchylky od specifikace, které překračují dané tolerance, musí být zahájen proces činností směřující k dosažení shody. Předpoklady týkající se sledování konstrukce během jejího užívání jsou v MC-2010 zahrnuty v kapitole 9 „Údržba“ a pro normu ISO 16204 jako navazující norma ISO 16311 [21]. ISO 16311 pro údržbu a opravy betonových konstrukcí připravuje ISO TC-71/SC-7 pod vedením profesora Tamona Uedy, jednoho z hlavních autorů Kapitoly 9 MC-2010. Je to dal-

MC SLD byl prvním z tohoto typu dokumentů. Jeho posláním bylo představit nový koncept, a proto zahrnuje rozsáhlé komentáře, vysvětlení a řadu informativních příloh s příklady použití. Příklady byly pro čtenáře velmi užitečné, ale někteří si je špatně interpretovali a považovali je za obecně platné. Takové chyby v užívání způsobily různá nepochopení a rozčarování, protože získané výsledky byly v těchto případech nerealistické a matoucí. Část odborné veřejnosti spojovala MC SLD pouze s modelováním na základě plně pravděpodobnostní metody. V praxi a v oblasti standardizace byla k novému přístupu z těchto důvodů značná skepse. V kontrastu k MC SLD je MC-2010 obecný dokument pokrývající všechny oblasti návrhu, výstavby, údržby a případného odstranění konstrukce. Různé prvky důležitosti pro návrh životnosti jsou zde předkládány a rozebírány paralelně jak v návrhu konstrukce, tak i v návrhu z pohledu udržitelnosti. Hlavní prvek návrhu životnosti konstrukce je zahrnut v kapitole 7.8 „Posouzení mezních stavů z pohledu trvanlivosti“. MC-2010 nepřejal informativní přílohy z MC SLD, ale odkazuje na tento dokument, pokud čtenáři mají zájem. Text MC-2010 je v zásadě stejný jako v normativní části MC SLD, je však vyzrálejší díky předchozím zkušenostem s MC SLD a faktu, že staré jádro fib TG 5.6 bylo rozšířeno o dvacet pět odborníků pracujících v komisích ISO, aby současně s fib SAG-5 pracovali na MC-2010. ISO 16204 je téměř ekvivalentní v otázkách návrhu životnosti s MC-2010, ale obsahuje méně komentářů. Protože ISO 16204 je především operativní norma, její rozsah se od MC-2010 liší.

6/2013

❚


9

TÉMA

❚

TOPIC

Tato mezinárodní norma specifikuje principy a doporučuje postupy pro posouzení trvanlivosti betonových konstrukcí vystavených: • známým nebo předvídatelným vlivům prostředí způsobujícím degradaci materiálu vedoucí až k nemožnosti sloužit účelu, ke kterému byla konstrukce navržena, • zhoršování materiálových vlastností bez agresivity ze strany vnějšího prostředí konstrukce, označované jako stárnutí materiálu. Poznámka: Např. chloridy přítomné v betonové směsi mohou způsobit vnitřní degradaci materiálu i v případě, že další chloridy nebudou z povrchu vnikat.

Tato mezinárodní norma je určena pro národní normotvorné orgány pro jejich práci v posuzování a oceňování jejich požadavků na trvanlivost betonových konstrukcí. Norma může být také použita pro: • posouzení zbytkové životnosti stávající konstrukce, • pro návrh životnosti nových konstrukcí za předpokladu kvantifikovaných parametrů na úrovni spolehlivosti a návrhových parametrů daných národními přílohami tohoto mezinárodního standardu. V příloze E k ISO 16204 jsme uvedli návod na obsah takové národní přílohy. D A L Š Í A K T I V I T Y f i b N A P O L I N ÁV R H U Ž I V O T N O S T I

Komise 5 „Aspekty životnosti konstrukce“ je základní fib komisí na toto téma. Pracovní skupiny v současnosti zpracovávající dokumenty v přímé podpoře MC-2010 a ISO 16204 jsou: • TG 5.08 „Podmínky kontroly a posuzování železobetonových konstrukcí vystavených korozivnímu prostředí“, • TG 5.09 „Předlohy technických specifikací pro účely oprav a zásahů“, • TG 5.10 „Rodný list a další doklady pro management životnosti“, • TG 5.11 „Kalibrace předpisů dodržení zásad životnosti vzhledem k trvanlivosti“, • TG 5.13 „Operativní dokumenty pro podporu návrhu životnosti“. Z ÁV Ě RY

MC-2010 zahrnuje návrh betonové konstrukce souběžně z hlediska únosnosti, její životnosti a udržitelnosti. Hlavní autor části MC-2010 zaměřené na udržitelnost je prof. Koji Sakai. Je také předsedou paralelní subkomise ISO TC-71, která se zabývá implementací těchto ustanovení do ISO 13315 [22], soustavy norem zajišťující kompatibilitu mezi oběma soubory dokumentů. Návrh životnosti konstrukce je hlavní jmenovatel všech výpočtů zaměřených na náklady a udržitelnost pro vlastníka i společnost. Jako předseda pracovní skupiny ISO TC-71/SC-3/WG-4 doufám, že koncept založený na MS a spolehlivosti vyvinutý fib a implementovaný ISO zlepší současnou situaci a umožní praxi přistupovat k racionálnějším rozhodnutím. V Evropě jsme začali s procesem revize našich hlavních normových předpisů pro výstavbu betonových konstrukcí. Výsledky tohoto procesu by se měly objevit na konci této dekády. Spojením pracovní skupiny CEN TC-104 (materiály a provádění) a TC-250/SC-2 (návrh) s překrývajícími se náplněmi se nová metodologie dostala do jejich diskuzí. Podobná snaha zařadit fib/ISO metodologii návrhu životnosti byla vyjádřena TC-250/SC-2, když se začínalo s procesem revize EN 1992 [23]. 10

Literatura: [1] CEB/FIP Model Code 90, fib – fédération internationale du béton, International Federation for Structural Concrete. Case Postale 88, CH-1015 Lausanne, Switzerland, 1993 [2] FIP/CEB Bulletin No 228, High Performance Concrete. Extensions to the Model Code 90, fib, Lausanne, Switzerland, 1995 [3] fib Bulletin No. 4, Light Weight Aggregate Concrete – part 1: Recommended extensions to Model Code 90, fib, Lausanne, Switzerland, 2000 [4] fib Bulletin No. 34, Model Code for Service Life Design, fib, Lausanne, Switzerland, 2006 [5] fib Bulletin No. 65, Model Code 2010, Final draft, Vol. 1, fib, Lausanne, Switzerland, 2012 [6] fib Bulletin No. 66, Model Code 2010, Final draft, Vol. 2, fib, Lausanne, Switzerland, 2012 [7] Walraven J., Bigaj-van Vliet A.: The 2010 fib Model Code for concrete structures: a new approach to structural engineering, Structural Concrete, Journal of the fib, Vol. 12, No. 3, September 2011 [8] ISO 16204 Durability – Service Life Design of Concrete Structures, International Organization for Standardization ISO Central Secretariat. 1, ch. de la Voie-Creuse, CP 56, CH-1211 Geneva 20, Switzerland, 2012 [9] WTO Agreement on technical barriers to trade (TBT), Uruguay Round Agreement, World Trade Organization, https://www.wto.org/english/ docs_e/legal_e/17-tbt_e.htm [10] ISO 2394 General Principles on reliability for structures, ISO, Geneva, Switzerland, 1998 [11] EN 1990, Eurocode – Basis of structural design, CEN – European Committee for standardization, Avenue Marix 17, B-1000 Brussels, Belgium, 2002 [12] Harrison T.: CEN/TR 15868 Survey of national requirements used in conjunction with EN 206-1:2000, CEN, Brussels, Belgium, 2009 [13] EN 1992-1-1, Eurocode 2: Design of concrete structures – Part 1-1: General – Common rules and rules for buildings, CEN, Brussels, Belgium, 2004 [14] EN 13670 Execution of concrete structures, CEN, Brussels, Belgium, 2009 [15] EN 206-1 Concrete – Part 1: Specification, performance, production and conformity, CEN, Brussels, Belgium, 2000 [16] Bamforth Ph.: Enhancing reinforced concrete durability, Concrete Society Technical Report no 61. The Concrete Society, Riverside House, 4 Meadows Business Park, Station Approach, Blackwater, Camberley, Surrey, GU17 9AB, 2004 [17] ISO 22965-1 Concrete – Part 1: Methods of specifying and guidance for the specifier, ISO, Geneva, Switzerland, 2007 [18] Maage M., Smeplass S.: Carbonation – A probabilistic approach to derive provisions for EN 206-1, DuraNet, Third workshop, Tromsø, Norway, June 2001, Reported in “Betongkonstruksjoners Livsløp” report no 19, Norwegian Road Administration, P.O.Box 8142, 0033 Oslo, 2001 [19] Helland S., Aarstein R., Maage M.: In-field performance of North Sea offshore platforms with regard to chloride resistance, Structural Concrete, Journal of the fib, Vol. 11, No. 2, June 2010 [20] ISO 22966 Execution of concrete structures, ISO, Geneva, Switzerland, 2009 [21] ISO/DIS 16311 Maintenance and repair of concrete structures, ISO, Geneva, Switzerland, 2011 [22] ISO 13315 Environmental management for concrete and concrete structures, ISO, Geneva, Switzerland, 2012 [23] CEN TC250/SC2 document N 833 Future development needs in EN 1992’s, Secret. DIN, mailing address: 10772 Berlin, Germany

Doufám, že tato metodologie bude promítnuta i do „lehké“ revize evropské normy pro výrobu betonu EN 206, jejíž dokončení bylo plánováno na rok 2013 (a bylo odsunuto, pozn. red.). Revize má umožnit 31 národním normotvorným orgánům zajistit pro jejich národní přílohy v rámci CEN vyšší míru harmonizace a transparentnosti, než je tomu v současnosti. DOI: 10.1002/suco.201200021 – původní anglický text článku v Structural Concrete, Vol. 14, March 2013, pp. 10–18. Steinar Helland Skanska Norge as Post box 1175, Sentrum, 0107 Oslo, Norway e-mail: [email protected] Pozn. red.: O dokumentech, které jsou předmětem článku, bylo referováno v Beton TKS 3/2006 a 2/2010.


❚

6/2013

F I R E M N Í P R E Z E N TA C E

❚

COMPANY PRESENTATION

CEMEX A VUT V BRNĚ SPOLUPRACUJÍ NA VÝZKUMU VYUŽITÍ FLUIDNÍCH POPÍLKŮ VE STAVEBNICTVÍ Společně s růstem pozornosti, která je věnována ochraně životního prostředí, se významným způsobem zvyšují nároky na stavební průmysl a ekologické otázky s ním spojené. Zásoby a zdroje přírodních surovin jsou omezené, proto je nutné i v tomto odvětví hledat prostor pro možnosti využívání alternativních zdrojů. Těmi mohou být např. druhotné resp. odpadní materiály vzniklé při výrobě primárních surovin nebo energie. Z ekonomického hlediska je výhodné nakládat s odpadními materiály, protože není potřeba je těžit ani jinak získávat. Z hlediska ekologického je výroba z druhotných surovin také výhodná – jejich vícenásobné použití pomáhá šetřit zdroje přírodních surovin pro další generace a obecně chrání životní prostředí. Z těchto důvodů začaly spolupracovat firmy CEMEX Czech Republic, s. r. o., a ČEZ Energetické produkty, s. r. o., spolu s Fakultou stavební VUT v Brně. Na společný projekt – Možnosti průmyslového využívání fluidních popílků z nízkoteplotního spalování pro výrobu stavebních hmot – získali účelovou podporu v rámci programu TIP Ministerstva průmyslu a obchodu ČR (projekt ev. č. FR-TI4/582). Projekt si klade za cíl zvýšit efektivitu využi1a

trná rozdílnost obou druhů. Zejména tvar částic a od něj odvíjející se měrný povrch. Složení popílku je ovlivněno druhem použitého sorbčního činidla – vápence nebo dolomitu. Z toho také plyne poměr obsahu CaO (oxidu vápenatého) a MgO (oxidu hořečnatého). Hodnota ztráty žíháním je zvýšena v důsledku obsahu zbytků uhlíku a vázané vody a CO2 (oxidu uhličitého) v CaCO3 (uhličitanu vápenatém), resp. MgCO3 (uhličitanu hořečnatém). Fluidní popílek není ve většině zemí brán v úvahu jako příměs do betonu. Vymyká se totiž požadavkům na chemické složení. Zejména se jedná o obsah síranů a CaO. V případě síranů se jedná o nebezpečí pozdějšího vzniku ettringitu, čímž by došlo k narušení vnitřní struktury betonu, a tím ke snížení jeho pevností. Podobně je tomu u oxidu vápenatého, kdy by mohlo docházet k opožděné hydrataci, a tím nabytí objemu výsledného produktu a možnému rozpadu zatvrdlého cementového kamene. V současném stavu výzkumných prací jsou testovány možnosti využití fluidních popílků v betonech jako částečná náhrada portlandského cementu. Ověřovány jsou možnosti úprav fluidního popílku z produkce elektráren ČEZ, a. s., a to lokality Ledvice a Tisová. Jako 1b

§ ¬¹· ¶· º¥¢¯:

2

Pevnost v tlaku [N/mm2] Cement Dětmarovice

3

Pevnost v tlaku [N/mm2] Cement Rudersdorf

Obr. 1 Porovnání snímku fluidního popílku (vlevo) a popílku z klasického spalování (vpravo) Obr. 2 Pevnosti v tlaku po 28 dnech normálního zrání pro cement Dětmarovice Obr. 3 Pevnosti v tlaku po 28 dnech normálního zrání pro cement Rudersdorf

tí fluidního popílku jako složky pro výrobu stavebních hmot na bázi cementu. Sníží se tak spotřeba energie při výrobě cementu, přírodní suroviny se nahradí surovinou odpadní a zároveň se sníží náklady na ukládání fluidních popílků na složiště (úložiště / skládky). Začlenění fluidního popílku do průmyslové výroby dalších stavebních hmot a výrobků by zajistilo efektivní využití fluidního popílku produkovaného uhelnými elektrárnami v České republice a nabídlo velký ekonomický a ekologický potenciál. Konsorcium tří účastníků projektu disponuje potřebným technickým zázemím, týmy vyškolených odborníků a pokrývá rozhodující většinu činností potřebných k realizaci a dosažení výsledků. Prozatím došlo k uzavření 1. etapy výzkumu. Zde by bylo zajímavé představit alespoň dílčí závěry výzkumu. Fluidní spalování se stává stále běžnější technologií pro „čistší“ produkci elektrické energie. Tato technologie je používána v několika evropských státech, v Indii, Japonsku a USA. Hlavním přínosem je možnost snížení obsahu SO2 (oxid siřičitý) a NOx (oxidy dusíku) ve spalinách. V případě fluidního popílku částice nemají kulový tvar a ani nejsou z větší části skelné. Na obr. 1 jsou snímky fluidního popílku a popílku z klasického spalování. Na obrázcích je pa6/2013

❚

možnosti úprav popílků pro přímé použití v betonech byly navrženy následující metody. První metodou bylo předvlhčení fluidních popílků, čímž mělo dojít k přeměně oxidu vápenatého na portlandit. V úvodních testech bylo potvrzeno, že k hydrataci CaO je potřeba množství vody odpovídající 5% hmotnosti popílku. Popílek tříděný byl předvlhčen a důkladně homogenizován před přimícháním k cementu. V následujícím textu jsou uvedeny výsledky úvodních experimentálních ověření možné substituce portlandského cementu fluidním popílkem z elektrárny Ledvice. Pro výrobu zkušebních těles byly použity vstupní suroviny: cement Rudersdorf a Dětmarovice CEM I 42,5 R, kamenivo frakce 8 – 16 mm Olbramovice, písek frakce 0 – 4 mm Žabčice, plastifikátor Cem Flow, fluidní popílek Ledvice. Byly použity vždy oba výše uvedené cementy pro receptury označené jako referenční (Ref). Dále byly navrženy receptury s částečnou náhradou cementů fluidním popílkem Ledvice (A – 30 %, B – 36 %, C – 42 %). Z každé varianty byla vyrobena zkušební tělesa – krychle o hraně 100 mm, z každé receptury 9 těles. Následně byly na zatvrdlých betonech stanovené objemové hmotnosti a pevnosti v tlaku po 7 a 28 dnech zrání. Dosažené výsledky po 28 dnech zrání jsou uvedeny na obr. 2 a 3.


SHRNUTÍ VÝSLEDKŮ ÚVODNÍCH ZKOUŠEK Potvrdil se možný potenciál využívání upravených fluidních popílků jako částečné náhrady cementového pojiva pro dosažení i lepších pevností v tlaku, zejména po 28 dnech zrání. Vývoj pevností je pro jednotlivé receptury mírně odlišný pro stejné receptury, ale jiný typ použitého portlandského cementu. V dalších experimentech bude sledován dopad na dlouhodobý vývoj pevností a hlavně na stav mikrostruktury a případných degradačních změn v závislosti na složení a granulometrii fluidních popílků z lokalit Tisová a Ledvice. VÍCE O SPOLEČNOSTI CEMEX CEMEX je globální firmou vyrábějící stavební materiály, která poskytuje vysoce kvalitní výrobky a spolehlivé služby zákazníkům a společenstvím ve více než 50 zemích po celém světě. Jako výrobce stavebních surovin a souvisejících výrobků si uvědomuje své zásahy do přírody, ale také svou úlohu dodavatele pro stavební průmysl. Proto klade důraz na využívání přírodních zdrojů co nejšetrněji, snaží se co nejvíce chránit přírodu a usiluje o hospodárné využití zásob surovin včetně funkčního zapojení vytěžených ploch do krajiny tak, aby byly využity pro přírodu, rekreaci a jiné. 11

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E

❚

STRUCTURES

RODINNÝ DŮM POSTAVENÝ Z LEHKÉHO MONOLITICKÉHO TEPELNĚ-IZOLAČNÍHO BETONU ❚ FAMILY HOUSE BUILT FROM LIGHTWEIGHT INSULATING CONCRETE

1a

Luděk Rýzner, Jiří Vincenc, Pavel Hladík, Michala Hubertová Článek popisuje návrh a realizaci rodinného domu postaveného s využitím lehkého tepelně izolačního betonu. Jedná se o teprve druhou významnou aplikaci tohoto typu betonu v České republice. Technologie monolitického lehkého betonu je náročná jak na přípravu všech částí projektu a návrh betonové směsi, tak i na vlastní realizaci, která vyžaduje důsledné dodržování pokynů projektu ve všech technologických fázích. ❚ This article describes design and realization of a family house built from lightweight insulating concrete. It is only a second significant application of this type of

noži (1. NP). Systém vnitřních atrií zaručuje maximální intimitu ve všech prostorách a řeší tak těsný kontakt domu s veřejnou plochou. Dům má jedno podzemní podlaží, dvě nadzemní a malou pracovnu na horní střeše. 1. NP má obytný charakter, směrem do ulice je uzavřeno, do zahrady se masivním prosklením otevírá. 2. NP je klidovou zónou objektu s ložnicemi všech členů rodiny, jeho půdorysná plocha přesahuje přízemí a vytváří tak kryté prostory a stínění. Pracovna na střeše je odsazená od hran objektu, z lehké konstrukce a pohledově maximálně potlačena.

concrete in the Czech Republic. The lightweight concrete technology is demanding not only concerning preparation of all project parts and the concrete mixture recipe, but also concerning the realization of its own – keeping the project directions consistently in all technologic phases.

KONCEPT DOMU

Stavba vychází ze základního obdélníkového půdorysu. Hmotově je pojednána jako těžký, betonový kvádr (2. NP) na odlehčené, prosklené pod12

Konstrukčně je budova navržena jako čtyřpodlažní, železobetonová stavba v kombinaci s ocelovými sloupy. Na domě bylo použito několik typů betonu – dle konkrétního umístění. Hlavní inovace vychází z použití izolačního pohledového Liaporbetonu, takže mohly být vyloučeny složité detaily kolem sendvičových konstrukcí a isonosníků. Použité stěny o tloušťce 700 mm nevyžadují žádnou dodateč-

nou tepelnou izolaci. Také stropy jsou vybetonovány včetně konzol v jednom monolitickém celku tloušťky 530 mm. Konstrukční výška je proměnlivá, světlá výška místností je ve všech hlavních prostorách 2,8 m. Střechy jsou ploché, pochozí s terasami nebo ozeleněné extenzivní vegetací. KONSTRUKCE DOMU

Dům byl navržen nad poměrně strmým erozně denudačním údolním svahem potoka. Řešené území je v 2. ochranném pásmu vodárny. Založení a konstrukce suterénu Založení konstrukce domu je navrženo plošné pomocí základové desky v podsklepené části a na základovém roštu nepodsklepená část. Pod základovou desku byl proveden podkladní beton tloušťky 100 mm z betonu C8/10. Základová deska a suterénní stěny jsou navrženy z „vodostavebného“ betonu v systému „bílá vana“. Základová deska horní stavby má dvě hlavní výškové úrovně. Po vnějším obvodu základové desky 1. PP


❚

6/2013

S TAV E B N Í K O N S T R U K C E Obr. 1

❚

Pohled na rodinný dům ze zahrady

Obr. 2 Půdorysy, a) 1. NP, b) 2. NP ground floor

❚

Obr. 3 Řezy konstrukcí, a) podélný, b) příčný b) cross section

1.04

1.05

Fig. 1

View from the garden

Ground plan, a) ground floor, b) 1st above-

Fig. 2 ❚

1.06 1.07

Fig. 3

1.01

Construction sections, a) longitudinal,

1.01 1.02 1.03 1.04 1.05 1.06 1.07 1.08 1.09 1.10

1.02

ZÁDVEŘÍ GARÁŽ OBÝVACÍ POKOJ SPÍŽ KUCHYŇSKÝ KOUT PŘEDSÍŃ WC WC TERASA VNITŘNÍ SCHODIŠTĚ VENKOVNÍ SCHODIŠTĚ

1.09

1.03

1.08

1.10

2a 2.01 2.02 2.03 2.04 2.05 2.06 2.07 2.08 2.09 2.10 2.11 2.12

2.12 2.02

2.05

2.07

2.11 2.03

2.08

2b

HALA KOUPELNA ŠATNA POKOJ KOPELNA POKOJ KOUPELNA ŠATNA LOŽNICE ATRIUM VNITŘNÍ SCHODIŠTĚ VENKOVNÍ SCHODIŠTĚ

2.01

2.04

2.06

2.09

a v místech změn výškových úrovní jsou základové prahy (náběhy), které mají zešikmená čela. Výztuž základové desky je vázaná, distanční výztuže z vláknobetonu. Střední distanční výztuž u tloušťky více jak 450 mm byla provedena z vázané výztuže, jinak dle zvyklosti dodavatele. V místech kotvení ocelových sloupů byly osazeny kotevní plechy před betonáží základové desky. V extrémně namáhaných místech byly použity pro přenos smykového napětí v desce smykové lišty (Schöck Bole). Krytí výztuže bylo navrženo 35 mm.

2.10

Svislé konstrukce 1. PP byly navrženy spolu se základovou deskou v systému „bílé vany“ s těsněním pracovních spár a se systémem řízených smršťovacích spár. Tloušťky železobetonových stěn jsou 200 a 300 mm. Vnitřní stěny jsou napojeny pomocí vylamováků (Dumbo-Stahl) na obvodové stěny. Armokoše byly navrženy z vázané výztuže s krytím 35 mm u vnějších stěn a 20 mm u vnitřních stěn. Distanční prvky z vláknobetonu. U vnitřních stěn, které nejsou v pohledové úpravě betonu, bylo možno použít distanční prvky dle zvyklostí dodavatele. Do obvodové stěny byly osazeny

3a

6/2013

❚

❚

STRUCTURES

prvky pro přerušení tepelného mostu (Schöck Isokorb) mezi zázemím bazénu a konstrukcí domu. Do stěn střední stěny jsou zakotveny schodišťové stupně pomocí navrtané a nalepené výztuže stupňů (na HILTI HIT-RE500). Stropní konstrukce nad 1. PP byly navrženy v jedné výškové úrovni o tloušťce 200 mm. Do této stropní desky byly před betonáží osazeny kotevní plechy ocelových sloupů 1. NP. Výztuž byla navržena vázaná, v horní vrstvě z KARI sítí s krytím 20 mm, distanční podložky dolní výztuže z vláknobetonu, horní výztuže dle zvyklostí dodavatele. Ve stropní desce je smyková výztuž řešena pomocí vázané výztuže a třmínkovými lištami (Schöck BOLE). Sloupy v 1. PP jsou ocelové o průměru 300 mm přivařené ke kotevním plechům zabetonovaným v základové desce. V hlavě jsou sloupy opatřeny hlavicí, ke které byla přivařena dolní výztuž stropní desky nad 1. PP. Nosné konstrukce horní stavby Horní stavba v 1. až 3. NP kombinuje materiály: ocelové sloupy, výztuhy železobetonových konstrukcí, konstrukce z běžných tříd betonu a konstrukce z Liaporbetonu. Stěny v 1. NP jsou navrženy jak z obyčejného betonu tloušťky 200, 250 a 300 mm, tak z Liaporbetonu v tloušťce 700 mm. Část vnitřních stěn je napojena pomocí vylamováků (Dumbo-Stahl) na obvodové stěny. Armokoše jsou navrženy z vázané výztuže s krytím v tloušťce 40 mm u stěn z Liaporbetonu, 20 mm u vnitřních stěn z obyčejného betonu a 35 mm u vnějších stěn z obyčejného betonu. Distanční prvky jsou z vláknobetonu, jen u vnitřních stěn, které nejsou v pohledové úpravě betonu, byly použity distanční prvky dle zvyklostí dodavatele. V 1. NP jsou ocelové sloupy o průměru 245 mm přivařené ke kotevním plechům zabetonovaným ve stropní desce nad 1. PP. V hlavě jsou sloupy opatřeny

3b


13


❚

STRUCTURES Obr. 4 a) Kuchyně, b) obytný prostor se schodištěm do 2. NP, c) jídelna ❚ Fig. 4 a) Kitchen, b) living room and staircase to the 1st above-ground floor, c) dining room Obr. 5 a) Schodišťový prostor, b) detail vykonzolovaných schodišťových stupňů ❚ Fig. 5 a) Staircase, b) detail of the cantilevers of the stairs

4a

4b 4c

hlavicí, ke které byla přivařena dolní výztuž stropní desky nad 2. NP. Stropní konstrukce byla navržena tloušťky 530 mm, v částech 700 mm z Liaporbetonu, část stropní desky nad garáží je z obyčejného betonu tloušťky 200 mm. Do této stropní desky byly před betonáží osazeny kotevní plechy ocelových sloupů 2. NP. Výztuž byly navržena vázaná ve třech úrovních, dolní, střední a horní, distanční podložky dolní výztuže z vláknobetonu, střední a horní výztuže dle zvyklostí dodavatele. Ve stropní desce je smyková výztuž řešena pomocí třmínkových lišt. Ve stropní desce je osazen ocelový průvlak uložený na ocelové sloupy a spřažený se stropní deskou pomocí spřahovacích trnů. 14


❚

6/2013


❚

STRUCTURES

Stěny v 2. NP jsou opět navrženy z obyčejného betonu i z Liaporbetonu, ve stejných tloušťkách jako v 1. NP. Téměř všechny vnitřní stěny jsou v tomto podlaží navrženy jako stěnové nosníky a spřažením se stropními deskami tvoří prostorovou nosnou konstrukci. Armokoše jsou opět navrženy z vázané výztuže s krycími vrstvami a distančními podložkami navrženými dle stejných pravidel jako v 1. NP. Ocelové sloupy mají v 2. NP průměr 160 mm, jsou opět přivařeny ke kotevním plechům zabetonovaným ve stropní desce nad 1. NP a v hlavě jsou opatřeny hlavicí, ke které byla přivařena dolní výztuž stropní desky nad 2. NP. Stropní konstrukce nad 2. NP je navržena tloušťky 530 mm, v částech 700 mm z Liaporbetonu. Do této stropní desky byly před betonáží osazeny kotevní plechy ocelových sloupů 3. NP. Výztuž je navržena stejná jako u stropů v nižších podlažích. Svislé konstrukce jsou železobetonové o tloušťce 250 a 200 mm, které vybíhají nad stropní desku ve formě železobetonových atik. Stropní konstrukce nad 3. NP byla navržena v jedné výškové úrovni o tloušťce 200 mm z běžného betonu. Schodiště v celém objektu byla navržena jako konzoly vetknuté do železobetonových stěn v podlažích. Vetknutí bylo provedeno dodatečně vrtanou a vlepenou výztuží. Výztuž stupňů je z vázané výztuže a distanční podložky z vláknobetonu.

5a 5b

Doporučení a požadavky pro realizaci konstrukce Před realizací konstrukce byl vypracován plán betonáže v návaznosti na pohledové plochy a požadavky na spáry mezi bedněním stropních konstrukcí a stěn. U konstrukcí z pohledového betonu byly zešikmeny hrany lištami 10/10 mm a bylo nutno dodržet kladečské plány bednících dílců dle stavební části projektové dokumentace, včetně rozmístění „schwubtyčí“ apod. Vibrování betonové směsi muselo být prováděno zvlášť pečlivě, hlavně v místech, kde jsou stropní desky silně vyztuženy. Úpravě pracovních spár mezi jednotlivými betony byla věnována zvláštní pozornost. Zpracovatel statické části projektové dokumentace upozornil účastníky projektu na možný výskyt trhlinek v místě svodů kanalizace, kde jsou tloušťky železobetonových stěn oslabeny. Před betonáží konstrukcí bylo nutno zkontrolovat, zda jsou všechny prostupy provedeny v souladu se statickou i stavební částí projektové dokumentace. Před betonáží byly do konstrukcí vloženy veškeré rozvody elektro (chráničky, krabice, svítidla, zemnící prvky apod.) dle příslušné části projektové dokumentace. V projektu bylo předepsáno, aby po betonáži obvodových stěn, které jsou součástí „bílé vany“, byly tyto ponechány min. pět dnů v bednění pro minimalizaci negativních vlivů při rychlém poklesu gradientu teploty na rozvoj smršťovacích trhlinek. Stejné doporučení platilo i pro všechny stěny z pohledového betonu. POHLEDOVÝ MONOLITICKÝ TEPELNĚ IZOLAČNÍ BETON

Pohledový monolitický tepelně izolační beton není sice běžným stavebním materiálem, ale je v posledních letech využíván evropskými architekty pro ztvárnění velmi zajímavých staveb [1]. Výhodou tohoto betonu je zejména možnost využití pohledového betonu současně v exteriéru i interiéru bez při6/2013

❚


15


❚

STRUCTURES Obr. 6 Fig. 6

Terasa a atrium v 1. NP ❚ Terrace and atrium in the ground floor

Obr. 7 Terasa ve 2. NP ❚ Fig. 7 on the 1st above-ground floor

Terrace

Obr. 8 Betonová fasáda domu z ulice a ze zahrady ❚ Fig. 8 Concrete façade a) from the street, b) from the garden Obr. 9 Grafické znázornění pevnostních charakteristik lehkého betonu ❚ Fig. 9 Graph of the lightweight concrete strength

6 7

dání tepelných izolací. Na druhou stranu je vhodné si uvědomit, že tento druh betonu patří z hlediska technologie výroby, ukládání a ošetřování mezi náročnější aplikace a je proto nutné na tento fakt brát zřetel již při přípravě stavby. Vylehčení betonu se provádí dvěma způsoby. • Přidáním lehkého kameniva Liapor a napěněním cementové matrice. Liaporbeton dosahuje nízké objemové hmotnosti pod 1 000 kg/m3. Pórovitost charakteristická i pro kamenivo Liapor zabezpečuje výbornou tepelnou izolaci. • Napěnění cementové matrice se docílí použitím napěňujících přísad. Existuje několik variant receptur tohoto typu betonu a místně se jeho vlastnos16

ti mohou lišit, což je dáno právě použitými surovinami v dané lokalitě. Před návrhem konstrukce z tohoto betonu je doporučeno na určené betonárně provést průkazní zkoušku betonu. Objemová hmotnost ztvrdlého betonu ve vysušeném stavu se pohybuje mezi 900 a 950 kg/m3, s přirozenou vlhkostí do 1 000 kg/m3. Pevnostní charakteristiky jsou znázorněny na obr. 9. Napěněním struktury betonu dochází ke zvýšení jeho objemu o 17 až 20 %. Stanovením charakteristik vzduchových pórů (Spacing factor) se tyto hodnoty víceméně potvrzují. Uvedené výsledky ale do určité míry ovlivňuje fakt, že při míchání betonu se vždy částečně podrtí lehké kamenivo a do výsledků tedy mohou vstupovat póry rozdrcených

částeček lehkého kameniva. Obsah mikroskopického vzduchu (do 300 μm) se ale pohybuje kolem 6 %. Metodou horkého drátu byl u receptury stanoven koeficient tepelné vodivosti λ = 0,24 W/m.K. Specifika výstavby s použitím lehkého izolačního betonu Monolitický izolační beton s využitím kameniva na bázi expandovaného jílu zajišťuje žádoucí statické a požadované tepelně izolační hodnoty pro monolitické nosné tepelně izolační konstrukce, u kterých se nemusí používat dodatečná izolace ani jakékoliv jiné úpravy povrchů. Od parotěsných zábran, izolace nebo omítky se naprosto upouští. Stavební fáze se tak zkracuje na od-


❚

6/2013

❚


8a

STRUCTURES

8b

Pevnostní charakteristiky 16

pevnost [MPa]

14 12 10 8 6 4 2 0 0

7

28

180

stáří [dny] Vývoj pevnosti v tlaku

9

Vývoj pevnosti v tahu za ohybu

stranění bednění a vysušení stavebního prvku. Monolitickou konstrukci je třeba navrhnout tak, aby se v ní nevytvářely tepelné mosty. Docílené betonové povrchy jsou homogenní a jemně strukturované, není nutné je dále upravovat nebo dodatečně zušlechťovat. Estetický dojem, jež vyvolávají, odpovídá dnešnímu duchu doby. Doporučuje se však opatřit povrch hydrofobním nátěrem na beton, a to nejen kvůli vytvoření povrchu odpuzujícímu vodu, ale také z důvodu snížení špinivosti povrchu pohledového betonu. Při technologii výroby, ukládání a ošetřování existují určité odlišnosti, které je třeba akceptovat. Např., tak jako u jiných typů lehkých betonů s využitím lehkého pórovitého kameniva, se jedná o vyřešení nasákavosti lehkého kameniva. Použitím předmáčeného lehkého kameniva se dosáhne stabilnějšího reologického chování čerstvého betonu a lépe se reguluje napěnění cementové matrice. Tento monolitický izolační beton lze ukládat bádiemi. Nelze ho čerpat, čímž se zpomaluje samotná rychlost betonáže a musí se s tím tedy počítat již při návrhu samotné konstrukce. Doba zpracovatelnosti se dle okolních podmínek (zejména počasí) pohy6/2013

❚

Literatura: [1] Hubertová M.: Monolitický izolační beton. Beton TKS, 2008/ samostatná příloha časopisu Povrchy betonu, pp. 102–107, ISSN 1213 – 3116 [2] Hubertová M.: Lehké betony. Beton TKS, 2012/samostatná příloha Betonové konstrukce 21. století – betony s přidanou hodnotou, pp. 106–119, ISSN 1213 – 3116 [3] Liapornews 2/2005; 1/2008 Liapor GmbH Pautzfeld; www.liapor.com [4] Liapornews 3/2007 Lias Vintířov, Lehký stavební materiál, k. s.; www.liapor.cz

buje od 60 do 90 min. Zejména vysoké letní teploty nejsou pro betonáž vhodné. Aby byly splněny tepelně technické požadavky, stěna z tohoto typu betonu musí být cca 700 mm silná. Lehké kamenivo Liapor má výraznou tepelně akumulační vlastnost, a proto může při vyšších teplotách prostředí docházet po uložení čerstvého betonu do bednění k velkému nárůstu teploty samotného betonu. Velmi důležité je dodržovat technologickou kázeň při hutnění betonu ponornými vibrátory. Pokud se během vibrace vibrátor dotýká stěn bednění, dochází k vadám povrchu. Také kontakt s výztuží není vhodný.

Investor Zpracovatel Projekt nosné konstrukce Generální dodavatel Dodavatel betonu Návrh LWC Realizace

soukromá osoba OK Plan architects, s. r. o., Humpolec, Ing. arch. Luděk Rýzner, Ing. arch. Jiří Vincenc Ing. Pavel Hladík, Hladík a Chalivopulos, s. r. o. ROSS Holding Skanska, a. s. Liaporbeton Ing. Michala Hubertová, Ph.D., MBA 2010 až 2013

Fotografie: Iveta Kopicová Ing. arch. Luděk Rýzner Ing. arch. Jiří Vincenc

Z ÁV Ě R

Rodinný dům v Praze Kunraticích je druhou významnou aplikací pohledového tepelně izolačního betonu v České republice a poprvé zde byl tento typ betonu použit nejen na stěny, ale také na stropní konstrukci. Před výstavbou byly provedeny zkušební stěny, které napomohly k nalezení optimální technologie na dané stavbě. Závěrem lze konstatovat, že se tento inovační ultralehký beton výborně osvědčuje v praxi i přes některá technologická úskalí, která je třeba během míchání, dopravy a ukládání překonat.


oba: OK plan architects, s. r. o. Na Závodí 631, 396 01 Humpolec

Ing. Pavel Hladík Hladík a Chalivopulos, s. r. o. Pekařská 398/4, 602 00 Brno e-mail: [email protected] tel.: 539 085 600-2 www.hch.cz

Ing. Michala Hubertová, Ph.D., MBA e-mail: [email protected]

17

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E

❚

MATERIALS AND TECHNOLOGY

TRVANLIVOST LEHKÉHO KONSTRUKČNÍHO BETONU ❚ DURABILITY OF LIGHTWEIGHT STRUCTURAL CONCRETE Michala Hubertová Trvanlivost je schopnost výrobku provozuschopnosti po stanovenou dobu v určeném prostředí. Může být také definována jako schopnost betonu odolávat vnějším vlivům, jako jsou klimatické podmínky, vliv životního prostředí, chemickým látkám a mechanickému poškození. Lehký beton stejně jako obyčejný beton podléhá normě ČSN EN 206-1/Z3 a musí být tedy klasifikován podle tříd agresivity prostředí. K trvanlivosti lehkého betonu se přistupuje shodně jako k trvanlivosti obyčejného betonu, která je závislá zejména na pórovitosti a vlhkosti ztvrdlého betonu a na okolních podmínkách prostředí. Cílem článku je upozornit na odlišnosti v chování betonu zejména díky přidání lehkého pórovitého kameniva, které mohou mít vliv na trvanlivost konstrukce vyrobené z tohoto typu betonu.

❚ Durability is the

capability of a product, component, assembly, or construction to maintain its serviceability over a specified period of time in a specified environment. The durability of concrete can be defined as its ability to resist external influences such as climatic conditions, environmental exposure, chemical attack and mechanical damage. Lightweight concrete as well as ordinary concrete belong to standard EN 206-1/ Z3 and must therefore be classified according to classes of aggression environments. The issue of durability of lightweight concrete is the same as for normal concrete durability, which is particularly dependent on the porosity and moisture content of hardened concrete, and then to the surrounding environmental conditions. This article aims to highlight the differences in the behaviour of the concrete

nu, zejména pokud jde o mrazuvzdornost, odolnost povrchu vůči CHRL a mechanickou odolnost. Konstrukční lehké betony obvykle obsahují kamenivo vyrobené výpalem jílů či břidlic, expandovaného či sbalkovaného popílku nebo strusky nebo kamenivo z přírodních pórovitých vulkanických zdrojů. Protože se v České republice používá zejména lehké kamenivo na bázi expandovaného jílu, článek bude zaměřen převážně na lehké betony vyrobené z tohoto kameniva. Trvanlivost betonu je ovlivňována propustností (permeabilita) krycí vrstvy betonu. Základní podmínkou pro členění mechanismů v betonu je přístup k vodě a propustnost mikrostruktury určující, jak rychle jsou agresivní kapaliny nebo ionty dopravovány do struktury materiálu. Pronikání agresivních iontů a tekutin do a z betonu závisí na mikrostruktuře materiálu a povaze prostupující látky, stejně jako na vlhkosti, teplotě a tlaku. V praxi je nejčastějším problémem životnosti železobetonové konstrukce koroze výztuže. Hlavním faktorem koroze je propustnost betonu, konkrétně propustnost krycí vrstvy betonu. Trvanlivostní aspekty LWAC, které je vždy třeba zvážit podrobněji, jsou: • propustnost (permeabilita), • koroze výztuže, • odolnost proti zmrazování a rozmrazování, • mechanická odolnost (otěr), • chemická odolnost, • alkalicko-křemičitá reakce (ASR).

especially with the addition of lightweight porous aggregates, which can affect the durability of

P R O P U S T N O S T ( P E R M E A B I L I TA )

the construction made of this type of concrete.

Vysoká pevnost a trvanlivost lehkého betonu je dána kvalitní (nepórovitou) cementovou matricí a kvalitním lehkým kamenivem jako plnivem. V důsledku absorpce vody lehkým kamenivem v průběhu zrání čerstvého betonu (zejména je-li použito suché lehké kamenivo) mají lehké betony velmi kvalitní kontaktní zónu (přechodové pásmo) mezi kamenivem a cementovým tmelem. Kvalitní hutná cementová pasta a kontaktní zóna zajišťují vysokou odolnost proti průniku agresivních látek, kyslíku a vody. Proto se u kontaktní zóny lehkých betonů často hovoří o další fázi kompozitu, které je třeba věnovat pozornost. Slabým článkem, pokud jde o propustnost, je samotné lehké kamenivo. Pórovitost i propustnost určují vlastnos-

Pantheon postavený kolem roku 126 stále zůstává nedotčen. Jeho kopule je postavena z lehkého betonu vyrobeného z přírodního lehkého kameniva z vulkanických zdrojů a objemová hmotnost tohoto betonu se od spodní části kopule směrem k vrcholu snižuje. Skutečnost, že mnoho betonových konstrukcí postavených v dnešní době má krátkou životnost, což vede k nákladným opravám, zdůrazňuje význam trvanlivosti. U konstrukčního lehkého betonu se očekává, že poskytne stejnou pevnost a trvanlivost jako obyčejný beton. Lze uvést řadu příkladů odolných konstrukcí z lehkého betonu, přesto existují obavy o životnost konstrukcí z lehkého beto18

ti cementové matrice, lehkého kameniva a kontaktní zóny kameniva a cementové pasty. Voda hraje důležitou roli ve všech degradačních mechanismech v betonu a míra absorpce vody je proto dobrým ukazatelem potenciální trvanlivosti. Je známo, že při vyšším vodním součiniteli vznikají v cementové matrici mezi zrny hydratujícího cementu kapilární póry nepravidelného tvaru, jejichž velikost se pohybuje od 0,1 do 10 μm. Množství těchto pórů lze technologicky ovlivnit snížením vodního součinitele a způsobem ošetřování zrajícího betonu. Stejně jako u obyčejného i u lehkého betonu platí, že čím nižší vodní součinitel cementová pasta má, tím méně obsahuje kapilárních pórů. Hutnou strukturou cementové pasty se omezí možnost lehkého pórovitého kameniva podílet se na transportu vody v kapilárním systému betonu. Opačně, zvýšení vodního součinitele způsobuje hrubší pórový systém, kapilární odpor v pastě se sníží, což teoreticky umožní pórovitému kamenivu podílet se na transportu vody uvnitř betonu. Propustnost betonu také určuje dlouhodobý obsah vlhkosti lehkého betonu a lehkého kameniva při styku s vodou či ve vlhkém prostředí. Tento parametr je důležitý pro dlouhodobou objemovou hmotnost, ale i pro všechny trvanlivostní mechanismy spojené s přítomností vody. Podrobná studie zaměřená na vliv úrovně dlouhodobé vlhkosti lehkého betonu na trvanlivost dosud nebyla publikována. Lze konstatovat, že, stejně jako u obyčejného betonu, je vhodné zajistit opatření proti dlouhodobému působení vlhkosti na železobetonové konstrukce, a to konstrukčně i technologicky. Vznik trhlin v krycí vrstvě betonu má místně vliv na propustnost a může způsobit vyšší nasákavost betonu vodou a vniknutí agresivních látek s následným vlivem na trvanlivost. Přírodní kamenivo je velmi pevné v porovnání s okolní matricí, což způsobuje místní koncentrace napětí a rozvoj trhlin. Na druhou stranu pro lehké betony je charakteristická rovnost modulu pružnosti kameniva a matrice, což umožňuje rovnoměrnější rozložení napětí a méně rozsáhlý vznik případných trhlin [10]. Vznik trhlin může způsobit smršťování. Lehký beton má v porovnání s nor-


❚

6/2013


málním betonem velmi nízké smršťování vysýcháním i autogenní smršťování. To je způsobeno vodou obsaženou v jednotlivých zrnech lehkého kameniva, která plní úlohu vodního zdroje během zrání betonu, díky kterému dochází k lepší hydrataci cementu a redukci smrštění samovysýcháním ztvrdlého betonu zvláště u betonů s nízkým vodním součinitelem. Tento proces se často označuje jako „vnitřní samoošetřování“ betonu [11]. Vnitřní samoošetřování lehkého betonu nabízí výhody ve zlepšení hydratace, snížení průniku chloridů a nižším smršťování. To pomáhá betonu dosáhnout svého maximálního potenciálu jako udržitelného stavebního materiálu s dlouhou životností. Vnitřní samoošetřování není novým pojmem, v posledních letech probíhalo mnoho výzkumů na toto téma. Je už známo, jak tento proces funguje a dokonce i způsob, jak navrhnout řízený proces vnitřního samoošetřování. V USA se při návrhu lehkého betonu začíná počítat s vnitřním ošetřováním k zvýšení odolnosti a životnosti budované konstrukce. Jde o nový přístup k návrhu lehkého betonu a dokonce obyčejného betonu s objemovou hmotností nad 2 000 kg/m3. Vnitřní samoošetřování nabízí možnosti, které klasické betony ani konvenční ošetřování betonu nemůže poskytnout. Potřeba vnitřního samoošetřování se zvyšuje při nižším vodním součiniteli. Výzkumy ukazují, že i u betonů s běžným v/c (0,4 až 0,46) nedojde k úplné hydrataci cementu, a to ani po mnoha měsících. Ukazuje se, že vnitřního samoošetřování může být výhodně použito u betonů využívajících vyšší obsah příměsí (popílek, struska atd.), protože potřeba vody je během jejich reakce zvýšená. V těchto případech se objevuje myšlenka využití pórovitého kameniva v běžném betonu, tzn., že objemová hmotnost ztvrdlého betonu bude nad 2 000 kg/m3. Pouze část přírodního kameniva je nahrazena pórovitým, jehož hlavní úlohou je tzv. rezervoár vody během hydratace betonu. Je třeba zdůraznit, že vnitřní samoošetřování nenahrazuje konvenční ošetřování povrchu betonu [6]. Příručka ESCSI’s „Guide for Concrete Mixture Designs using Prewetted ESCS Lightweight Aggregates for Internal Curing“ z roku 2011 udává doporučená množství přídavné vody [12]. Autor uvádí jako vhodnější stanovit toto množství vždy na základě druhu použitého póro6/2013

❚

❚


vitého kameniva a použité technologie míchání a ukládání betonu. První experimenty ukládání tohoto druhu betonu finišerem prokázaly podstatné snížení vzniku trhlin v betonu. Následovaly reálné aplikace, kterých v poslední době přibývá: • The Union Pasific Intermodal Terminal (Hutchins, Texas 2005), • Texas State Highway SH 121 (Dallas, Texas 2007), • mostní desky (State of Indiana, USA 2010), • atd., viz [6]. Na druhou stranu může být lehký beton, vzhledem k absorpci vody v případě použití suchého kameniva, v počáteční fázi zrání citlivější na plastické smršťování oproti obyčejnému betonu [13]. KOROZE VÝZTUŽE A K A R B O N ATA C E

Schopnost chránit betonářskou ocel před korozí je rozhodující pro trvanlivost konstrukčního lehkého betonu. Koroze výztuže má za následek snížení efektivního průřezu dané konstrukce a odlupování krycí vrstvy betonu. Ke korozi výztuže dochází po snížení pH krycí vrstvy betonu (tzv. depasivaci), které je převážně důsledkem karbonatace betonu, tedy pronikání iontů oxidu uhličitého do betonu za přítomnosti vlhkosti. Je-li výztuž v kontaktu se zrnem lehkého kameniva, které se nachází v zóně napadené karbonatací, riziko koroze se zvyšuje. Aby bylo zajištěno, že zrno lehkého kameniva umístěné na povrchu betonu není v kontaktu s ocelovou výztuží, a bylo tak zabráněno, aby zrno plnilo funkci „difúzního mostu“, musí být krycí vrstva lehkého betonu alespoň o 5 mm silnější oproti obyčejnému betonu. Toto zohledňuje norma ČSN EN 1992-1-1 Navrhování betonových konstrukcí, kapitola 11 – Konstrukce z betonu s pórovitým kamenivem. Kvalita krycí vrstvy betonu je stejně důležitá jako její tloušťka. Extrémní případy rychlé karbonatace jsou způsobeny spíše špatnou kvalitou betonu v krycí vrstvě. Pokud je použit kvalitní, dobře zhutněný beton, který měl možnost zrát za dobrých vlhkostních podmínek, potřeba silné krycí vrstvy je diskutabilní. Silná krycí vrstva může do jisté míry kompenzovat špatnou kvalitu betonu. Bylo prokázáno [14], že lehkému betonu s krycí vrstvou pouhých 30 mm, v mírně vlhkém prostředí (do 20 %), s v/c menším než 0,65, bude trvat více než 50 let, než se nasytí oxidem uhličitým


a karbonatace dosáhne výztuže. Podstatně důležitější je vliv okolního prostředí, a zejména obsah CO2 ve spolupůsobení s vlhkostí. Stejně tak, jako u karbonace, kde má větší vliv kvalita cementového tmele, je tomu u pronikání chloridů či dalších agresivních látek. Rozdíl oproti normálnímu betonu je pouze v zrnech lehkého kameniva, která jsou pórovitá a můžou urychlovat prostup agresivních médií strukturou betonu, což je ošetřeno již v návrhu větší minimální krycí vrstvou výztuže. Na druhou stranu je kontaktní zóna lehkého kameniva a cementového tmele v případě dobře zvoleného návrhu a výroby betonu mnohem kvalitnější. Lehké betony s různými typy lehkých kameniv (expandované jíly a břidlice, popílkové kamenivo či přírodní pemza) nevykazují významný rozdíl v permeabilitě, avšak za předpokladu stejného složení cementové pasty s vysokou kvalitou. Mikrosilika a další pucolánové příměsi svým vlivem na zkvalitnění cementové matrice zvyšují odolnost lehkého betonu. MECHANICKÁ ODOLNOST

Odolnost proti opotřebení betonu závisí na tvrdosti, pevnosti a houževnatosti ztvrdlé cementové pasty definované vodním součinitelem, druhem a množstvím cementu, kameniva, vazbou mezi jednotlivými složkami a konečnou úpravou povrchu betonu. V dobrém povrchu betonové podlahy jsou hrubá zrna kameniva překryta cementovým tmelem, který má nízkou otěruvzdornost. I když lehké kamenivo může obsahovat relativně tvrdý materiál, jeho otěruvzdornost je relativně nízká a může být i nižší než u vytvrzené cementové pasty. Lehký beton je tedy méně otěruvzdorný oproti obyčejnému betonu, a to ve chvíli, kdy se mechanickým působením otevře jeho struktura až k zrnům lehkého kameniva. Provedené experimenty prokázaly, že opotřebení v důsledku otěru bylo dvakrát až pětkrát vyšší u lehkých betonů s použitím lehkého kameniva na bázi expandovaných jílů, s pevností v rozmezí mezi 25 a 55 MPa, oproti obyčejnému betonu s přírodním kamenivem [15]. Rozptyl výsledků závisí na objemové hmotnosti lehkého betonu a samotného lehkého kameniva a na vodním součiniteli cementového tmele. Mechanická odolnost lehkého betonu může být zlepšena přidáním drobného přírodního kameniva – písku. Kombina19

❚


Obr. 1 Schéma transportu vody v lehkém kamenivu během hydratace cementu [3] ❚ Fig. 1 Scheme of water transport in lightweight aggregate during the hydration of cement [3 ] Obr. 2 Princip vnitřního samoošetřování betonu [2] ❚ Fig. 2 Principle of internal curing [2] Obr. 3 Schematické znázornění procesu vnitřního samoošetřování [4] ❚ Fig. 3 Schematic illustration of the process of internal curing [4] Obr. 4 Vliv vnitřního samoošetřování na propustnost (permeabilitu) betonu, zkoušeno po 90 dnech, ošetřování 50% RH (Espinoza, Hajazin 2010) [5] ❚ Fig. 4 Influence of internal curing on permeability of concrete; tested after 90 days; curing at 50% RH [5]

1 2

Carge passed (coulombs)


Water / cement ration Mixture without internal curing

4

Mixture with internal curing

5

Obr. 5 Řez lehkým betonem – detail zrna lehkého kameniva na bázi expandovaného jílu, cementového tmele a jejich kontaktní zóny ❚ Fig. 5 Section of lightweight concrete – lightweight expanded clay aggregate grain, cement paste and their contact zone

ce relativně měkkého lehkého kameniva s tvrdým drobným kamenivem zlepšuje kvalitu matrice. Dalším opatřením je použití povrchových úprav. Vzhledem ke své nižší otěruvzdornosti by lehký beton měl být používán pro středně namáhané konstrukce. Je-li použití ve více namáhaných konstrukcích nutné, je vhodné opatřit povrch vsypem z otěruvzdorného materiálu. MRAZUVZDORNOST

Mrazuvzdornost betonu se zvyšuje dodatečným provzdušněním betonu, kdy vzniklé drobné kulové póry v cementové matrici slouží pro vtlačování vody během vzniku ledových krystalů. Tím se snižuje hydrostatický tlak vznikající díky zvýšení objemu ledu. Stejně tak fungují póry v lehkém kamenivu.

3

20

Obecně lze konstatovat, že lehké betony jsou mrazuvzdorné. Norští vědci prokázali, že lehké betony s vyšší pevností vykazují stejnou nebo lepší mrazuvzdornost v porovnání s obyčejnými betony, a ve většině případů i bez dodatečného provzdušnění [11, 16]. Mrazuvzdornost lehkého betonu může být ale ovlivněna obsahem vody v lehkém kamenivu [17]. Neprovzdušněný lehký beton obsahující suché lehké kamenivo vykazuje vynikající mrazuvzdornost. Pokud lehký beton obsahuje v době zmrazování plně nasycené pórovité kamenivo, má to za následek velké trhliny uvnitř betonu, neboť vodou zaplněné póry neslouží jako volný prostor při tvorbě ledových krystalů. Na druhou stranu se plně nasycený beton neobjevuje v mnoha případech. Tato situace se např. řešila při výstavbě těžebních plošin na moři, které jsou navrženy z lehkého betonu. Při betonáži byl použit beton se suchým lehkým kamenivem a přídavkem mikrosiliky. Při zkoumání vlivu obsahu vlhkosti pórovitého kameniva na mrazuvzdornost bylo zjištěno, že pokud je stupeň nasycení vyšší než 90 %, má to za následek snížení mrazuvzdornosti [18]. Různé druhy lehkého kameniva se liší ve své kvalitě. Distribuce velikosti pórů a struktura pórů lehkého kameniva jsou důležité faktory ovlivňující schopnost jednotlivých zrn absorbovat vodu. Kamenivo s dostatečně velkými póry vyloučí snadno vodu během zmrazovacích cyklů, je tedy méně náchyl-

né k poškození oproti kamenivu s malými póry, které brání snadnému transportu vody. CHEMICKÁ ODOLNOST – S U L FATA C E

Chemická odolnost lehkého kameniva je obvykle stejně dobrá, ne-li lepší než přírodního kameniva. Zásadní je ovšem také kvalita cementové matrice. Potencionální sírany se nejčastěji vyskytují v podzemních vodách. V minulosti existovaly některé technologické postupy při průmyslové výrobě lehkého kameniva, jejichž důsledkem byla přítomnost menšího množství síranů ve výsledném produktu. Síran reaguje s hydroxidem vápenatým v hydratované cementové pastě, což má za následek vznik trhlin v důsledku zvýšení objemu vzniklých novotvarů. Pokud by lehké kamenivo obsahovalo sírany, ty by mohly postupně pronikat do struktury cementové matrice a způsobit opožděný vznik ettringitu. V posledních desetiletích se výrobní postupy zdokonalily tak, že lze konstatovat, že lehká kameniva v zásadě neobsahují sírany. Dlouhodobé experimenty prokazují, že lehký beton má v případě přítomnosti kvalitní cementové matrice dobrou odolnost proti pronikání síranových iontů. Problematika sulfatace je tedy shodná s obyčejnými betony. A L K A L I C K O - K Ř E M I Č I TÁ R E A K C E

Podmínky nutné pro tvorbu ASR jsou: • vysoký obsah alkálií v betonu,


❚

6/2013

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E • množství oxidu křemičitého v kame-

nivu, • dostupnost vody. Kameniva na bázi expandovaného jílu a břidlice jsou nereaktivní. Např. lehké kamenivo na bázi expandovaného jílu vyráběné v ČR má následující odolnost vůči alkalicko-křemičité reakci: rozpínání po šesti měsících ≤ 0,02 % (dilatometrická zkouška dle ČSN 721179). Vzhledem k nedostatečné reaktivitě lehkého kameniva je nepravděpodobné, že by k ASR došlo i v případě, že by ostatní dva faktory byly přítomny. Samozřejmě v případě použití kombinace lehkého a přírodního kameniva se musí přihlédnout k případné reaktivnosti použitého přírodního kameniva. Z ÁV Ě R E Č N É K O M E N TÁ Ř E

Zvýšená odolnost a životnost lehkého betonu jsou dány zejména: • vylepšenými vlastnostmi cementové matrice (propustnost) díky vnitřnímu samoošetřování, • kvalitní kontaktní zónou mezi lehkým kamenivem a cementovou matricí, • větší kompatibilitou modulu pružnosti lehkého kameniva a cementové matrice, • sníženým rizikem vzniku trhlin v lehkém betonu díky omezenému smršťování. Přestože je trvanlivost obyčejného betonu často korelována s pevností, u lehkého betonu tomu tak být nemusí, a to vzhledem k různým vlastnostem různých typů lehkých kameniv. Nejzřetelnější rozdíl mezi lehkým a obyčejným betonem je v objemové hmotnosti. To je způsobeno tím, že při použití lehkého kameniva je obsah vzduchu v betonu výrazně vyšší. Srovnává-li se životnost lehkého a obyčejného betonu o stejné pevnosti (či pevnostní třídě), je třeba mít na paměti, že se jedná o dvě různé směsi, které se budou pravděpodobně podstatně lišit v obsahu cementu a výši vodního součinitele. Navrhovat, vyrábět a ukládat lehký beton či obyčejný beton se stejnou pevností vyžaduje různé úrovně znalostí a dovedností. U lehkého betonu se očekává nižší propustnost vzhledem ke kvalitní kontaktní zóně lehkého kameniva a cementového tmele, v důsledku vnitřního samoošetřování a díky pucolánovému charakteru materiálu lehkého kameniva, který umožňuje chemickou vazbu mezi kamenivem a cementovou pastou [19]. Lehký beton odolává chemické degradaci způsobené ASR či sulfa6/2013

❚

❚


tací a vykazuje výbornou mrazuvzdornost. Lehký beton vykazuje horší mechanickou odolnost danou měkkým lehkým kamenivem. Z ÁV Ě R

Z uvedeného lze konstatovat, že u lehkého betonu je zásadní (stejně jako u obyčejného betonu) dosáhnout kvalitní hutné cementové matrice s minimem pórů, která zásadně ovlivňuje pronikání agresivních látek do betonu. Použitím lehkého pórovitého kameniva lze technologicky významně pozitivně ovlivnit hutnost cementové matrice a docílit tak vysoké trvanlivosti betonu. U betonů vyšších pevnostních tříd toho lze dosáhnout samozřejmě. V případě použití „méně hodnotných“ lehkých betonů (tj. betonů nízkých pevnostních tříd) to ale samozřejmostí být nemusí. Základní opatření, jak zabránit korozi výztuže v betonu, která udává norLiteratura: [1] Chandra S., Benstsson L..: Lightweight Aggregate Concrete – Science, Technology and applications, William Andrew Publishing/Noyes, 2002, p. 471, ISBN 978-0-8155-1486-2 [2] Expanded Shale, Clay And Slate Institute (ESCSI) online na http://www.escsi.org [3] Lura P., Jensen O. M., Igarashi S. I.: Experimental Observation of Internal Water Curing of Concrete. Materials and Structures, 2007, 40, pp. 211–220 [4] Weiss J., Bentz D., Schindler A., Lura P.: Internal Curing – Constructing More Robust Concrete, Structure Magazine, January 2012, pp. 10–14 [5] Structural Engineer‘s Ass. of Kansas & Missouri, online na http://www.seakm. com/ [6] EUROLIGHTCON – Economic design and construction with lightweight aggregate concrete. Online na http://www. sintef.no. [7] Henkensiefken R., Nantung T., Weiss J.: Internal curing – from the laboratory to implementation, LWC Bridges Workshop 2009 IBC 1, U.S. Concrete, San Jose, CA [8] www.liapor.com, www.liapor.cz [9] Hubertová M.: Celosvětové trendy výzkumu a aplikací lehkého betonu s pórovitým kamenivem, Sb. konf. Technologie betonu 2012, ČBS ČSSI, Praha, 2012 [10] Smeplass S.: Mechanical Properties – Lightweight Concrete. Report 4.5, High Strength Concrete. SP4 – Materials Design, SINTEF 1992 [11] Hammer T. A.: High Strength Concrete Phase 3, SP4 Material Properties, Rep. 4.1 Properties of Concrete with Solite and Lytag LWA, SINTEF Rep. STF70 A95020, Trondheim, Norway 1995 [12] Příručka ESCSI’s (Expanded Shale, Clay and Slate Institute; Chicago, USA) “Guide for Concrete Mixture Designs using


ma ČSN EN 206-1/Z3, jsou více než dostatečná i pro lehké betony. V českých podmínkách (zejména vzhledem k surovinové základně lehkého kameniva) lze označit lehké betony od pevnostní třídy LC25/28 za lehké betony s velmi kvalitní cementovou matricí schopné odolávat vnějším agresivním činitelům. Toto tvrzení lze jednoduše podložit faktem: beton pevnosti 25 MPa a výš s použitím lehkého kameniva o pevnosti do 7 MPa s přídavkem drobného přírodního kameniva musí obsahovat velmi kvalitní cementovou matrici už jen z důvodu dosažení takovéto pevnosti. Tento příspěvek vznikl v rámci řešení programu MPO TIP FR-TI4/412.

Ing. Michala Hubertová, Ph.D., MBA tel.: 777 740 014 e-mail: michala.hubertova @gmail.com

[13]

[14]

[15]

[16]

[17]

[18]

[19]

Prewetted ESCS Lightweight Aggregates for Internal Curing”, 2011 Smeplass S., Havdahl J.: In Norwegian: Submerged Tube Bridge – Laboratory Investigation Permeability and Rebar Corrosion, SINTEF Report STF65 A90004, Trondheim, Norway 1990 Schulze W., Günzler J.: Corrosion protection of the reinforcement in lightweight concrete. 1st Intern. Cong. on Lightweight Concrete, London 1968, Vol. 1, pp. 111–122 Wiegler H., Karl S.: Creep of lightweight concrete on early loading. BetonsteinZeitung 35, No. 10/1969, pp. 584–592 Jacobsen S., Hammer T. A., Sellevold E. J.: Frost testing high strength lightweight aggregate concrete: internal cracking vs scaling. CEB/FIP Intern. Symp. on Structural Lightweight Aggregate Concrete, Sandefjord, Norway 1995, pp 541–554, (Editors: Holand I. et al.) Osborne G. J.: The durability of lightweight aggregate concretes after 10 years in marine and acid water environments, CEB/FIP Intern. Symp. on Structural Lightweight Aggregate Concrete, Sandefjord, Norway 1995, pp. 590–603, Ed. Holand, I. et al. Fujiki K., Kakizake M., Edahiro H., Unisuga Y., Yamamoto Y.: Mixture proportions of high strength and high-fluidity lightweight concrete, Proc. 4th. Int CANMET/ACI/JCI Symp. Advances in Concrete Technology, Tokushima 1998, Japan, pp. 407–420 Holm T. A., Ries J.: Lightweight Concrete and Aggregates. Significance of Tests and Properties of Concrete and Concrete Making Materials, STP 169D, ASTM Intern., West Conshohocken, PA, 2006, pp. 548–560

21


❚


POŽADAVKY NA SLOŽENÍ BETONU VYPLÝVAJÍCÍ ZE SPECIFIKACE BETONU – PROBLÉMY A ALTERNATIVY ❚ DEMANDS ON CONCRETE COMPOSITION ARISING FROM THE CONCRETE SPECIFICATION – PROBLEMS AND ALTERNATIVES Robert Coufal

SOUČASNÉ NORMOVÉ P O Ž A D AV K Y N A B E T O N

Přílišný důraz na složení betonu vyplývající ze

V dnešní době se beton specifikuje dle ČSN EN 206-1/Z3 (resp. Z4 – v platnosti od října 2013). Dle této normy je specifikována pevnostní třída, stupeň vlivu prostředí, nebo jejich kombinace, plánovaná životnost konstrukce, obsah chloridů v betonu, maximální zrno kameniva a konzistence. Navíc mohou být předepsány libovolné doplňující parametry betonu (modul pružnosti, průsak), které už ale touto normou nejsou regulovány. Na základě specifikovaného stupně vlivu prostředí a životnosti (pro Z3) vyplývají pro technologa určité minimální parametry betonu, které při návrhu musí dodržet. Pro příklad jsou v tab. 1 shrnuty požadavky norem v České republice, Rakousku a Německu na beton stupně vlivu prostředí XF2. U nás je situace složitější o to, že jsou odlišné požadavky na beton s plánovanou životností 50 a 100 let (tabulky F.1 a F.2). Z tab. 1 je patrné, že ačkoliv všechny předpisy vychází z jedné normy, požadavky se vlivem národních úprav dost liší. Normy se i přes drobné odchylky v hodnotách shodnou v požadavcích na minimální vodní součinitel, minimál-

specifikace přináší řadu problémů a komplikací. Technolog je často nucen přizpůsobovat složení betonu požadavkům normy místo optimalizace složení z hlediska požadavků reálné budované konstrukce (smrštění, vývoj hydratačního tepla) při dodržení potřebné trvanlivosti. Porovnání požadavků na složení betonu a reálných parametrů odolnosti je věnován tento článek. ❚ A very high emphasis on the concrete composition due to the concrete specification can cause many problems and complications. The technologist is often forced to adapt the concrete composition to the demands of the codes instead of optimizing from the point of view of the real concrete structure (shrinkage, hydration heat development) and fulfilling the demands of durability. This article is focused on comparing the demands on concrete composition and real parameters of the durability.

Moderní beton je velmi variabilní materiál s rozsáhlým uplatněním. Současná technologie betonu je ovlivněná širokými možnostmi v oblasti stavební chemie a příměsí a umožňuje vyrobit betony pro velmi specifické využití. Příkladem mohou být ultra vysokohodnotné betony, nebo naopak betony s extrémní dávkou příměsi (např. popílku) a minimální dávkou cementu. Tyto betony mají parametry, které jsou vyžadovány (pevnostní, trvanlivostní), ale nejsou pokryty normou, dle které se beton vyrábí. Zároveň je moderní beton natolik variabilní materiál, že nelze jednoznačně stanovit parametry složení betonu za účelem zaručení jeho vlastností. Článek se zabývá potřebou specifikovat potřebné parametry betonu (pevnost, průsak, modul pružnosti atd.), bez předepisování složení betonu (vodní součinitel, obsah cementu atd.), jak to stanovuje norma ČSN EN 206-1. 22

1

ní obsah cementu a minimální obsah vzduchových pórů v čerstvém betonu. Zaručit trvanlivost betonu dodržením těchto parametrů je totiž původní logika normy. Norma předpokládá, že beton splňující tyto parametry je zaručeně dostatečně odolný a není tedy potřeba tuto odolnost ověřovat. V ČR se ovšem k předepsaným parametrům předepisuje i kontrola odolnosti betonu zkouškami (CHRL, průsak). Toto přímo odporuje původní logice normy, která předepisuje složení, aby byla odolnost zaručena a nemusela se zkoušet. Ze zkušeností ovšem víme, že i beton splňující všechny pře-

Tab. 1 Porovnání požadavků na beton pro svp. XF2 on concrete for exposure class XF2

Norma / požadavek max. w/c min. pevnostní třída min. obsah cementu [kg/m3] min. obsah vzduchu v ČB [%] pro Dmax 22 mm max. průsak vody [mm] odolnost betonu – metoda A [g/počet cyklů] vůči zmrazování a rozmrazování, při zkoušce dle ČSN – metoda C [g/počet cyklů] EN 12390-8 minimální obsah mikropórů A300 [%] maximální součinitel rozložení vzduchových pórů L [mm]

❚

Tab. 1

Comparison of requirements

ČSN ČSN ÖNORM B EN 206-1/Z3 EN 206-1/Z3 4710-1:2007 – CZ, F.1 – CZ, F.2 0,55 C25/30 300 4 50

0,5 C25/30 300 3 35

1 250 / 75

1 250 / 100

1 500 / 50

1 250 / 75

–

DIN EN 206-1/A2

0,5 – 320 2,5 –

0,55 C25/30 300 4 –

–

–

1

1

–

0,24

–

–


❚

6/2013

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E Tab. 2

Příklad vypočteného vodního součinitele

Cement množství typ [kg/m3] CEM I 42,5 350 CEM III/B

❚

Tab. 2

-

-


Example of calculated water cement ratio

Samostatná příměs množství typ k-hodnota [kg/m3] popílek 100 0,4

400

❚

Celkem pojivo [kg/m3]

-

Započitatelné pojivo [kg/m3]

Obsah slinku [kg/m3]

Uvažovaná voda [kg/m3]

450

390

332,5

190

0,49

0,57

400

400

120

190

0,48

1,58

Vodní součinitel

Slinkový součinitel

7000

7000

Odolnost proti vodě a CHRL [g/m2]

Odolnost proti vodě a CHRL [g/m2]

XF4 6000 XF2

XF4

5000

4000

3000

2000

1000

XF2

XF4

6000

XF2

5000 4000 3000 2000 1000 XF2

XF4

0

0 0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

2

0

3,5

Obsah účinného vzduchu [%]

0,05

0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 Součinitel prostorového rozložení pórů [%]

0,35

3

Obr. 1 Přesná specifikace parametrů betonu je důležitá hlavně u náročných inženýrských konstrukcí, na fotografii výstavba Trojského mostu ❚ Fig. 1 Detailed specification of the concrete parameters is important in demanding structures, picture showing construction of the Trója bridge Obr. 2

Závislost odolnosti proti vodě a CHRL na A300

Obr. 3

Závislost odolnosti proti vodě a CHRL na L

depsané požadavky nemusí být dostatečně odolný a naopak jsou betony, které i přes to, že požadavky na složení nesplňují, mají odolnost dostatečnou. Český přístup je sice opatrný, ale určitě bezpečnější. Na druhou stranu tento přístup nese zvýšené ekonomické náklady. Pokud má beton bezpečně během celé doby výstavby plnit požadavky na odolnost v prostředí např. XF2 (tzn. vyhovět zkouškám odolnosti proti vodě a CHRL), měl by se obsah cementu pohybovat v rozmezí 360 až 420 kg/m3 (v závislosti na konkrétních surovinách na betonárně). Oproti tomu se dle tab. 1 může obsah cementu pro stejnou konstrukci v Německu pohybovat na úrovni 300 kg/m3, bez rizika reklamace. Provzdušnění betonu Co se týká provzdušnění betonu, je nutné pro životnost 100 let a prostředí XF2-4 zkoušet nejenom celkový obsah vzduchu v čerstvém betonu, ale také jeho kvalitu. Celkový obsah vzduchu v čerstvém betonu se zkouší dle ČSN EN 12350-7 tlakovou metodou na hrnci. Tato metoda je nejjednodušším způsobem ověření obsahu vzduchu během výroby na betonárně i přejímky na stavbě. Touto zkouškou ovšem nezkontrolujeme kvalitu provzdušnění. Nejdůležitěj6/2013

❚

❚

❚

Fig. 2

Fig. 3

Dependence of water resistance and de-icing agents on A300

Dependence of water resistance and de-icing agents on spacing factor

ším pro odolnost proti vodě a CHRL je obsah mikropórů A300, tzn. obsah pórů o průměru do 300 μm (A300) a součinitel jejich rozložení (L). Obsah mikropórů a jejich rozložení se měří mikroskopicky na zatvrdlém tělese, na řezné vyleštěné ploše dle normy ČSN EN 480-11. Hodnoty A300 a L jsou bezesporu důležité pro vyhodnocení kvality provzdušnění. Např. pro porovnání provzdušňovacích přísad dokážeme předpovědět, který beton bude více a který méně odolný. Tyto hodnoty ovšem nelze brát jako záruku dobré, případně nevyhovující odolnosti. Problémem je, že výsledky (hodnoty) A300 a L jsou velmi závislé na konkrétním složení betonu, zejména na množství jemných podílů. Např. u samozhutnitelných betonů, nebo betonů vyšší pevnosti, které mají vyšší obsah pojiva, bude větší problém dosáhnout požadovaných hodnot. Oproti tomu např. betony s nízkým vývinem hydratačního tepla (nízkým obsahem cementu) splní požadavky na kvalitu provzdušnění bez problémů s velkou rezervou, zdaleka to ovšem neznamená dostačující odolnost. Porovnání výsledků na těchto typech betonů jsou uvedena v grafech na obr. 2 a 3. Podle logiky normy by z grafu na obr. 2 měla vyplynout jasně závislost vyšší A300 = nižší odpad. Toto z grafu zjevně nevyplývá. Jak již bylo zmí-


něno, nejde o betony stejného složení. Pokud by se jednalo o betony stejného složení, různě provzdušněné, závislost se projeví. Graf na obr. 3 by měl ukázat podobnou závislost, tzn. nižší L = nižší odpad. Tyto závislosti z grafu ovšem ze stejných důvodů opět nejsou patrné. Jedná se o stejně rozdílné betony jako u předchozího grafu. Vodní součinitel Vodní součinitel je velmi přeceňovanou hodnotou. Jeho význam pochází z doby, kdy bylo složení betonu mnohem jednodušší než dnes, tzn. z doby, kdy byl beton složen pouze z kameniva, cementu a vody. Ke zvýšení pevnosti a odolnosti betonu mohlo dojít pouze zvýšením obsahu cementu, nebo snížením obsahu vody. Oba způsoby měly za následek snížení vodního součinitele. Dnes je složení betonu mnohem komplikovanější, stejně jako výpočet vodního součinitele. První otázkou je výpočet vodního součinitele. Norma ČSN EN 206-1 umožňuje počítat s tzv. k-hodnotou (pro popílek v rozmezí 0 až 0,4 dle typu cementu). Touto k-hodnotou se přenásobí množství latentně hydraulické příměsi a výsledná hodnota se může přičíst k obsahu cementu pro výpočet vodního součinitele. Příměs obsažená přímo v cementu je ovšem do výpo23

❚


čtu uvažována celou hodnotou. Příklad dvou typů betonu je uveden v tab. 2. Cement typu CEM I obsahuje 95 až 100 % slinku a jde o cement bez příměsi, pouze s doplňující složkou. Cement typu CEM III/B obsahuje pouze 20 až 34 % slinku, zbytek tvoří vysokopecní struska (66 až 80 %) a doplňující složka (0 až 5 %). Vysokopecní struska je podobně jako popílek latentně hydraulická příměs, která se účastní procesu hydratace, ovšem v případě cementu CEM III/B se celá započítává do vodního součinitele, oproti popílku, kterého se počítá pouze 0,4násobek. V tab. 2 jsou uvedeny příklady vodního a slinkového součinitele. Pokud bychom si pojivo (cement + popílek) rozdělili na slinek („čistý cement“) a příměs (příměs z cementu + příměs z betonu) a spočítali bychom „čistý vodní součinitel = slinkový součinitel“, dopadne u cementu CEM III/B velmi špatně a mohli bychom dovozovat výrazně horší parametry betonu, než u CEM I. Oproti tomu u standardně počítaného vodního součinitele nám výrazně hůře vychází beton s CEM I. Je tedy vidět, že příměs dodávkovaná na betonárně je výrazně znevýhodněná, oproti příměsi už obsažené v cementu. Vypovídající hodnota vodního součinitele je tedy dle mého názoru velmi malá. Druhou otázkou je, jestli nižší vodní součinitel vždy také znamená vyšší odolnost zatvrdlého cementového tmele a zároveň lepší beton z hlediska finální konstrukce. Druhý příklad výpočtu vodního součinitele je uveden v tab. 3. Na první pohled by měly být betony stejně odolné, alespoň z hlediska vodního součinitele. Faktem je, že se zvyšujícím se obsahem cementu je snáze dosažitelná dobrá zpracovatelnost betonu. V případě s obsahem cementu 400 kg/m3 a 200 l vody tedy do-


Tab. 3 Příklad výpočtu vodního součinitele of calculation of the water cement ratio

Cement

CEM I 42,5

množství [kg/m3] 300

CEM I 42,5

400

typ

Maximální průsak tlakovou vodou [mm]

Maximální průsak [mm]

40 35 XD2, XF1, XF2, XA1

XF3, XF4, XA2

30 XC4, XA2, XF3 25 XD3, XF4, XA3 XD3, XA3 15 10 5

24

Vodní součinitel

150

0,5

200

0,5

ným množstvím cementu a plastifikační přísady. Pokud tedy platí maximální průsak jako parametr odolnosti, pak všechny tyto betony bez problémů vyhoví. Pokud ale budeme dodržovat normu ČSN EN 206-1, pak se za odolnější betony dají považovat pouze poslední dva. U těch už se ale výrazně zvyšuje cena ale i např. smrštění betonu. Obsah cementu S obsahem cementu je to podobné jako s vodním součinitelem. Normou máme předepsáno určité množství, které ale není zárukou odolnosti betonu, pokud za odolnost opět budeme uvažovat maximální průsak. Výsledky stejných betonů jako z grafu na obr. 4, ale v závislosti na množství cementu, jsou uvedeny v grafu na obr. 5. Opět je zde vidět, že výrazně se zvyšující obsah cementu nemusí znamenat významné zlepšení odolností. Tyto závislosti, jak pro obsah cementu, tak pro vodní součinitel, jsou obdobné i u dalších záměsí a dalších cementů. Celkem bylo za tímto účelem v laboratořích SQZ na Zbraslavi namícháno šestnáct různých receptur, s obdobným závěrem. Celkové vyhodnocení, včetně dlouhodobých zkoušek ještě nebylo provedeno. Zkouška odolnosti proti vodě a CHRL Nejdůležitější zkouškou pro stupně vlivu prostředí XF2-4 je odolnost betonu vůči zmrazování a rozmrazování. Zde jsou normou ČSN EN 206-1/Z3 předepsá-

XC4, XD2, XF1, XF2, XA1 45 40 35 30 25 20

XF3, XF4, XA2

XC4, XD2, XF1, XF2, XA1

XD3, XF3, XA2 XF4 XD3, XA3

15 10 5

XA3

0 0,45

0,50

0,55

0,60

Vodní součinitel [-]

4

Example

50 XC4, XD2, XF1, XF2, XA1

45

0 0,40

Tab. 3

Účinná voda [kg/m3]

sáhneme běžné konzistence S3 pouze s obyčejným plastifikátorem, bez větších problémů. Oproti tomu dosáhnout stabilního dobře zpracovatelného betonu s 300 kg cementu a 150 kg vody bude výrazně náročnější, tj. za použití silných superplastifikátorů. Zatvrdlý cementový tmel s vyšší dávkou cementu tak bude ve výsledku mnohem méně odolný, než tmel s nižší dávkou cementu, i přes stejný vodní součinitel. Problémem ovšem je, že dodržení vodního součinitele nás paradoxně nutí zvyšovat obsah cementu, což ale způsobuje vyšší smrštění betonu a zvýšení rizika trhlin v konstrukci. Třetí otázkou týkající se vodního součinitele je nutnost jeho dodržení jako parametru odolnosti konstrukce. Pokud budu vycházet z předpokladu, že odolnost betonu proti většině stupňů vlivu prostředí vychází z hutnosti betonu, která je ověřitelná maximálním průsakem tlakovou vodou, stává se pro mě tento maximální průsak garantem pro odolnost betonu. Pokud tedy bude beton složen z kvalitních složek (hlavně kameniva), může vyhovět průsak a tedy odolnost betonu i při výrazně nevyhovujícím vodním součiniteli. Toto je ukázáno v grafu na obr. 4. Z grafu na obr. 4 je vidět, že i beton s vodním součinitelem, který vyhovuje pouze vlivu prostředí X0, vyhoví z hlediska parametru maximálního průsaku i pro nejpřísnější stupně vlivu prostředí. V grafu je uvedena sada betonů obdobného složení, se stejným cementem i příměsí, pouze s odstupňova-

50

20

❚

0,65

0,70

0,75

0,80

250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 380 390 400

5

Množství cementu [kg/m3]


❚

6/2013


ny dvě metody. Metoda A, která se provádí na krychlích, a metoda C, která se provádí na odřezcích z válců. V obou případech se zkouší odolnost povrchu betonu měřením hmotnosti betonu odpadlého ze zkoušeného povrchu vlivem zmrazování a rozmrazování. Nevýhodou zkoušky odolnosti proti mrazu a rozmrazování metodami A a C je velký vliv výroby a ošetřování tělesa na výsledek zkoušky. Tento vliv je mnohdy větší než samotná kvalita betonu. Zejména vlastnosti zkoušené povrchové vrstvy jsou velmi proměnlivé. Velmi zde záleží na konzistenci směsi a jí přiměřené intenzitě vibrování, na uložení čerstvého i zatvrdlého tělesa a hlavně na způsobu úpravy povrchu. Další nevýhodou je, že způsob a intenzita vibrace většinou neodpovídá způsobu a intenzitě vibrace betonu ve skutečné konstrukci. Významným problémem těchto zkoušek je jejich vypovídající hodnota ve vztahu ke stylu namáhání konstrukce. Např. při zkoušení CB krytů vozovek má zkouška jasně vypovídající hodnotu. Zkouší se stejná část tělesa jako konstrukce, tzn. upravený povrch válce a pojížděný povrch vozovky. Oproti tomu u konstrukcí namáhaných stupněm vlivu prostředí XF2 je namáhána svislá plocha, tudíž plocha z bednění, která se nezkouší. Typ zkoušené plochy má vliv nejen na absolutní hodnotu odpadu při zkoušce, ale také na tvar grafu (obr. 6). V grafu (obr. 6) je vidět srovnání výsledků získaných na tělesech odebraných ze zabetonovaného pokusného bloku a porovnání se standardně provedeným zkušebním tělesem (válcem). Tělesa byla odebrána jádrovým vývrtem z upraveného povrchu vzorku a z boku vzorku z bednění. Dále byla zkoušena pro srovnání i řezná plocha vzorku neovlivněná ani bedněním, ani úpravou povrchu. Z výsledků je vi-

❚


dět podobná dynamika porušení vývrtu z povrchu a standardního tělesa. V těchto případech je porušení na počátku zkoušky pozvolnější z důvodu ochrany vzorku povrchovou vrstvou. Ve chvíli, kdy dojde k rozpadu tohoto hlazeného povrchu, se výrazně zvýší rychlost rozrušování mrazovými cykly. Oproti tomu má povrch z bednění a řezu na počátku mírně vyšší porušení, ale po 50 cyklech dochází k zmenšení rychlosti porušování. Tyto rozdíly by se pravděpodobně neprojevily v případě perfektně odolného betonu, s minimálním odpadem. Princip specifikace betonu na základě jeho vlastností – PSC (performance-based specifications for concrete) PSC specifikace betonu vychází z principu, že se specifikují všechny parametry betonu, se kterými je uvažováno ve výpočtu nebo při užívání. Nespecifikuje se složení nebo typy vstupních materiálů. Tento způsob specifikace se v současné době zpracovává v pracovní skupině fib TG 8.10, které je autor článku členem. Základní způsob specifikace lze převzít z ČSN EN 206-1, tzn. specifikace pevnostní třídy a stupně vlivu prostředí. Stupeň vlivu prostředí by ovšem pouze stanovoval, jakému prostředí bude betonová konstrukce vystavena a jaké odolnostní parametry má splnit. Dalšími parametry by bylo vše, s čím je uvažováno při přípravě projektu. Dnes se často stává, že při výpočtu např. šířky trhliny projektant uvažuje s určitým smrštěním. Toto smrštění je odvozeno na základě pevnostní třídy. Převodní vztah, který se využívá, je přitom velmi starý a vychází z výsledků naměřených na betonech velmi odlišných od těch dnešních. Výsledkem je, že konkrétní uvažované smrštění není známo (ze specifikace), není s ním tedy

Obr. 4 Závislost maximálního průsaku na vodním součiniteli Fig. 4 Dependence of maximum leakage on the w/c

❚

Z ÁV Ě R

Dle mého názoru je správné předpisovat a ověřovat odolnostní parametry betonu. Ty musí být pro každý stupeň vlivu prostředí jasně stanoveny a výrobcem betonu dodrženy. Zkušební metody a tělesa by měly respektovat způsob namáhání konstrukce. Na druhou stranu by první část tabulek NA F.1 a NA F.2, předepisující složení betonu a kvalitativní parametry provzdušnění, měla být pouze doporučující, nezávaznou částí. Alespoň částečně je toto vyřešeno změnou Z4, která vyšla říjnu 2013 (viz str. 55, pozn. red.) a ruší tabulku NA F.2, tzn. tabulku mezního složení pro předpokládanou životnost 100 let. Zrušením této tabulky se ruší i požadavky na A300 a L. Pozn.: V článku jsou uvedeny některé výsledky z projektu MPO ČR č. FR – TI3/531. Ing. Robert Coufal, Ph.D. TBG Metrostav, s. r. o. Rohanské nábřeží 68 186 00 Praha 8 tel.: 724 283 989 e-mail: [email protected] www.tbgmetrostav.cz

3500 standardní zkušební těleso

3000

Obr. 5 Závislost maximálního průsaku na množství cementu ❚ Fig. 5 Dependence of maximum leakage on the amount of cement

vývrt z hlazeného povrchu vývrt z boku konstrukce z bednění

2500 Odpady [g/m2]

Obr. 6 Vliv zkoušeného povrchu na odpady při zkoušce odolnosti proti vodě a CHRL ❚ Fig. 6 Impact of the tested surface on waste during the test of water and de-icing agent resistance

při návrhu směsi uvažováno a výsledné trhliny v konstrukci mohou být větší, než bylo spočítáno. Podobné je to i s modulem pružnosti, který už se ale ve specifikaci dnes často objevuje. Výsledkem PSC specifikace je jasně daný soubor požadavků na zatvrdlý beton, v jednoznačně daném formátu. S tímto ale souvisí i přesné stanovení zkušebních norem a podmínek zkoušení. Nevýhodou může být překombinování požadavků, nebo stanovení požadavků příliš přísných, a tudíž obtížně (cenově nákladně) splnitelných. Zásadním způsobem se ovšem snižuje riziko nedorozumění, a tím problémů s konstrukcí.

řezaná plocha z jádra konstrukce 2000 1500 1000 500 0 0

6

6/2013

❚


25 50 75 Počet cyklů při zkoušce dle ČSN EN 12390-8 – metoda C

25

PŘEPRAVA BETONU PŘI STAVBĚ LANOVKY NA SNĚŽKU ❚ TRANSPORTATION OF CONCRETE WHEN BUILDING THE NEW CABLE CAR TO THE SNĚŽKA MOUNTAIN 1

Jan Veselý Článek popisuje neobvyklý způsob přepravy betonu vrtulníkem při výstavbě podpůrných konstrukcí a koncových stanic nové lanovky na Sněžku v chráněné zóně Krkonošského národního parku. Dlouhé časy přepravy betonu od namíchání až do horní části lanovky vyžadovaly udržet dlouhou zpracovatelnost betonu. ❚

This article presents a very unusual

transportation of concrete by helicopter when building supporting constructions and terminals of the new cable car to the Sněžka Mountain in the protected area of Krkonoše National Park. Long times from mixing to transport up to the upper part of the cable car line required to keep long term workability of concrete.

Sněžka je nejvyšší horou České republiky. Nově však má ještě jedno prvenství, je i nejvýše položeným místem u nás, kam byl dosud dopravován beton (obr. 1). Na stavbu nové lanovky vynesl přes 500 m3 betonu vrtulník. Oblast Sněžky je totiž součástí Krkonošského národního parku, a vjezd speciální techniky tak byl výrazně omezen. Lanovka na Sněžku, která sloužila až do začátku září 2012, byla nejstarší, nejznámější a zároveň nejvíce navštěvovanou lanovkou u nás (obr. 2). Od roku 1949 do ukončení provozu vyvezla na vrchol Sněžky více než 7 mil. osob. Pokud všechny současné revizní kontrolní a zatěžkávací zkoušky dobře dopadnou, už před letošními Vánocemi ji nahradí moderní lanová dráha (obr. 3) se čtyřmístnými uzavřenými kabinami. Stavba nové lanové dráhy byla zahájena začátkem září 2011 v místě dolní stanice v Peci pod Sněžkou. Nová lanová dráha zachovává tři původní nástupní stanice, stanici Pec pod 26

Obr. 1 Vrtulník s badií betonu pod vrcholem Sněžky, září 2012 ❚ Fig. 1 Helicopter with the container of concrete on the way to the Sněžka Mountain, September 2012 Obr. 2 a) Stará stanice lanovky v Peci pod Sněžkou, b) detail informační tabule na stěně stanice s technickými údaji o původní lanovce, srpen 2013 ❚ Fig. 2 a) The old station in Pec pod Sněžkou, b) detail of the information board containing the technical data about the old chair lift on the wall, August 2013

2a 2b

Obr. 3 Informační tabule o výstavbě nové lanovky na Sněžku, b) detail technických informací, srpen 2013 ❚ Fig. 3 Info board with data about the new cable car construction, b) detail of technical information, August 2013

3a

3b


❚

6/2013


❚


4a 4b

5

Sněžkou (obr. 5), stanici Růžová hora (1 339,05 m n. m.) (obr. 6) a stanici Sněžka (1 588,32 m n. m.) (obr. 7), a vede ve stejné trase jako stará lanovka (obr. 8). Pouze spodní stanice v Peci pod Sněžkou je posunuta níž k chatě Lesovna, kde navazuje na parkoviště. Bude tak snadněji dostupná pro hendikepované občany. Původní stožáry vyrobené v Poldi Kladno nahradily nyní moderní oceObr. 4 a) Bourání původní stanice na Růžové hoře včetně vykopaní základových patek sloupů, b) vykopaní základových patek původních sloupů v trase lanovky, srpen 2013 ❚ Fig. 4 a) Demolition of the former station on the Růžová Mountain incl. digging of the base foots of the columns, b) digging out the footings of the original columns of the chair lift, August 2013

lové podpěry. Na prvním úseku je jich, při šikmé délce 1 747 m, celkem sedmnáct, na druhém, o šikmé délce 1 969 m, devatenáct. Při betonážích patek podpěr byl použit beton C25/30 a C30/37, při stavbě jednotlivých stanic pak betony C12/15, C16/20, C20/25, C25/30, C30/37 a navíc cementové potěry MC15 a MC20 (dle technické normy PN ČMB 01-2010).

P Ř E P R AVA B E T O N U PO TRASE LANOVKY

Do nejvyšších poloh nebylo možné dovézt beton autodomíchávači, proto byl využit vrtulník. „Stavba lanovky na Sněžku je realizována z velké části v 1. zóně Krkonošského národního parku. Tato oblast je tím nejvzácnějším, co máme nejenom v Krkonoších, ale v celém Česku. Jedná se o oblast arkto-alpínské tundry, která je velice citlivá na jakékoliv

6

Obr. 5 Výstavba nové stanice lanovky v Peci pod Sněžkou, srpen 2013 ❚ Fig. 5 Construction of the new cable car station in Pec pod Sněžkou, August 2013 Obr. 6 Výstavba nové stanice lanovky na Růžové hoře, srpen 2013 ❚ Fig. 6 Construction of the new cable car station on the Růžová Mountain, August 2013

6/2013

❚


27


❚

MATERIALS AND TECHNOLOGY Obr. 7 Nová stanice lanovky na Sněžce před dokončením, srpen 2013 ❚ Fig. 7 New cable car station on the Sněžka Mountain, August 2013 Obr. 8 Poslední úsek trasy lanovky ve stoupání na vrchol Sněžky, srpen 2013 ❚ Fig. 8 Last part of the cable car line coming up the Sněžka summit, August 2013 Obr. 9 Bednění a výztuž nových patek příhradových sloupů lanovky v horním úseku, srpen 2013 ❚ Fig. 9 Formwork and reinforcement of the new footings of the girder columns of the cable car, August 2013 Obr. 10 Odlet vrtulníku s naplněnou bádií, srpen 2013 ❚ Fig. 10 Take-off of the helicopter with the container, August 2013 Obr. 11 Vrtulník s bádií betonu nad svahem Sněžky, srpen 2013 ❚ Fig. 11 Helicopter with the container of concrete above the Sněžka slope, August 2013 Obr. 12 Podpěrný sloup nové lanovky ve spodním úseku, srpen 2013 ❚ Fig. 12 Support column of the new cable car in the lower part, August 2013 Obr. 13 Kabinky nové lanovky jsou již připraveny, srpen 2013 ❚ Fig. 13 Cars of the new cable car are ready to use, August 2013

7 8

jišťoval víceúčelový vrtulník střední třídy Mi-8T, vybavený dvěma turbínovými motory a jedním nosným rotorem. Tento stroj unese na podvěsném zařízení, tj. háku, váhu až 2 500 kg, až na vrchol Sněžky pak cca 2 000 kg (obr. 11). Za jednu hodinu však spotřebuje až 800 l leteckého paliva. S ohledem na spotřebu paliva byl proto vrtulník vytěžován i na cestě zpět. Dopravoval na místa, odkud mohl být už odvezen, vytěžený materiál uložený do tzv. bagů. Na svazích Sněžky tak nezůstaly žádné hromady, které by hyzdily zdejší krajinu. S TAV B A N O V Ý C H S TA N I C

lidské zásahy. Do tak zranitelné lokality není možné pustit těžkou stavební techniku,“ upřesňuje Radek Drahný, tiskový mluvčí ze Správy Krkonošského národního parku, a dodává: „Využití vrtulníku bylo proto přijatelným řešením.“ Autodomíchávače dopravovaly beton pro horní část lanovky do lokality „Lví důl“, kde byl překládán do tzv. 9

28

bádií, trychtýřovitých nádob o objemu 0,7 m3, a dále přepravován vrtulníkem (obr. 10). Celkem bylo vrtulníkem přepraveno přes 500 m3 betonu. Z jednoho autodomíchávače mohlo být naplněno až deset bádií. Na jedno natankování paliva vrtulník vynesl postupně na stavbu deset bádií a poté bylo nutné palivo doplnit. Vyšší spotřebu paliva zapříčinila vysoká hmotnost nákladu a náročná byla i manipulace s betonem, zejména překládání. „O tom vypovídá například údaj o nejdelší vykládce jednoho mixu o objemu 8 m3,“ uvádí zajímavost Ing. Jiří Žihlo, zástupce dodavatele betonu.„Překládka z mixu do bádií a doprava avií z Portášových bud na Růžovou horu tehdy trvala téměř 5 h. Receptury betonů proto musely být upraveny tak, aby náběh tuhnutí byl pomalejší.“ Dopravu betonu a tuny dalšího stavebního materiálu na nejvyšší místa za-

Největší z trojice stanic je ta v Peci pod Sněžkou. Jde o objekt na nových betonových základech, jehož suterén, přízemí a stěny byly realizovány jako betonové monolity z šedého betonu. Na stavbě byly využity betony tříd C16/20, C25/30 a C30/37 a navíc cementové potěry MC15 a MC20. Nosnou konstrukci nástupní haly lanovky tvoří dřevěné vazníky a opláštění hliníkové prosklené stěny. Exteriér objektu oživily červené pohledové desky. Na místě původní stanice Růžová hora stojí zcela nová budova, pro jejíž stavbu byly asi z poloviny využity betonové základy původní stanice. Jde o druhou největší stanici lanovky, technicky však o její „srdce“, protože právě zde jsou umístěny její motory. Kromě hybného centra lanovky jsou ve stanici umístěny dílny, sklady, denní místnosti a sklad kabinek. Nejmenší stanicí je stanice na Sněžce. Částečně zděná budova stojí na nových betonových základech. Při jejich betonážích se uplatnily betony tříd C25/30 a C30/37.


❚

6/2013


10

❚


11

SLOUPY NA MASIVNÍCH B E T O N O V Ý C H PAT K Á C H

12 13

6/2013

❚

Celkem třicet šest speciálních podpěr v trase lanovky stojí na betonových patkách různých velikostí. Většina stojí na místě původních sloupů. S ohledem na prodloužení lanovky v jejím začátku je zcela nová pouze podpěra mezi novou a původní stanicí v Peci pod Sněžkou. „Všechny původní patky lanovky musely být odstraněny a realizovány nově,“ upřesňuje Ing. Daniel Slovák, hlavní stavbyvedoucí dodavatelské společnosti. „Byly ve velmi špatném technickém stavu, některé nebyly ukotveny ani v nezámrzné hloubce. Při jejich realizaci byl navíc použit nekvalitní beton,“ doplňuje. Spodní úsek lanovky tvoří sedmnáct podpěr, ocelových kulatých sloupů (obr. 12) na masivní betonové patce. Na druhém úseku je devatenáct ocelových sloupů příhradových, každý na třech menších betonových patkách (obr. 9). „Tyto patky jsou relativně subtilní, měří 1,5 x 1,5 m a do podloží byly upevněny mikropilotami,“ popisuje Ing. Daniel Slovák. Mikropiloty byly realizovány jako štíhlé základové prvky, přenášející tlaková i tahová osová zatížení od patky do hlubších a únosnějších vrstev základové půdy. Na Sněžce se jednalo o vrtané piloty průměru 110 mm, které jsou svým kořenem vetknuty do okolní horniny injektáží. Při samotné betonáži jednotlivých patek byl použit beton pevnostní třídy C30/37. „Jde o poměrně běžnou pevnost. I v těchto nadmořských výškách bude beton rozhodně odolávat očekávanému působení vlivu prostředí na konstrukci,“ uvádí Ing. Jiří Žihlo a doplňuje: „V zimním období jsou zde, z po-


hledu cyklického zmrazování a rozmrazování, teploty poměrně stabilní. Proto stačí u tohoto betonu zajistit standardní odolnost proti působení vody a mrazu.“ Z ÁV Ě R

Již skutečnost, že nová lanovka vede právě na nejvyšší horu republiky, posunul tuto realizaci mezi nejzajímavější stavby současnosti. Umístění lanovky je však i technickým unikátem, třeba právě z hlediska náročnosti dopravy betonu na stavbu a manipulace s ním. Lanovka je dostavěna a probíhají všechny předepsané zkoušky konstrukcí a technologií. Pokud vše vyhoví, už v prosinci 2013 budou moci návštěvníci obdivovat nejen novou lanovku, ale také unikátní přírodu Krkonošského národního parku (obr. 13). Ing. Jan Veselý Českomoravský beton, a. s. Beroun 660, 266 01 Beroun tel.: 311 644 039, 602 468 611 e-mail: [email protected] www.transportbeton.cz

Investor Generální projektant stavby Dodavatel

Dodavatel betonu celková spotřeba betonu v letech 2012 a 2013 v roce 2012 v roce 2013

město Pec pod Sněžkou projekční kancelář TRENTO, s. r. o., Hradec Králové BAK stavební společnost, a. s., Trutnov betonárna Trutnov, provoz TBG Východní Čechy, člen skupiny Českomoravský beton 3 054 m3 betonu různých pevností 1 146 m3 1 908 m3

29


❚


TENKOSTĚNNÝ SENDVIČOVÝ SYSTÉM Z VYSOKOHODNOTNÉHO BETONU VYZTUŽENÉHO ČEDIČOVÝMI VLÁKNY ❚ A THINWALLED HIGH PERFORMANCE CONCRETE SANDWICH PANEL SYSTEM REINFORCED WITH BFRP SHEAR CONNECTORS Kamil Hodický, Thomas Hulin Práce představuje nový tenkostěnný sendvičový systém z vysokohodnotného betonu (high performance concrete, HPC) vyztuženého čedičovými vlákny. Systém se vyznačuje vysokou statickou únosností, tepelně izolační schopností a šetrností k životnímu prostředí. Sendvičový systém a jeho konstrukční řešení jsou detailně popsány. Vývoj systému byl strukturován od počátečních zkoušek segmentů sendvičového systému až po zkoušky panelů skutečných rozměrů zatěžovaných spojitým zatížením.

❚ The paper

zitně, částečně kompozitně, nebo plně kompozitně (obr. 1), a to v závislosti na typu a počtu spojení zajišťovaných mezi dvěma vrstvami HPC betonů [2]. Smykové prvky musí poskytovat dostatečnou tuhost a pevnost k dosažení vysokého stupně kompozitního chování panelu (tj. minimálně 65 % únosnosti plně kompozitního chování) a zároveň přenosu návrhového zatížení v souladu s mezním stavem únosnosti a použitelnosti. Stupeň kompozitního chování panelu k lze určit pomocí rovnice (1)

presents a new thin-walled high performance concrete

(HPC)

sandwich

panel

system

reinforced with basalt fibre-reinforced plastic (BFRP). System is characteristic with a high structural resistance, thermal resistance and environmental friendliness. The newly developed shear connecting system made of a BFRP grid and its structural design is described in a detail. The development of the system led from the small-scale specimens to full-scale specimens testing loaded by uniformly distributed load.

Stavební průmysl se v poslední době rychle mění. Dle Evropské unie, obytné, obchodní a průmyslové budovy spotřebují přibližně 40 % z celkové spotřeby energie a vyprodukují obdobné procento CO2 emisí v Evropě. Požadavky pro snížení energetické spotřeby novostaveb jsou již nyní stanoveny nařízením Evropské unie. Počátkem roku 2020 všechny novostavby musí být navrženy tak, aby jejich energetická spotřeba byla pokryta energií z obnovitelných zdrojů [1]. V důsledku toho stavebnictví čelí rostoucí poptávce po vývoji a výrobě modulárních, lehkých a zároveň únosných stavebních prvků, které mají vysokou izolační schopnost, dlouhou životnost, nízké emise CO2, nízkou spotřebu nerostných surovin a atraktivní povrch s minimální údržbou. Tenkostěnné sendvičové panely z HPC betonů jsou velmi zajímavou volbou pro stavbu nízkoenergetických staveb. Typický panel je vyroben z vnitřní a vnější vrstvy HPC betonu oddělených vrstvou tuhé pěnové izolace. Speciálně navržené smykové prvky prostupují vrstvou izolace a spojují vrstvy HPC betonů. Panel může být navržen tak, aby se choval nekompo30

k"

Δ nekompozitní Δexperiment Δ nekompozitní Δkompozitní

(a) Nekompozitní

(b) Kompozitní

100 , (1)

kde Δnekompozitní značí teoretický průhyb za předpokladu plně nekompozitního chování, Δkompozitní teoretický průhyb za předpokladu plně kompozitního chování a Δexperiment průhyb experimentálně naměřený ve zvoleném stupni zatížení. Návrh smykového prvku představuje kompromis mezi návrhem plně kompozitního chování pro přenos zatížení větrem anebo snížením kompozitního chovaní za účelem snížení deformací způsobených teplotními vlivy. Spojení mezi panely je tradičně vytvořeno použitím různě zahnutých ocelových nebo polymerových smykových prvků. Zvýšení stupně kompozitního chování použitím jakéhokoliv typu ze zmíněných smykových prvků vede ke zvýšení únosnosti sendvičových panelů. Avšak zvýšení stupně kompozitního chování vede k výraznému snížení tepelně izolačních vlastností panelu v důsledku tepelných mostů. Kromě toho, může dojít k nežádoucímu vyboulení zapříčiněnému rozdílem teplot mezi vnitřní a vnější stěnou. Tepelné deformace dlouhých panelů mohou být značné a mohou vést až k praskání HPC betonu v případě jižní expozice, zejména v rozích budovy [3]. Tuhost smykového prvku je tedy úměrná teplotním deformacím a hraje důležitou roli při návrhu sendvičových konstrukcí [4]. Nastavení nových standardů System Connovate představuje konstrukčně a tepelně výhodné sendvičové panely pro konstrukci vnějších stěn

(a) Částečně kompozitní 1

obytných, obchodních a průmyslových budov (obr. 2). Hlavními přednostmi systému jsou nízká hmotnost, trvanlivost, rychlá montáž a atraktivní architektonický vzhled. Prvky kombinují vysoké hodnoty izolačních vlastností s minimální tloušťkou nosné stěny (vrstva HPC betonu jen 30 mm). Součinitel prostupu tepla panelu se pohybuje v rozmezí 0,15 až 0,06 W/m2K v závislosti na tloušťce a typu izolace. Sendvičové panely systému Connovate jsou vyráběny jako nosné prvky s výztužnými žebry v zadní stěně nebo jako nenosné fasádní panely. Nízká hmotnost prvků zajišťuje levnou dopravu a snadnou manipulaci na místě. Hlavním materiálem sendvičových panelů je samozhutnitelný HPC beton s pevností v tlaku 110 MPa, který je vyztužen čedičovými vlákny o průměru 0,9 mm a délky 10 mm. Pevnost HPC betonu v příčném tahu byla naměřena 6,2 MPa a pevnost v tříbodovém ohybu 13,1 MPa. Použitím nízkého vodního součinitele, optimalizací křivky zrnitosti kameniva a minerálních přísad je zaručeno, že obsah vzduchu v HPC betonu je maximálně 0,8 %. Přestože nelze zajistit dostatečné krytí výztuže předepsané Eurokódem 2, byl proveden penetrační test chloridových iontů. Výsledky testu ukázaly téměř nulový náboj [Coloumb]. Výztuž je tedy dostatečně


❚

6/2013


2


3

Obr. 1 Průběh napětí v panelu ❚ Fig. 1 Panel stress diagram Obr. 2 Detail Connovate sendvičového panelu z HPC betonu ve spojení s okenním otvorem a stropními dutinovými panely ❚ Fig. 2 Detail of Connovate sandwich wall element with connection to window opening and hollow core concrete deck Obr. 3 Betonáž sendvičových panelů ve výrobní hale ❚ Fig. 3 Casting the sandwich elements in the production hall

chráněna před korozí po celou předpokládanou dobu životnosti stavby (100 let). Čedičová mřížovina se používá v nejnovější generaci stěnových panelů k dosažení kompozitního chování a zároveň zachování tepelně izolačních vlastností. Plně kompozitní chování může být dosaženo spojením pásů čedičové sítě orientované pod úhlem 45°. Kontinuální nebo polo-kontinuální pásy čedičových vláken jsou zabetonovány na rozhraní dvou HPC betonů. Pásy prochází štěrbinami v tepelné izolaci a vzhledem k relativně nízké tepelné vodivosti čedičových vláken ve srovnání s ocelí nevytváří tepelné mosty. Kromě toho nabízí vysokou únosnost a odolnost proti korozi. Zdokonalením výrobních metod a použitím laserových zaměřovacích zařízení je zajištěno, že prvky jsou vyrobeny v toleranci ±0,75 mm. Systém byl doplněn o nově vyvinutý systém těsnění, kde obvyklé těsnění ze silikonu nebo obdobných materiálů je nahrazeno těsnicími profily z nerezové oceli. Použití nerezové oceli jako těsnění zajišťuje dlouhodobou životnost a bezchybný estetický vzhled v porovnání s tradičním řešením. P R E FA B R I K A C E

Prefabrikované sendvičové panely jsou vyráběny na dlouhých výrobních linkách 6/2013

❚

❚

(obr. 3). Vnější hladký povrch je docílen betonáží do ocelového bednění. Výztuž vnější HPC betonové vrstvy (ocelová svařovaná síť/čedičová síť) je umístěna do prázdné formy. Pro docílení požadovaného architektonického vzhledu mohou být na dno prázdné formy vloženy speciální matrice, textury nebo tenké cihelné pásky. Poté je do předepsané výše ve formě nalita vrstva HPC betonu. Následně jsou na horní plochu čerstvé vnější HPC betonové vrstvy přitisknuty čedičové pásy a tepelná izolace. Čedičové pásy jsou obvykle předem upevněny do štěrbin izolace a vyčnívají z izolace alespoň 15 mm na obě strany. Na izolaci je položena betonářská výztuž, která může být doplněna o předpínací výztuž, ocelovou svařovanou nebo čedičovou síť. V této fázi jsou do formy vloženy také kotvy pro zvedání a manipulaci či jiné kotvící prvky. V průběhu výroby musí být dodržována vysoká pracovní kázeň, aby nedošlo k poškození čedičových pásů vyčnívajících z tepelné izolace. Panel je dokončen zalitím vrstvou HPC betonu do požadované výše a vyhlazením speciální hladicí lištou. VÝZKUM A VÝVOJ

Vytvoření nového stavebního systému, který nabízí srovnatelné mechanické vlastnosti jako stávající prefabrikované systémy a zároveň je konkurenceschopný s vyšším stupněm kvality provedení, vyžaduje mnoho úsilí v oblasti vývoje. Výzkumný projekt zabývající se tímto vývojem zahrnoval spolupráci Technické univerzity v Dánsku (Technical University of Denmark), Výzkumného ústavu pro vývoj (IPU), Státního požárního institutu (DBI), výrobce betonových sendvičových panelů (AmberCon) a byl finančně podpořen Státním fondem pro vědu a výzkum (Højteknologifonden).


K pochopení chování sendvičového systému a jeho následné optimalizace byl třeba experimentální výzkum zahrnující všechny komponenty systému. Zkoušky sendvičových panelů zahrnovaly: materiálové zkoušky HPC směsi, tepelné izolace a smykových prvků z čedičových/uhlíkových vláken; zkoušky prvků sendvičového systému ve smyku; ve čtyřbodovém ohybu; skutečné panely zatížené spojitým zatížením a zkoušky požární odolnosti všech komponentů. Dále byl výzkum zaměřen na modelování rozvoje trhlin v tenkostěnných panelech v důsledku kombinace autogenního smrštění a teplotního zatížení [3] a modelování jejich požární odolnosti [6]. Studie pokračovala optimalizací tepelně izolačních vlastností, minimalizací tepelných mostů, návrhem nových typů oken a dveří a integrací technického zařízení budov do sendvičového systému [1]. Zkoušky ve smyku Při návrhu sendvičových panelů je důležité, aby projektant znal návrhovou pevnost prvku ve smyku a tuhost spojení. Tyto parametry jsou kritické pro stanovení počtu a délky smykových prvků k dosažení určitého stupně kompozitního chování. Smyková pevnost spojení byla určena pomocí segmentů sendvičového systému zkoušených ve speciálně navrženém ocelovém rámu. Velikost segmentů sendvičového systému byla 400 x 700 mm. Vlastní zkoušky se skládaly z uložení každého segmentu do rámu ve vodorovné poloze a tlačení pístu na spodní HPC stěnu proti horní HPC stěně. Zatížení bylo vnášeno pomocí 25 kN hydraulického pístu a jeho nárůst byl rovnoměrný (lineární). Horní stěně bylo bráněno ve vodorovném posunu, kdežto spodní stěna byla uložena na válečko31


❚


Vertikální LVDT

50kN Upevňovací popruh

Horizontalní LVDT

Píst Fmax=25kN 4

12 Kingspan izolace EPS izolace Pás z bazaltových vláken bez žebra Pás z karbonových vláken bez žebra Pás z bazaltových vláken s žebrem Pás z karbonových vláken s žebrem

10

Síla F [kN]

8

6

4

2

0

0

5

10

15

20

25

30

35

40

Posun [mm]

5

Ztráta stability tlačených diagonál

Vytržení baz. vláken Odtržení vláken od HPC betonu

Přetržení tažených diagonál

6

7a

45

vá ložiska s nízkým koeficientem tření, aby se mohla v zatíženém stavu volně pohybovat. Během experimentu byly na sedmi místech kromě zatížení měřeny také relativní vodorovné/svislé posuny mezi oběma HPC stěnami pomocí LVDT senzorů (obr. 4). Pro porovnání smykové únosnosti byly použity různé konfigurace žebra, typu smykového prvku a izolace [5]. Pracovní diagramy ukázaly (obr. 5), že všechny konfigurace měly vliv na smykovou únosnost segmentů. Výsledky navíc prokazují, že segmenty s EPS izolací mají výrazně vyšší smykovou únosnost (Fmax = 6,2 kN) než segmenty s Kingspan izolací (Fmax = 2,5 kN). Toto chování lze vysvětlit výrazně vyšší soudržností EPS izolace s HPC betonem. Segmenty s žebrem ukázaly očekávanou vyšší smykovou únosnost než segmenty bez žeber. Typický způsob porušení segmentů sendvičového systému během smykové zkoušky zahrnuje kombinaci ztráty soudržnosti mezi vrstvami HPC betonů a tepelné izolace doprovázenou ztrátou stability tlačených diagonál a přetržením tažených diagonál pásů čedičových vláken (obr. 6). Zkoušky v ohybu K rozšíření znalostí získaných ze smykových zkoušek bylo navrženo a zkoušeno šestnáct sendvičových prvků 450 x 2 000 mm ve čtyřbodovém ohybu (obr. 7). Pro porovnání chování panelu v ohybu bylo vyšetřováno různé umístění a délky čedičových pásů. Panely ukázaly vysoký stupeň kompozitního chování a daly tak základ pro návrh skutečných panelů [5]. Pro zkoušky panelů ve skutečné velikosti byly vybrány dva panely, jež byly použity v pilotním Connovate projektu a navrženy podle doposud získaných znalostí. Velikost pane-

7b

32


❚

6/2013


❚


Byla použita optická technika Aramis umožňující měření deformací a napětí na povrchu panelu před a po zatížení. Aramis byl umístěn tak, aby snímal oblast přibližně uprostřed výšky panelu, kde byly očekávány první trhliny v důsledku největšího ohybového momentu. Zatížení bylo vneseno ve třech cyklech: zatížení odpovídající návrhovému zatížení větrem; odtížení a zatížení do absolutního porušení. Výsledky zkoušek ukázaly vysoký stupeň kompozitního chování. U panelu 1 (obr. 9) byl naměřen nižší stupeň kompozitního chování v důsledku nižšího stupně vyztužení čedičovými vlákny. Dále zkoušky potvrdily, že vhodným výběrem spojení pomocí čedičových vláken může projektant dosáhnout požadovaného stupně kompozitního chování.

Horní podpora LVDT Polštáře se stlačeným vzduchem

Testovaný panel

Spodní podpora

Aramis kamery

8

12 11 10 9

p [kN/m2]

8 7

POŽÁRNÍ ODOLNOST

6 5 4 3 2 Panel 1 Panel 2

1 0 0

1

2

3

4

5

6

8

9

10

11

12

13

14

15

Deformace [mm]

9 Obr. 4 Přední a boční pohled na instrumentaci smykové zkoušky ❚ Fig. 4 Front and side view of shear test instrumentation Obr. 5 Pracovní diagramy segmentů testovaných ve smyku ❚ Fig. 5 Loaddeflection diagrams of segments tested in shear

Obr. 6 Typický způsob porušení segmentů testovaných ve smyku ❚ Fig. 6 Typical failure modes of shear test specimen Obr. 7 a) Zkoušky panelů ve čtyřbodovém ohybu, b) schéma zkoušky ❚ Fig. 7 a) Testing of panels in four-point bending, b) scheme of the testing Obr. 8 Pohled na instrumentaci skutečného panelu před zkouškou ❚ Fig. 8 The view on instrumentation of the full-scale test prior testing Obr. 9 Pracovní diagramy deflection diagrams

6/2013

7

❚

❚

Fig. 9

Load-

lů byla stanovena 4 m na délku a 2,7 m na výšku. Zkušební rám se skládal ze dvou podpor, spodní bránila posunům v rovině panelu a ve směru bočního zatížení, zatímco horní bránila pouze posunům ve směru bočního zatížení. Uspořádání zkoušky umožňovalo současně panely zatížit vlastní váhou a bočním zatížením. Boční zatížení simulující zatížení větrem bylo vnášeno pomocí obřího polštáře se stlačeným vzduchem, který se opírá do zadní stěny panelu. Cílem experimentu bylo získat co nejvíce informací o skutečném chování panelu a následné ověření analýzou modelu pomocí MKP softwaru. Horizontální deformace a relativní deformace mezi oběma HPC stěnami byly měřeny pomocí LVDT senzorů na sedmnácti různých místech (obr. 8).


Zajímavých výsledků bylo dosaženo při zkouškách systému v oblasti požární odolnosti. Návrh systému s vrstvami HPC betonu jen 30 mm je velmi neobvyklý. Pro popisovaný sendvičový systém nebylo možno uplatnit stávající normy ani předpisy. Teorie, která by vysvětlovala chování HPC betonů, vazbu mezi HPC betonem a izolací, či spolupůsobení čedičových vláken s HPC betonem během požáru, také doposud neexistovala. Během pěti let se podařilo vyvinout HPC beton, který vydrží více než 1 050 °C (ISO 834 návrhová teplotní křivka v požáru) po dobu 2 h bez známek odprýskávání, které je typickým jevem u podobných typů betonů. Dosažené výsledky otevírají možnosti pro nové aplikace HPC betonu, jehož chování zatím nebylo v souladu s vysokými požadavky na požární odolnost. Při vyhodnocování požárních zkoušek byly objasněny i některé přenosové jevy v HPC betonu a rozšířeny znalosti chovaní sendvičových konstrukcí při požáru [6]. V červenci roku 2013 byly uskutečněny statické požární zkoušky pro zatížené sendvičové panely. Panely byly zatíženy váhou 60 t a vystaveny požáru (ISO 834 návrhová teplotní křivka v požáru) po dobu 60 a 120 min. Na základě těchto zkoušek panely Connovate získaly mezinárodní certifikaci pro požární odolnost, a je tedy možno v nejbližší době očekávat jejich rozšíření do ostatních zemí Evropské unie. 33

❚


MATERIALS AND TECHNOLOGY Obr. 10 První série úspěšných zkoušek požární odolnosti ❚ Fig. 10 The first series of successfully passed fire certification testing Obr. 11 Vila Vid pilotní Connovate projekt ❚ Fig. 11 Villa Vid the pilot Connovate project Obr. 12 Vila Vid pilotní Connovate projekt – vnitřní pohled ❚ Fig. 12 Villa Vid the pilot Connovate project – interior look Obr. 13 Administrativní budova v Horsens, Dánsko house in Horsens, Denmark

❚

Fig. 13

Office

Obr. 14 Studentské koleje v přístavu, Aarhus, budova navržena na prestižní britskou cenu WAN Sustainable Buildings Award 2012 ❚ Fig. 14 Student accommodation tower block at Aarhus harbour has been long listed for the prestigious British sustainability prize WAN Sustainable Buildings Award 2012 10

11

Z ÁV Ě R

Cílem článku je představit nový tenkostěnný sendvičový systém z HPC betonu vyztuženého pomocí čedičových vláken. Systém se vyznačuje vysokou statickou únosností, tepelně izolační schopností a šetrností k životnímu prostředí. Vývoj systému byl detailně popsán od zkoušek segmentů sendvičového systému ve smyku až po panely ve skutečných velikostech zatěžované spojitým zatížením. Systém Connovate kombinuje nejnovější stavební trendy s tradičním

12

Literatura: [1] Hansen S., Vanhoutteghem L. (2012): “A method for economic optimization of energy performance and indoor environment in the design of sustainable buildings”, Publ. in proc. to 5th Intern. Building Physics Conference, Kyoto, Japan [2] Rizkalla S. H., Hassan T. K., Lucier G. (2009): “FRP Shear Transfer Mechanism for Precast, Prestressed Concrete Sandwich Load-Bearing Panels”, Special Publ., Vol. 265, 603–625

34

[3]

[4]

Hodicky K., Hulin T., Schmidt J. W., Stang H. (2013): “Assessment risk of fracture in thin-walled fiber reinforced and regular High Performance Concretes sandwich elements”, Publ. in proc. to 8th Intern. Conf. on Fracture Mechanics of Concrete and Concrete Structures, Toledo, Spain Einea A., Salmon D. C., Tadros M. K., Culp T. (1994): “A new structurally and thermally efficient precast sandwich panel system”, PCI Journal, 39(4), 90–101

[5]

[6]

Hodicky K., Hulin T., Schmidt J. W., Stang H. (2013): “Performance of new thin-walled concrete sandwich panel system reinforced with BFRP shear connectors”, Publ. in proc. to AsiaPacific Conf. on FRP in Structures, Melbourne, Australia Hulin T., Hodicky K., Schmidt J. W., Stang H. (2013): “A model for spalling of HPC thin plates exposed to fire”, Publ. in proc. to 5th Intern. conf. on Structural engineering, mechanics and computation, Cape Town, SAR


❚

6/2013


❚


Program pro výpoĀet prutových konstrukcí 13

FEM program pro výpoĀet 3D konstrukcí

Aktuální informace Podpora nových evropských norem Různé národní přílohy Cena programu již od 33 450 Kč Česká verze včetně manuálů

www.dlubal.cz

14

Thomas Hulin, M.Sc. e-mail: [email protected] oba: Technical University of Denmark Dept. of CE, Sect. of SE Brovej, Building 118, Kgs. Lyngby DK-2800 Denmark

Kamil Hodický, M.Sc. e-mail: [email protected] www.connovate.dk

6/2013

❚

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Firemní prezentace

prefabrikovaným řešením. Na základě prvních úspěšných užití systému na různých typech bytových a administrativních budov v Dánsku (obr. 11 až 14) lze očekávat, že systém brzy najde uplatnění i na mezinárodním trhu.

Dlubal Software s.r.o. Anglická 28, 120 00 Praha 2 Tel.: +420 221 590 196 Fax: +420 222 519 218 www.dlubal.cz [email protected]


35 Inzerce 71.7x259 spad Update 08-2013 (Beton CZ)_01.indd 1

25.8.2013 1


❚


OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU – 10. VNÚTORNÉ OŠETROVANIE A ELEKTRICKÉ CHARAKTERISTIKY BETÓNU ❚ CONCRETE CURING – 10. INTERNAL CURING AND ELECTRICAL CHARACTERISTICS OF CONCRETE Peter Briatka, Peter Makýš Vo viacerých článkoch tohto cyklu sme sa venovali vnútornému ošetrovaniu (IC). Väčšina z nich sa v rámci vnútorného ošetrovania zamerala na použitie ľahkého kameniva (LWA). V článkoch sa popísal princíp fungovania IC [32, 33], spôsob návrhu [34, 35] a charakteristiky LWA determinujúce jeho vhodnosť pre IC [37]. Neskôr sa pristúpilo k rôznemu

vanie elektrického odporu je dané vytváraním pevných väzieb, čo súvisí so zmenou stavu fyzikálne viazanej (voľnej) vody na vodu chemicky viazanú. Zmena množstva fyzikálne viazanej vody v cementovom tmele (napr. formou vnútorného ošetrovania) sa predpokladane mala prejaviť na elektrických charakteristikách cementového tmelu – napr.: elektrický odpor, rezistivita alebo konduktivita.

overovaniu pôsobenia IC v maltách a betónoch [36, 38, 39]. V tomto pokračovaní cyklu dokumentujeme pôsobenie IC vo vzorkách mált pomo-

TEORETICKÉ ZÁKLADY

cou merania elektrických charakteristík, ktoré sú primárne ovplyvnené

Známymi elektrickými charakteristikami, ktorých vzťah k dynamickému systému cementu reagujúceho s vodou je kvalitatívne popísaný, sú merný elektrický odpor (rezistivita) ρ [Ωm] a jeho obrátená hodnota, merná elektrická vodivosť (konduktivita) σ [S/m]. Tieto charakteristiky možno za istých okolností, ak sa dodržia presné postupy skúšok a skúšky tak budú reprodukovateľné, pretransformovať do absolútneho vyjadrenia napríklad elektrického odporu R [Ω]. Teóriou elektrických charakteristík cementového tmelu, ich meraním a vyhodnocovaním sa v rôznych výskumných úlohách a vedeckých článkoch venovalo viacero autorov [9, 10, 11, 12]. Aj ich pričinením je dnes známe, že s rastúcim vekom cementového tmelu (rastúcim stupňom hydratácie α) dochádza ku znižovaniu pórovitosti, a tým k poklesu elektrickej vodivosti [10]. Princíp merania elektrickej vodivosti spočíva v meraní prechádzajúceho prúdu I [A] cez cementový tmel, do ktorého sú umiestnené dve kovové elektródy pripojené na zdroj konštantného napätia U [V]. Dve elektródy prútového tvaru (vždy rovnakej dĺžky) sú umiestnené vždy v rovnakej vzájomnej vzdialenosti. Prechádzajúci elektrický prúd sa v čase mení, čo indikuje zmenu vodivosti (konduktivity) cementového tmelu. Aktuálna konduktivita σ [S/m] cementového tmelu sa vypočíta podľa vzťahu (1), kde l [m] je vzdialenosť elektród a A [m2] je plocha, cez ktorú medzi elektródami preteká elektrický prúd. Vzhľadom na to, že elektródy majú tvar líniových vodičov a stanovenie efektívnej plochy A sa potýka s problémami nerovnomernej intenzity elektrického toku a rozmernosti prostredia, pristupuje sa ku zjednodušeniu vzťahu. Tým je nahradenie prvého zlomku konštantou. Táto konštanta G [m] sa získa kalibrovaním meracej sústavy na prostredí (látke) so známou konduktivitou. Takouto látkou je napr. voda s teplotou 18 °C, ktorej konduktivitu je možné jednoducho odvodiť, podľa vzťahu (2), zo známej rezistivity 2,27.105 Ωm [16]. Dosadením σW a nameraných hodnôt napätia U = 14,04 V a priemerného prúdu I 8,23 mA do vzťahu (1) sa získa konštanta G = 7,51.10-3 m.

vlhkosťou cementového tmelu (množstvom pórového roztoku) a koncentráciami iónov. ❚ In several of the previous papers of this series, we were dealing with internal curing (IC). Most of them, within the frame of internal curing, were focused on use of lightweight aggregate (LWA). In the papers, there was described a principle of IC [32, 33], a designing procedure [34, 35] and LWA characteristics determining its fitness for IC [37]. Later, we proceed with various verifying of IC action in mortars and concretes [36, 38, 39]. In this episode of the series, we document an action of IC in mortar samples by measuring of electrical characteristics which are primarily affected by moisture of the cement paste (amount of pore solution) and ions´ concentrations.

Meranie elektrických charakteristík sa navrhlo ako metóda hodnotenia účinnosti IC použitím LWA. Metóda mala poskytnúť kvalitatívny obraz o priebehu i stave hydratácie a súvisiacich reologických vlastnostiach – zrelosť betónu, stupeň hydratácie, množstvo pórového roztoku a celková vlhkosť cementového tmelu. Vychádzalo sa z predpokladu priameho vplyvu IC na dostupnosť vlhkosti pre priebeh hydratácie a tým aj množstvo pórového roztoku. Zjednodušený predpokladaný priebeh meraných elektrických charakteristík zachytáva obr. 1. V prvých hodinách veku, po rozpustení povrchu zŕn cementu za vzniku pórového roztoku, keď dochádza k pozvoľnému vyzrážaniu CSH gélu, sa odpor cementového tmelu ustáli a zostáva určitú dobu (počas tuhnutia) konštantný. Postupne, ako cementový tmel tuhne a tvrdne (s klesajúcou koncentráciou vodivostných iónov v pórovom roztoku), sa elektrický odpor zvyšuje. Zvyšo-

Očakávaný elektrtický odpor [Ω]

MAX

X"

Tuhnutie Vek betónu [h]

1

36

I I l I " G " 7, 51.103 U U A U

XW "

1 " 4, 405.106 WW

[S/m]

(1)

[S/m]

(2)

Vo vzorke je z hľadiska konduktivity rozhodujúca zložka tuhnúci a tvrdnúci cementový tmel (kamenivo sa v čaBETON • technologie • konstrukce • sanace

❚

6/2013


se nemení). V cementovom tmele prispieva k toku elektrického prúdu zásadne len pórový roztok [10]. Elektrický prúd sa v cementovom tmele prenáša prostredníctvom iónov. Je preto zrejmé, že vodivosť cementového tmelu je nelineárnou funkciou koncentrácie iónov c, ich nábojom z a ekvivalentnou iónovou vodivosťou λ, podľa vzťahu (3) [9,10].

a a

X " f ¨ cj, z j ,Q j j

[S/m]

(3)

Ekvivalentná iónová vodivosť λ je funkciu teploty a narastá o cca 1,5 až 2,5 % s každým kladným 1 °C teploty pórového roztoku, čo s najväčšou pravdepodobnosťou súvisí s klesajúcou viskozitou [17]. Ióny prítomné v pórovom roztoku sa dajú predpokladať z chemického zloženia portlandského cementu (6C3S, 2C2S, 2C3A a C4AF) a reakcií prebiehajúcich počas hydratácie – vzniku CSH gélu, vzťah (4) a (5), kde H označuje H2O a CH značí Ca(OH)2. 3C3 S 6 H q C3 S2 H3 3CH

(4)

2C3 S 4 H q C3 S2 H3 CH

(5)

Hydratácia cementu sa môže rozdeliť do piatich fáz (obr. 2) – predindukcia (II), indukcia (I), akcelerácia (III), spomalenie (IV) a difúzia (V) [18,19]. Predindukcia sa začína prakticky ihneď po zmiešaní cementu s vodou a trvá niekoľko málo desiatok minút pokiaľ sa vápenaté (Ca) a hydroxidové ióny rozpúšťajú v roztoku. V indukčnej (latentnej) fáze dochádza k pozvoľnému vyzrážaniu CSH gélu, zatiaľ čo koncentrácia Ca2+ a OH- pomaly rastie. Na začiatku akceleračnej fázy dosiahne Ca2+ úplnú saturáciu a začínajú prvé reakcie hydratácie – kryštalizácia Ca(OH)2 a ukladanie CSH gélu v póroch. Počas formovania štruktúry sa znižuje pórovitosť a klesá množstvo dostupnej vody, čo vedie k spomaleniu hydratácie (fáza IV), a ktoré za určitých okolností môže viesť až k jej zastaveniu. V bežných podmienkach fáza III začína cca 3 h po zamiešaní a fáza V nastupuje cca po 24 h. Identifikovateľnosť rozhrania medzi fázou III a IV je závislá od vodného súčiniteľa. Z uvedeného je zrejmé, že pre vodivosť cementového tmelu sú rozhodujúce ióny Ca2+ a OH- (najmä OH-) [9]. V pórovom roztoku však možno nájsť aj ióny Na+, K+ a SO42-. Koncentrácie iónov Ca2+ a SO42- so začiatkom hydratácie pomaly klesajú, zatiaľ čo koncentrácie Na+, K+ a OH- pomaly stúpajú [20 až 23]. Obzvlášť vo veku viac ako 24 h sa vďaka vysokému podielu iónov K+ tieto významne podieľajú na cel-

❚


kovej vodivosti cementového tmelu, a to i napriek približne tretinovej ekvivalentnej vodivosti v porovnaní s OH- [9]. Koncentrácie hlavných vodivostných iónov v pórovom roztoku, v CSH géle a neskôr v cementovom kameni nie sú konštantné [23]. Rozhodne preto nie je možné predpokladať, že vodivosť systému na báze cementu bude konštantná. Zistilo sa, že vodivosť cementového tmelu ovplyvňujú dva činitele. Prvým je množstvo pórového roztoku (dané voľnou, resp. zámesovou vodou). Druhým je koncentrácia vodivostných iónov (napr. OH-, Ca2+, Na+ alebo K+) [12]. Elektrická vodivosť tekutej fázy (pórového roztoku) sa v závislosti od koncentrácie iónov mení v rozsahu cca 1 až 20 S/m. Elektrická vodivosť betónu (teda systému s pevnou i tekutou fázou) je daná najmä zastúpením tekutej fázy v systéme a nadobúda hodnoty, ktoré klesajú rádovo k 1.10-9 S/m, zatiaľ čo (pre porovnanie) konduktivita vzduchu sa pohybuje v okolí 1.10-15 S/m [24, 25]. Aktuálny stav resp. zmeny v elektrickej vodivosti tuhnúceho a tvrdnúceho cementového tmelu formálne popisuje vzťah (6). Tento je modifikáciou závislosti konduktivity betónu od konduktivity pórového roztoku, pričom rešpektuje zmenu pomerov objemu tekutej a pevnej fázy, čiže stav či stupeň hydratácie. Vo vzťahu vystupuje konduktivita betónu σ [S/m], konduktivita pórového roztoku σPS [S/m], objemový podiel množstva pórového roztoku φPS [-] a parameter zohľadňujúci prepojenie, efektívnu dĺžku a veľkosť pórov (kapilár) v cementovom tmele β [-] [12, 26, 27].

X " X PS OPS G

[S/m]

(6)

Vnútorné ošetrovanie koncentráciu vodivostných iónov neovplyvní pretože nezvyšuje vodný súčiniteľ a pôsobiť nezačne skôr, ako dôjde k poklesu relatívnej vlhkosti (RH). Absolútne množstvo pórového roztoku taktiež neovplyvní, no zabezpečí vodu potrebnú pre hydratáciu, a teda saturáciu pórov po dlhšiu dobu, čím teda mení φPS, vzťah (6). Na základe výsledkov merania desorpcie [37] sa predikovala účinnosť (efekt zvýšenej vodivosti) v závislosti od w/c (ovplyvňuje čas zvýšenej intenzity samovysychania), a to rádovo vo veku 18 h. P O U Ž I T É M AT E R I Á LY

Pre skúšky sa použil portlandský cement CEM I 42,5 N s mernou hmotnosťou 3 077 kg/m3. Chemické zmrašťovanie použitého cementu bolo 7 % a jemnosť stanovená podľa Blaina 344,77 m2/kg. Začiatok tuhnutia sa podľa STN

Teplota [˚C]

Konduktivita [S/m] Obr. 1 Predpokladaný vývoj elektrického odporu cementového tmelu v čase ❚ Fig. 1 Anticipated development of electrical resistance of the cement paste in time

Čas [h]

2

6/2013

❚

Obr. 2 Teplotné a vodivostné správanie cementového tmelu pri teplote 25 °C [10] ❚ Fig. 2 Thermal and conductivity behaviour of cement paste at 25 °C [10]


37

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E Obr. 3

Sada skúšobných telies

❚

Fig. 3

❚


Set of testing specimens

3

Obr. 4 Schéma zapojenia a meranie elektrických charakteristík cementového tmelu ❚ Fig. 4 Circuit diagram and measurement of electrical characteristics of cement paste

EN 1015-9 stanovil 185,3 min, pričom koniec tuhnutia sa zistil v 254,6 min. Ako plastifikačná prísada (WRA) sa použil superplastifikátor Berament HT2 s účinnou látkou na báze polykarboxylátu. Ako hutné kamenivo sa použilo prírodné ťažené kamenivo frakcie 0/4 s mernou hmotnosťou a ostatnými vlastnosťami podľa tab. 1. Ako ľahké kamenivo sa s ohľadom na predchádzajúce výskumné úlohy a skúšky použilo LWA s obchodným názvom Liapor, a to vo frakciách 0/4 (M) a 0/1 (D), dávkované vo vzájomnom pomere 3 : 1. Všetky podstatné vlastnosti LWA sú uvedené v tab. 1. R E C E P T Ú RY

Vzorky na meranie elektrických charakteristík tuhnúceho a tvrdnúceho cementového tmelu sa vyrobili s a bez vnútorného ošetrovania (IC). Vzorky bez IC sa označili ako referenčné a obsahovali 0 % LWA. Vzorky s IC sa líšili hmotnostnou dávkou LWA (4; 7; 10 a 13,2 %). Horná medzná dávka 13,2 % sa stanovila na základe návrhu vnútorného ošetrovania [33] ako dávka postačujúca na dokonalé IC tzv. uzavretého systému (sealed system) pri w/c = 0,36. Vzorky sa navzájom líšili aj vodným súčiniteľom w/c (0,3; 0,36 a 0,42) zabezpečujúcimi dosiahnutie stupňa hydratácie α (0,83; 1 Tab. 1 Vlastnosti použitého hutného a ľahkého kameniva ❚ Tab. 1 Characteristics of used aggregate and lightweight aggregate

Vlastnosť Kamenivo Merná hmotnosť [kg/m3] Sypná hmotnosť [kg/m3] Nasiakavosť [%] Medzerovitosť [%] Tvarový index [%]

Hutné Ľahké kamenivo kamenivo LWA 0/4 0/4 (M) 0/1 (D) 2510

1070

1700

1630

410

610

1,8 35,06

7,73 61,68

4,8 54,12

Vhodný súčiniteľ (w/c)

0,30

0,36

„Tvarový index“, ktorý sa ale pre frakcie 0/4 nestanovuje. Tabuľka je prispôsobená

Pozn. redakce: tab. 1 a 2 jsou v [38], uvádíme zde pro pohodlí čtenářů

38

V Ý R O B A A K O N D I C I O VA N I E V Z O R I E K

Pred samotnou výrobou vzoriek sa vykonali pomocné a prípravné procesy. Jedným z nich bola príprava hutného kameniva sušením po dobu 24 ± 2 h pri teplote 110 ± 5 °C (podľa STN EN 1097-6). Vysušené hutné kamenivo sa uloži-

Tab. 2 Použité receptúry ❚ Tab. 2 Used proportionings

Pozn.: Tabuľka 1 obsahuje aj kolonku

prípadnému použitiu aj hrubších frakcií.

a 1). V každom variante w/c sa použili všetky uvedené dávky LWA, a teda každý variant obsahoval päť vzoriek. Presná receptúra pre každú zámes je uvedená v tab. 2. Jedným z východísk overovania účinnosti IC ľahkým kamenivom pri rôznych w/c bol predpoklad výraznejšieho prejavu vplyvu IC na vodivosť cementového tmelu vo vzorkách, u ktorých sa očakával významný nedostatok voľnej vody na hydratáciu – t.j. w/c ≤ 0,36 (obzvlášť 0,3). Nedostatok voľnej vody (spôsobujúci nízku vodivosť cementového tmelu) mal byť nahradený vodou postupne sa uvoľňujúcou z LWA, čo sa malo prejaviť zvýšením konduktivity (resp. znížením elektrického odporu) cementového tmelu v čase účinnosti IC. Každá samostatná vzorka pozostávala z 8 skúšobných telies. Pre tri sady (varianty w/c) a päť možných dávok LWA to činí pätnásť vzoriek, z ktorých každá je reprezentovaná 8 skúšobnými telesami. Celkovo sa teda vyrobilo sto dvadsať skúšobných telies (obr. 3).

0,42

Použitá receptúra [kg/m3] Zložka Cement Voda Kamenivo 0/4 WRA LWA 0/4 (M) LWA 0/ (D) Cement Voda Kamenivo 0/4 WRA LWA 0/4 (M) LWA 0/ (D) Cement Voda Kamenivo 0/4 WRA LWA 0/4 (M) LWA 0/ (D)

Referenčný 492,782 184,191 1705,792 1,891 0,000 0,000 449,014 198,643 1706,850 1,725 0,000 0,000 412,459 210,770 1707,637 1,586 0,000 0,000

4 % LWA 485,522 163,549 1628,372 1,739 46,376 24,561 412,321 176,341 1629,304 1,587 46,403 24,575 378,746 187,072 1629,997 1,459 46,423 24,585

7 % LWA 422,404 153,454 1562,750 1,625 83,464 44,202 384,872 165,394 1563,588 1,483 83,509 44,226 353,526 175,411 1564,211 1,363 83,542 44,243

10 % LWA

13,2 % LWA

392,352 143,26 1490,71 1,511 122,508 64,88 357,484 154,439 1491,455 1,379 122,57 64,912 328,366 163,653 1491,01 1,268 122,615 64,936

360,369 132,276 1406,857 1,389 166,293 88,068 328,337 142,461 1407,505 1,268 166,370 88,108 301,289 151,005 1407,988 1,166 166,427 88,139


❚

6/2013

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E 4

❚


E X P E R I M E N TÁ L N A Č A S Ť

n" 3 ©

R d, t "

U

¹

¨ ª I d, t S 103 º i "1 « i

»

n

[Ω]

(7)

Firemní prezentace

lo v plastových uzatvárateľných nádobách tak, aby nedošlo k absorpcii vzdušnej vlhkosti. V prípade výroby vzoriek s IC sa 24 ± 2 h pred miešaním do uzatvárateľnej plastovej nádoby pripravila dávka LWA (v danom pomere) spolu s celkovou dávkou zámesovej a ošetrovacej vody. Miešanie sa vykonávalo v počítačom riadenej maltárskej miešačke (STN EN 196-1) s užitočným objemom 2,5 dm3. Zložky sa dávkovali vždy v rovnakom poradí. Ako prvé sa nadávkovali voda a cement. V prípade nenulovej dávky LWA sa namiesto zámesovej vody pridalo SLWA aj s dekantovanou vodou, do ktorej sa pridala WRA. Po 30 s miešania sa pridalo hutné kamenivo. Zámes sa po miešaní naplnila do pripravených uzatvárateľných valcových foriem (objemu 33,20 cm3) a v závislosti od konzistencie (vyplývajúcej z pomeru objemu kameniva a cementového tmelu) sa zhutnila buď poklepom o podložku alebo ubíjaním. Po zhutnení sa formy uzavreli (sealed system) a cez uzáver sa do cementového tmelu zaviedli (do hĺbky 30 mm) kovové elektródy vo vzájomnej vzdialenosti 23 mm. Vzorky sa po dobu 72 h uchovávali v prostredí s teplotou 20 ± 2 °C, pričom sa priebežne vykonávalo meranie elektrických charakteristík (pretekajúceho elektrického prúdu I).

Meranie elektrických charakteristík sa vykonávalo na skúšobných telesách utesnených proti strate vlhkosti do prostredia (sealed system) a uchovávaných v prostredí s teplotou 20 ± 2 °C. Dôležitou podmienkou merania bolo použitie striedavého prúdu, aby sa predišlo elektrolýze pórového roztoku na elektródach. Prístup použitím striedavého prúdu sa nahradil použitím usmerneného prúdu, no pretekajúceho iba v krátkom čase počas merania. Ako zdroj napätia cca 14 V sa použil transformátor. Prúd pretekajúci vzorkami sa v čase výrazne menil a hodnoty sa rádovo pohybovali v mA. Intervaly medzi meraniami sa menili. Počas prvých 10 až 12 h veku boli približne 30 min. Vo veku 12 až 16 h s používali intervaly merania 60 min a ďalej sa predlžovali. Meranie vo veku nad 24 h sa vykonávalo v intervaloch 4 až 6 h. Meranie elektrických parametrov sa vykonávalo vždy rovnakým spôsobom za použitia jedinej aparatúry, čím sa vylúčil vplyv vnútorného odporu vodičov a zdroja. Meranie má komparatívny charakter. Pripúšťa sa chyba spôsobená meraním svorkového napätia US, ktoré sa (za splnenia vyššie uvedených podmienok merania) pre zjednodušenie považuje za napätie elektromotorické UE akoby bol zdroj nezaťažený. Elektrický odpor R [Ω] cementového tmelu sa stanovil numericky (podľa vzťahu (7)) z meranej veličiny – jednosmerného elektrického prúdu I [mA] prechádzajúceho vzorkou medzi dvomi susednými elektródami vzdialenými d [mm] pri zapojení obvodu s konštantným svorkovým napätím US v čase t. Princíp merania elektrického prúdu prechádzajúceho vzorkou zachytáva obr. 4. Z meraných hodnôt svorkového napätia US a prúdu I [mA] sa podľa vzťahu (7) vypočítal priemerný elektrický odpor každej skúšobnej vzorky. Pomocou vzťahov (1) a (2) sa z priemerných hodnôt US a I v čase t vypočítala konduktivita σ (elektrická vodivosť) vzoriek.

6/2013

❚


39


❚


Elektrická vodivosť [S/m]

5

Čas [hod]


6

Čas [hod]


7

Čas [hod]


8

Čas [hod]


9

Čas [hod]

40

I N T E R P R E TÁ C I A V Ý S L E D K O V

Konduktivita Časový priebeh vypočítanej vodivosti jednotlivých vzoriek s hmotnostnou náhradou frakcie 0/4 hutného kameniva LWA 0; 4; 7; 10 a 13,2 % zachytávajú obr. 5 až 9 (v tomto poradí). Obrázky zachytávajú aj vplyv vodného súčiniteľa (0,3; 0,36 a 0,42) na elektrickú vodivosť vzoriek. Ako doplnková informácia je v obrázkoch prezentovaný začiatok tuhnutia cementového tmelu s príslušným vodným súčinitieľom, ktorý orientačne vymedzuje nástup tzv. akceleračnej fázy kedy saturácia pórového roztoku Ca2+ dosiahla maximum a začínajú sa formovať prvé väzby (kryštalizácia) za vzniku Ca(OH)2 a poklesu množstva pórového roztoku (voľnej vody). Prezentovaním elektrickej vodivosti sa pri pevnej mierke presnejšie zobrazuje mladší vek vzoriek. Z priebehu konduktivity možno najmä pri nižších dávkach LWA (nižšia náhrada hutného kameniva frakcie 0/4) jasne identifikovať prvé tri fázy hydratácie utesneného (sealed) systému. V počiatku akceleračnej fázy, keď sa začínajú vytvárať prvé väzby a voľná voda prechádza do formy pevných chemických väzieb vo vznikajúcich kryštáloch, je možné pozorovať pokles konduktivity spôsobený prevažne úbytkom množstva pórového roztoku. Z dôvodu neoptimalizovanej čiary zrnitosti pre jemné frakcie (malty) sa so zvyšujúcou dávkou LWA (dôsledok zmeneného pomeru kamenivo / cementový tmel, obr. 10) mení ako celková hutnosť, tak aj objemová hmotnosť kompozitu. V cementovom tmele Citované a súvisiace dokumenty: [1] STN EN 196-3: 2009 Metódy skúšania cementu. Časť 3: Stanovenie času tuhnutia a objemovej stálosti [2] STN EN 197-1: 2007 Cement. Časť 1: Zloženie, špecifikácie a kritériá na preukazovanie zhody cementov na všeobecné použitie [3] STN EN 1015-10: 2007 Metódy skúšania mált na murovanie. Časť 10: Stanovenie objemovej hmotnosti zatvrdnutej malty [4] STN EN 1015-11: 2007 Metódy skúšania mált na murovanie. Časť 11: Stanovenie pevnosti zatvrdnutej malty v ťahu pri ohybe a v tlaku [5] STN EN 13139 2004 Kamenivo do malty [6] STN EN 196-1: 2005 Metódy skúšania cementu. Časť 1: Stanovenie pevnosti [7] STN 73 1315: 1989 Stanovenie objemovej hmotnosti, hustoty a pórovitosti betónu [8] STN EN 12390-7: 2009 Skúšanie zatvrdnutého betónu. Časť 7: Objemová hmotnosť zatvrdnutého betónu [9] Snyder K., Feng X., Keen B., Mason T.: Estimating the Electrical Conductivity of Cement Paste Pore Solutions from OH-, K+ and Na+ Concentrations, Cement and Concrete Research, Vol. 33, No. 6., 2003, pp:793-798 [10] Backe K., Lile O., Lymov S.: Characterizing Curing Cement Slurries by Electrical Conductivity, Society of Petroleum Engineers, Drilling & Completion, 2001, pp:201–207 [11] Ridha S., Irawan S., Ariwahjoedi B., Jasamai M: Conductivity Dispersion Characteristic of Oilwell Cement Slurry during Early Hydration, International Journal of Engineering & Technology IJET-IJENS, Vol. 10, No. 6, 2010, pp:129–132 [12] Rajabipour F., Sant G., Weiss J.: Development of Electrical Conductivity-Based Sensors for Health Monitoring of Concrete Materials, in: TRB 2007 Annual Meeting CD-ROM, Transportation Research Board, Indianapolis, 2007, p:16 [13] Kusák I., Luňák M., Topolář L., Pazdera L., Bílek V.: Sledování hydratace betonu impedanční spektroskopií, Proceedings: 37. mezinárodní konference: Defektoskopie 7.–9.11. 2007, Praha, 2007, pp:123-128 [14] Bentz D.: Influence of water-to-cement on hydration kinetics: Simple models based on spatial considerations. Cement and Concrete Research, Vol. 36, No. 2, 2006, pp:238–244


❚

6/2013

M AT E R I Á LY A T E C H N O L O G I E Obr. 5 Elektrická vodivosť referenčných vzoriek s rôznymi vodnými súčiniteľmi ❚ Fig. 5 Electrical conductivity of reference samples with various water-cement ratios

❚


10

Obr. 6 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 4 % s rôznymi vodnými súčiniteľmi ❚ Fig. 6 Electrical conductivity of samples with 4 % of LWA and various water-cement ratios Öbr. 7 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 7 % s rôznymi vodnými súčiniteľmi ❚ Fig. 7 Electrical conductivity of samples with 7 % of LWA and various water-cement ratios Obr. 8 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 10 % s rôznymi vodnými súčiniteľmi ❚ Fig. 8 Electrical conductivity of samples with 10 % of LWA and various water-cement ratios Obr. 9 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 13,2 % s rôznymi vodnými súčiniteľmi ❚ Fig. 9 Electrical conductivity of samples with 13,2 % of LWA and various water-cement ratios Obr. 10 Zmeny pomeru kameniva a cementového tmelu pri zvyšovaní dávky LWA ❚ Fig. 10 Changes in aggregate to cement paste ratio within increasing LWA dosage

sa vytvorili makropóry, ktoré znížili absolútne hodnoty konduktivity vzoriek. Výsledky desorpcie vlhkosti z SLWA [37] indikovali, že LWA bude ako IC účinkovať v neskoršom veku vzoriek. Predpoklad sa potvrdil, čo sa dokumentuje vzhľadom na referenčné vzorky (obr. 5). Účinnosť IC použitím skúmaného LWA je logicky nepriamo úmerná vodnému súčiniteľu. Vzhľadom na utesnený (sealed) systém je zrejmé, že vzorky vysychajú len chemicky (spotreba vody na hydratáciu), a preto je začiatok účinkovania IC determinovaný práve vodným súčiniteľom. S rastúcim vodným súčiniteľom sa začiatok pôsobe-

[15] Sant G., Rajabipour F., Fishman P., Lura P., Weiss J.: Electrical Conductivity Measurements in Cement Paste at Early Ages. In International Conference on Advanced Testing of Fresh Cementitious Materials, Stuttgart, Germany, 2006 [16] Mikulčák J., Klimeš B., Široký J., Śůla V., Zemánek F.: Matematicko fyzikálne a chemické tabuľky pre stredné školy, Slovenské pedagogické nakladateľstvo, Bratislava, 1989, p:232 [17] Prentice G.: Electrochemical Engineering Principles, Prentice-Hall, Englewood Cliffs, New Jersey, 1991, p:21 [18] Perez-Pena M., Roy D., Tamás F.: Influence of Chemical Composition and inorganic Admixtures on the Electrical Conductivity of Hydrating Cement Pastes, Journal of Materials Research, Vol. 4, No. 1, 1989, p. 215 [19] Michaux M., Nelson E., Vidick B.: Chemistry and Characterization of Portland Cement, Well Cementing, Elsevier Science Publisher, Amsterdam, 1990 [20] Christensen B. et al.: Impedance Spectroscopy of Hydrating Cement-Based Materials: Measurement, Interpretation, and Application, Journal of the American Ceramic Society, Vol. 77, No. 11, 1994 [21] Michaux M., Fletcher P., Vidick B.: Evolution at Early Hydration Times of the Chemical Composition of Liquid Phase of Oil-Well Cement Pastes With and Without Additives, Part I, Additive Free Cement Pastes, Cement and Concrete Research, Vol. 19, No. 3, 1989, p: 443 [22] Vidick B., Fletcher P., Michaux M.: Evolution at Early Hydration Times of the Chemical Composition of Liquid Phase of Oil-Well Cement Pastes With and Without Additives, Part II, Cement Pastes Containing Additives, Cement and Concrete Research, Vol. 19, No. 4, 1989, p: 567 [23] Lothenbach B.: Modeling pore solutions in the cement-water system, Materials Day held in EMPA on January 24, 2003. p:17 [24] Rajabipour F.: Insitu Electrical Sensing and Material Health Monitoring in Concrete Structures, PhD. Dissertation Thesis, Purdue University, West Lafayette, Indiana, 2006 [25] Rajabipour F., Weiss J.: Electrical Conductivity of Drying Cement Paste, Materials and Structures, submitted for publication (2006) [26] Garboczi E. J.: Permeability, Diffusivity, and Microstructural Parameters: A Critical Review, Cement and Concrete Research, Vol. 20, No. 4, 1990, pp: 591–601 [27] Christensen B. J., Coverdale R., Olson R., Ford S., Garboczi E.,

6/2013

❚

nia IC oddiaľuje, ako to je zrejmé z porovnania obr. 5 a 6 (w/c 0,3 – cca 6. hodina; w/c 0,36 – cca 18. hodina a w/c 0,42 – cca 48. hodina). V priebehu konduktivity vzoriek s w/c 0,36 a 0,42 možno pozorovať relatívne malé rozdiely. Vysvetľuje to Powers-ov fázový model hydratácie, kedy pre úplnú hydratáciu cementu je potrebných 0,36 g vody na 1 g cementu. Pri prekročení tohto pomeru sa dosahuje maximálny stupeň hydratácie rovný 1 bez ohľadu na ďalšie zvyšovanie pomeru. Potvrdila sa účinnosť IC pomocou skúšaného LWA, a to najmä v neskoršom veku. Najvyššia hodnota konduktivity sa zaznamenala v 72 h vo vzorke s dávkou LWA 7 % (obr. 7),

[28] [29]

[30] [31] [32] [33] [34] [35] [36] [37] [38] [39]

Jennings H., Mason T.: Impedance Spectroscopy of Hydrating Cement-based Materials: Measurement, Interpretation, and Application, Journal of the American Ceramic Society, Vol. 77, No. 11, 1994, pp: 2789–2802 Briatka P., Makýš P.: Nepriame meranie účinnosti vnútorného ošetrovania, Proceedings: Príprava, navrhovanie a realizácia inžinierskych stavieb, Coneco, 31.3.2011, Bratislava, 2011 Schießl A., Weiss W. J., Shane J.D., Berke N.S., Mason T. O., Shah S. P.: Assessing the moisture profile of drying concrete using impedance spectroscopy, Concrete Science and Engineering, Vol. 2, June 2000, USA, 2000, pp. 106–116. Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 1. Strata vody z betónu, Beton TKS, Vol. 10, No. 1, Beton TKS, Praha, 2010 Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 2. Superabsorpčné polyméry, Beton TKS, Vol. 10, No. 2, Beton TKS, Praha, 2010 Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 3. Nasiaknuté ľahké kamenivo, Beton TKS, Vol. 10, No. 3, Beton TKS, Praha, 2010 Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 4. Konvenčný návrh ošetrovania pomocou ľahkého kameniva, Beton TKS, Vol. 10, No. 6, Beton TKS, Praha, 2010, pp:40–43 Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 5. Návrh receptúry čerstvého betónu s vnútorným ošetrovaním, Beton TKS, Vol. 11, No. 5, Beton TKS, Praha, 2011, pp: 36–42 Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 6. Odparovanie vody, konvencia a skutočnosť, Beton TKS, Vol. 12, No. 6, Beton TKS, Praha, 2012 Briatka P., Janotka I., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 7 DTA, TG a DSC overenie pôsobenia vnútorného ošetrovania, Beton TKS, Vol. 13, No. 1, Beton TKS, Praha, 2013 Briatka P., Makýš P.: Možno účinne použiť pórovité kamenivo na vnútorné ošetrovanie betónu?, Beton TKS, Vol. 11, No. 4, Beton TKS, Praha, 2011 Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 8. Malty s vnútorným ošetrovaním – pevnosti a objemové zmeny, Beton TKS, Vol. 13, No. 2, Beton TKS, Praha, 2013 Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 9. Metódy ošetrovania a vplyv na mechanické vlastnosti, Beton TKS, Vol. 13, No. 3, Beton TKS, Praha, 2013


41


❚


Objemová hmotnosť [kg/m3]

11

Obr. 11 Závislosť objemovej hmotnosti od dávky LWA ❚ Fig. 11 Dependence of bulk density on LWA dosage Obr. 12 Zmeny pomerného objemu cementového tmelu v závislosti od dávky LWA a porovnanie zmeny objemovej hmotnosti vzoriek s w/c = 0,36 ❚ Fig. 12 Changes in relative volume of cement paste in dependence on LWA dosage and comparison of bulk density changes of samples with w/c = 0,36

Dávka LWA [%]

Objemová hmotnosť [kg/m3]

Pom. objem cem. tmelu [%]

12

Dávka LWA [%]

a to bez výrazného zníženia konduktivity v počiatočnom veku (čerstvá zmes), t.j. nedochádza k radikálnej zmene spracovateľnosti vyplývajúcej zo zmeny pomeru množstva cementového tmelu a kameniva. Optimalizované vnútorné ošetrovanie použitím skúšaného LWA (Liapor 0/4 (M) : 0/1 (D) – 75 % : 25 %) by sa malo využívať preferujúc nižšie dávky. Väčší dôraz na znižovanie dávky LWA sa požaduje pri betónoch s nižším vodným súčiniteľom (menej ako 0,36). Zabezpečenie potrebného množstva ošetrovacej vody v betóne je preto nevyhnutné riešiť nosičom (materiálom na IC) s vyššou kapacitou (nasiakavosťou). Na základe zisteného sa v ďalších pokračovaniach cyklu pracuje s obmedzeným rozsahom dávok LWA 0 % (referenčné) a 7 %. Objemová hmotnosť Priemerná objemová hmotnosť ρV [kg/m3] sa stanovila numericky zo stredných hodnôt meraného objemu V [cm3] a hmotnosti m [g]. Pre skúšobné telesá tvaru valca (obr. 4) sa použil postup podľa STN 73 1315. Výsledky merania objemovej hmotnosti v závislosti od dávky LWA a vodného súčiniteľa zachytáva obr. 11. Pokles objemovej hmotnosti vzoriek s rastúcou dávkou LWA sa predpokladal, pretože časť hutného kameniva frakcie 0/4 mm s mernou hmotnosťou 2 510 kg/m3 sa nahrádza zmesou LWA s mernou hmotnosťou 1 228 kg/m3. Pokles objemovej hmotnosti s rastúcim vodným súčiniteľom je spôsobený, už viackrát spomínanou, zmenou pomeru cementového tmelu a kameniva. Z ÁV E R

Poďakovanie Publikované informácie sú čiastkovými závermi dizertačnej práce „Ošetrovanie plošných betónových konštrukcií proti strate vlhkosti“, ktorú materiálne podporili STU v Bratislave, TSÚS Bratislava, LIAS Vintířov, PCLA Ladce a BASF.

Ing. Peter Briatka, PhD.

Riešením tejto čiastkovej úlohy overenia účinnosti IC použitím LWA prostredníctvom merania elektrických charakteristík cementového tmelu je možné vyvodiť parciálne kvalitatívne závery. Ako to dokumentujú najmä obrázky 5, 7 a 9, časový priebeh konduktivity vzoriek sa najmä u betónov s nižším vodným súčiniteľom (≤ 0,36) zvýšil, čo je dôkazom zásobovania pórového systému vodou z IC. Zistenie je v súlade s navr42

hovaným účelom použitia IC pre vysokohodnotné alebo vysokopevnostné betóny (nízky w/c). Účinnosť, z hľadiska času, sa prejavuje v závislosti od doby, kedy začína betón trpieť tzv. samovysychaním. Tento čas je podmienený vodným súčiniteľom a desorpčnou schopnosťou LWA. IC v betónoch s nízkym w/c začína pôsobiť už po cca 6 h, zatiaľ čo v betónoch s relatívne vysokým w/c (0,42) začína pôsobiť až po cca 48 h. Z pohľadu vplyvu dávky LWA na účinnosť IC je potrebné poznamenať, že zmena pomeru objemu cementového tmelu k objemu kameniva, po pridaní LWA, sa pri vyšších dávkach LWA prejavila na pórovitosti vzoriek, čo viedlo ku skresleniu výsledkov hodnotiaceho parametra. Možno však usudzovať, že pre vnútorné ošetrovanie sú vhodné skôr menšie dávky LWA, t.j. do cca 10 % hmotnosti frakcie 0/4 hutného kameniva (v závislosti od pomeru miešania frakcií LWA). V prípade použitia LWA s vhodnejšou pórovou štruktúrou a zrnitosťou sa odporúčaná horná hranica môže zvýšiť.

TSÚS Studená 3, 821 04 Bratislava e-mail: [email protected] [email protected] Doc. Ing. Peter Makýš, PhD. Stavebná fakulta STU Radlinského 11, 813 68 Bratislava


❚

6/2013

VĚDA A VÝZKUM

❚

SCIENCE AND RESEARCH

MOŽNOSTI POUŽITÍ POČÍTAČOVÉ TOMOGRAFIE (CT) KE STUDIU BETONU ❚ POTENTIALS IN USE OF X-RAY COMPUTER TOMOGRAPH (CT) TO STUDY CONCRETE Éva Lublóy, György L. Balázs

differences in the versions concrete sections. Further analysis of several subsequent sections

Beton je kompozitní materiál složený převážně

may lead to 3D visualisation. As an example

z kameniva ukotveného v matrici hydratované

present paper includes the CT analysis of

cementové pasty. Matrice je porézní a obsahuje

a concrete tunnel lining after fire test.

relativně velké množství volné vody, pokud není uměle vysušena. Je-li beton vystaven vysokým teplotám, dochází ke změnám v jeho chemickém složení, fyzické struktuře a v obsahu vody. K těmto změnám dochází zejména v cementové pastě a projevují se následně ve fyzikálně-mechanických vlastnostech betonu vystavenému nárůstu teploty. K sledování a kvantifikování velikosti zrn kameniva, jejich rozložení v betonu, vzniku a sledování rozvoje trhlin, stejně jako pórů v matrici byla postupně vyvinuta řada různých postupů. Článek je zaměřen na představení možností počítačové tomografie (CT) ve studiu 3D mikrostruktury betonu. Počítačová tomografie ukazuje různou hustotu materiálu v různých řezech. Následná analýza několika postupných řezů umožňuje sestavit 3D vizualizaci. Jako příklad je v článku uvedena CT analýza tunelového ostění vystaveného požární zkoušce. ❚ Concrete is a composite material that consists mainly of mineral aggregates embedded in a matrix of hydrated cement paste. The matrix is porous and contains relatively large amount of free water unless artificially dried. When exposed it to high temperatures, concrete undergoes changes in its chemical composition, physical structure and water content. These changes occur primarily in the hardened cement paste in unsealed conditions. Such changes are reflected by changes in the physical and mechanical properties of concrete that are associated with temperature increase. Several methods have been developed to observe and quantify aggregate size and distribution, crack size and distribution as well as pore structure of concrete. In this study we would like give some demonstration to the potentials of Computer Tomography (CT) to study the three dimensional (3D) microstructure of concrete. Computer Tomography gives density

Obr. 1 Zobrazení prahového dělení fází betonu v jednotlivých složkách: zrna kameniva, cementová matrice a obsažený vzduch (Kocur, Saenger, Vogel, 2010, [4]) ❚ Fig. 1 Visualization of the threshold segmentation of concrete phases of the constituents of interest: aggregate grains, cement matrix and air inclusions (Kocur, Saenger, Vogel, 2010, [4])

6/2013

❚

Existuje mnoho situací, kdy potřebujeme informace o vnitřní struktuře betonu. Jako příklad lze uvést požadavek na stanovení zbytkové únosnosti betonové konstrukce zasažené požárem. Je to velmi obtížný úkol, protože tradiční destruktivní i nedestruktivní zkušební postupy nejsou obecně vhodné pro zkoumání vnitřku tak vysoce heterogenního materiálu (fib, 2007, [1]). Jako zcela nová, je v článku představena nedestruktivní metoda počítačové tomografie (CT), která byla původně užívána pro lékařská vyšetření lidského těla. Vedle času, po který se data zpracovávají, závisí výsledná kvalita obrazu na řadě faktorů. Zobrazení je vypočítáváno na základě elektrických signálů, není to tedy skutečný obrázek jako tradiční fotografie či radiogram. Teoretický základ počítačové tomografie položili v sedmdesátých letech Hounsfield a Cormack. Rentgenové paprsky při průchodu různými materiály, jejich texturami, slábnou. Stupeň absorpce je menší nebo větší v závislosti na různé hustotě materiálu, závisí tedy na vlastnostech zkoumaného materiálu. Schopnost pohlcovat rentgenové záření lze vyjádřit koeficientem absorpce záření. Pokud je vyzařovaná energie konstantní, pohlcování rentgenových paprsků závisí pouze na materiálu, kterým procházejí. Radiace snížená průchodem materiálu je zachycována detektorem, který generuje elektrické signály v závislosti na intenzitě zachycené radiace.

Trubicový detektor se stále otáčí kolem sledovaného objektu a ukládá postupně stovky a tisíce údajů z měření, z kterých je pomocí CT sestavována prostorová matice. Na konci procesu výstupní zařízení vypočítá všechny prvky matice a přiřadí jim příslušné měřítko zobrazení bodu, které vyjadřuje právě v místě platný koeficient absorpce záření. Měřítko je také nazývané Hounsfieldovo měřítko a jeho jednotka Hounsfieldova jednotka [HU]. (Nobelova cena byla udělena společně Alanu M. Cormackovi and Siru Godfrey N. Hounsfieldovi za výzkum a vývoj počítačové tomografie v roce 1979.) Po přiřazení různých hodnot dle Hounsfieldova měřítka různým bodům matice lze zaměřenou představu vnitřní struktury zobrazit. Pro zobrazení struktury můžeme použít předdefinované barevné měřítko nebo si vytvořit vlastní. Existuje vztah mezi CT relativní hustotou a gravitační hustotou různých minerálů. Hounsfieldovy hodnoty buněk jsou ovlivněny dvěma faktory, prvním je Hounsfieldova hodnota zrnek minerálů v určité buňce a druhým Hounsfieldova hodnota prostoru póru vyplněného tekutinou nebo plynem (vzduchem) (Cnudde, Cwirzen, Masschaele, Jacobs, 2009, [2]). Mikrostruktura betonu má zásadní vliv na jeho fyzikální a mechanické vlastnosti, a tím na jeho trvanlivost. Během posledních let byla popsána řada metod pro sledování a popsání mikrostruktury materiálů (Földes, Kiss, Árgyelán, Bogner, Repa, 2000, [3]). Počítačová rentgenová mikrotomografie (micro-CT) umožňuje nedestruktivní 3D zobrazení vnitřní mikrostruktury materiálů (Landis, Keane, 2010, [5]). V zobrazeném betonovém vzorku je

1


43

VĚDA A VÝZKUM Tab. 1

Složení betonových směsí

Beton. směs M1 M2 M3 Tab. 2 values

Cement [kg/m3] 400 400 400

Mikrosilika [kg/m3] 12 36

❚

SCIENCE AND RESEARCH ❚

Tab. 1

Voda [kg/m3] 140 140 140

Naměřené hodnoty pórovitosti

Beton

Celková pórovitost [%]

M1 M2 M3 M4

9,23 11,67 9,62 10,38

2a

Celková pórovitost měřená CT [%] 7,373 9,07 7,3 6,72 (nenasáklý)

❚

Kamenivo [kg/m3] 1 888 1 871 1 840

Tab. 2

jasně viditelné vnitřní uspořádání zrn kameniva [1480; 3071] HU (obr. 1 vlevo). Cementová matrice [745; 1480] HU (uprostřed) je zobrazena jako průhledná. Obsažený vzduch [-1024; 745] HU (vpravo), vzduchové póry a vzduchové bubliny cca 40 mm dlouhé, je zobrazen černě. To vše lze identifikovat z CT zobrazení betonu pomocí přiřazených vysokých hodnot Hounsfieldových jednotek. UŽITÍ CT PRO BETON

Zdá se, že počítačová tomografie dokáže ukázat rozdíly v hustotě i u betonu. Analýzy řady po sobě následujících řezů umožňují sestavit 3D vizualizaci. Sledovaným parametrem v betonových prvcích (tab. 1) byl obsah mikrosiliky (0; 3 a 9 mc %). Experimentálně byly studovány následující charakteristiky betonových prvků: pórovitost, efektivní pórovitost, trhliny na povrchu a snižování tlakové pevnosti. Pórovitost byla stanovena na základě určování objemu pórů ve vzorcích a následně určováním objemu materiálového skeletu bez pórů pomocí počítačové tomografie. Efektivní pórovitost byla měřena tradiční zkouškou s nasáknutím vody a počítačovou tomografií. Výsledky měření jsou uvedeny v tab. 2.

Plastifikátor [kg/m3] 6 7,2 8

Measured porosity

Efektivní pórovitost [%]

2b

44

Concrete compositions

8 9,49 8,29 8,59

2c

Efektivní pórovitost měřená CT [%] 8,41 6,89 8,92 4,9 (nenasáklý)

Obr. 2 Mapa obsahu vody v betonových vzorcích (Lublóy, Balázs, Földes, 2011, [6]), a) CT zobrazení, b) mapa nasáknutých pórů, c) CT zobrazení a mapa nasáknutých pórů ❚ Fig. 2 Saturation map of concrete sections (Lublóy, Balázs, Földes, 2011, [6]), a) CT image, b) saturation map, c) CT image and saturation map Obr. 3 Tunelové ostění po dvouhodinovém požáru (hoření uhlovodíků) ❚ Fig. 3 Tunnel lining after 2 hours hydrocarbaon fire Obr. 4 CT řezy jádrovým vývrtem a Hounsfieldovy hodnoty, a) jádrový vývrt z tunelového ostění, b) černo-bílé CT zobrazení, c) barevné CT zobrazení, d) rozdělení změřených Hounsfieldových hodnot ❚ Fig. 4 The CT section of core and the Hounsfield values, a) concrete core from tunnel lining, b) CT image in black and white, c) CT image in colours, d) distribution of measured Hounsfield values

3

DISKUZE VÝSLEDKŮ

Hodnoty pórovitosti naměřené tradičními laboratorními postupy i počítačovou tomografií jsou podobné, a protože oba použité postupy jsou vzájemně nezávislé, je možno metodu počítačové tomografie označit jako vhodnou pro stanovení pórovitosti betonu. Informace o rozložení pórů v betonu jsou rovněž důležité (obr. 2). Hodnoty pórovitosti a efektivní pórovitosti betonu mají vliv na jeho odolnost vůči působení požáru a zmrazovacím a rozmrazovacím cyklům.

4a

4b

4c

VLASTNOSTI BETONU PO POŽÁRU

Zkoušky kompozitních materiálů byly prováděny na CT zařízení s technologií vícenásobných řezů. Rozlišení matrice záviselo na několika faktorech. Při použití nejvyššího rozlišení použitého CT zařízení mohla být nejmenší velikost základní jednotky na řezu 0,1 x 0,1 x 0,8 mm. Změření jednoho řezu trvalo 0,1 až 1 s. Vyšetřovaný prvek byl betonový jádrový vývrt odebraný z prefabrikovaného tunelového ostění, které bylo vystaveno působení požáru (hoření uhlovodíků) po dobu 2 h. Na obr. 3 je fotografie povrchu betonového ostění po požáru.

4d


❚

6/2013

VĚDA A VÝZKUM Literatura: [1] fib, (2007): Fire design of concrete structures – materials, structures and modelling, fib bulletin 38, ISBN: 978-2-88394-078-9 [2] Cnudde V., Cwirzen A., Masschaele B., Jacobs P. J. S. (2009): Porosity and microstructure characterization of building stones and concretes, Engineering Geology 103, pp. 76–83 [3] Földes T., Kiss B., Árgyelán G., Bogner P., Repa I. (2000): Application of medical computer tomograph measurements in 3D reservoir characterization, EAGE SAID Conference, Paris, France, Conference Volume November [4] Kocur G. K., Saenger E. H., Vogel T. (2010): Elastic wave propagation in a segmented X-ray computed tomography model of a concrete specimen, Construction and Building Materials 24, pp. 2393–2400 [5] Landis N. E., Keane T. D. (2010): X-ray microtomography, Materials characterization, Vol. 61, pp. 1305-1316 [6] Lublóy É, Földes T, Balázs L. G. (2011): Potencials in use of X-ray computer tomography, In: Balázs L. G., Lublóy É. (szerk.) Innovative Materials and Technologies for Concrete Structures: CCC2011, Balatonfüred, Hungary, 2011.09.22-2011.09.23. Balatonfüred: pp. 37–40, ISBN: 978-963-313-036-0

❚

Na obr. 4 je fotografie betonového vývrtu, CT zobrazení černobílé a v barvě a rozdělení hodnot Hounsfieldových jednotek podél osy vývrtu po požární zkoušce. Naměřené hodnoty v Hounsfieldových jednotkách (obr. 4d) ukazují určité kmitání v závislosti na proměnném obsahu kameniva a cementového kamene. Významné snížení Hounsfieldových hodnot lze sledovat poblíž povrchu betonu, který byl vystaven působení požáru (řezy 180 až 260). Tato oblast se velmi dobře shoduje s oblastí změny barvy na obr. 4a (z šedé na světle růžovou). Nejvyšší hodnoty Hounsfieldových jednotek v místě řezu Nr. 30 ukazují na přítomnost ocelové výztuže ve vývrtu.


cí zkoušky byly provedeny na čtyřech betonových vzorcích různého složení za účelem experimentálního určení pórovitosti a efektivní pórovitosti. Možnosti počítačové tomografie byly představeny na prefabrikovaném železobetonovém ostění, které bylo po 2 h vystaveno působení požáru. Z ostění byly po požární zkoušce odebrány jádrové vývrty a vyzkoušeny pomocí CT. CT zobrazení a rozdělení Hounsfieldových jednotek podél osy vývrtu bylo prezentováno. Bylo ukázano, že výsledky CT vyšetření se shodují se změnou vnitřní struktury materiálu působením vysokých teplot při požáru, jak je zachycena na fotografii vývrtu změnou barvy cementové pasty.

Z ÁV Ě RY

Článek v úvodu popisuje princip metody počítačové tomografie a způsob, jak by ji bylo možno použít pro výzkum betonu. Pórová struktura materiálů založených na hydrataci cementu je velmi významná pro pochopení a modelování transportních jevů, které ovlivňují jejich trvanlivost. Metoda počítačové tomografie je schopná změřit a zobrazit rozdíly v hustotě materiálu uvnitř prvku. Porovnáva-

Éva Lublóy e-mail: [email protected] Prof. György L. Balázs e-mail: [email protected] oba: Budapest University of Technology and Economics Műegyetem rakpart H-1111 Budapest, Maďarsko

PROF. ING. BŘETISLAV TEPLÝ, CSC. – OSMDESÁTILETÝ Začátkem října 2013 se dožil prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc., osmdesátin ve výborné duševní i tělesné kondici! Zásluhu na tom má bezesporu péče jeho milé ženy Anky, nicméně obdobně významným faktorem je zřejmě nadstandardní odborné a vědecké nasazení v rámci řešení projektů především na jeho domovské Stavební fakultě VUT v Brně, ale také na ČVUT v Praze. Je stále zapojen i do činnosti profesních organizací, např. v Inženýrské akademii a RILEM. Jen v minulém roce byl autorem a spoluautorem celé řady zahraničních i tuzemských publikací, namátkou lze jmenovat „Reinforcement corrosion: Limit states, reliability and modelling“, „The role of modelling in the probabilistic durability assessment of concrete structures“, „Probabilistic modelling of concrete structures degradation“, „Limit 1 states of concrete structures subjected to environmental actions“, či „Hodnocení zakázek a životní cyklus staveb“ a „Jak lze chápat ekonomickou výhodnost u veřejné zakázky?“. Témata článků jsou světově aktuální, užitečná a zajímavá. Ve své současné práci zúročuje dlouhodobou orientaci a zkušenosti s řešením spolehlivosti konstrukcí a metod odhadu životnosti zejména železobetonových konstrukcí. Témata jeho zájmu jsou mezioborová, v posledních letech se zaměřil v souvislosti s životností

6/2013

❚

konstrukcí na degradaci materiálů těchto konstrukcí, zejména betonu a ocelové výztuže; v časopise Beton TKS např. publikoval v létech 2008 až 2013 šest příspěvků. Je rádcem mladým spolupracovníkům, vždy vstřícně a nezištně poskytuje bohaté zkušenosti získané během profesního života, ochotně s nimi spolupracuje na řešených tématech. Profesor Teplý je přátelský, ve společnosti přispívá k zábavě svým anglickým humorem. Do dnešní doby je sportovně aktivní (obr. 1), kolo, lyže a plavání patří k činnostem, z kterých má potěšení a radost. Jeho přátelé a spolupracovníci mu také nedávno poděkovali u příležitosti jeho jubilea v rámci 11. Mezinárodního pravděpodobnostního workshopu IPW. Přejeme jubilantovi všechno dobré k těmto kulatým narozeninám, nadále vysokou imunitu proti nemocem duše i těla a radostné a důstojné pokračování té spousty aktivit odborných i rodinných! Pavla Rovnaníková, Zbyněk Keršner a Drahomír Novák Obr. 1 Dokumentace aktivit prof. Břetislava Teplého (s paní Ankou na běžkách na Vysočině)


45

VĚDA A VÝZKUM

❚


MOŽNOSTI A OMEZENÍ RECYKLACE BETONU ❚ OPPORTUNITIES AND LIMITATIONS OF CONCRETE RECYCLING

směsi a procesu míchání ve vztahu k mechanickým vlastnostem výsledného betonu s recyklovaným kamenivem. ❚ In the future, concrete production could increasingly rely on use of recycled aggregates. Part I of this article deals with the optimization of the mix design and mixing process and refers to the mechanical properties of recycled-aggregate concrete.

Beton je celosvětově nejužívanější stavební materiál. Uvažujeme-li množství cementu vyrobeného v Německu od roku 1950 a určeného pro výrobu betonu a spočítáme-li množství betonu, které je obsaženo ve stávajících budovách a konstrukcích, dostaneme se k hypotetickému výsledku přesahujícímu 12 bil. t (obr. 1). Avšak skutečné množství betonu ve stávajících stavbách od roku 1950 je menší, protože je třeba odečíst objem uskutečněných demolic. Předpokládáme-li, že tento objem betonu odpovídal 18 % jeho roční produkce až do roku 1995, množství betonu obsažené v existujících budovách a konstrukcích se rovná zhruba 10 bil. t. Člověkem vyrobené zásoby betonu tak dosahují významné úrovně. Vzrůstající podíl těchto zásob se bude postupně užívat jako surovina, přestože objem těchto zásob je stále významně nižší než stávající zásoby písku a štěrku odhadované na 220 mld. t [2].

15 000

46

200 Cumulative concrete production not taking account of demolition Kumulierte Betonproduktion ohne Berücksichtigung des Rückbaus Cumulative concrete production taking account of demolition Kumulierte Betonproduktion mit Berücksichtigung des Rückbaus

180 160 140

Demolished concrete volume Rückgebaute Betonmenge

10 000

120 100 80

5 000

60 40 20

0 1950

1960

1970

1980

1990

2000

0 2020

2010

Year Jahr

1

Z AVÁ D Ě N Í D O P R A X E

Každý rok podlehnou demolici stavby, v kterých je obsaženo asi 80 mil. t umělých stavebních materiálů. Po recyklaci je asi 50 až 60 mil. t materiálu opět použito v silničním a inženýrském stavitelství (obr. 2). V této oblasti jsou používány materiály získané recyklací asfaltových vrstev a drceného betonu. Tento sektor tak může těžit z téměř uzavřeného materiálového cyklu. Naopak v oblasti pozemního stavitelství je podíl použitých recyklovaných materiálů zatím nízký. Např. v průměru pouze 1,2 mil. t drceného betonu je recyklováno jako kamenivo pro použití ve výrobě betonu. Tato čísla odpovídají asi

nástroj, který byl před několika lety použit k upozornění na aspekty recyklace v oblasti výstavby budov. Iniciativy, které začaly v Ludwigshafenu a ve Stuttgartu v roce 2009, ukázaly, že beton s použitím recyklovaného kameniva vyráběný podle odpovídajících pravidel a norem je vyspělý materiál, který může mít významné přínosy zejména z hlediska udržitelnosti prostředí [4, 5, 6]. V urbanizovaných aglomeracích, kam je nutné přírodní kamenivo dovážet z velkých vzdáleností, poskytuje recyklované kamenivo řadu výhod, protože je dostupné buď místně, nebo ze zdrojů místu blízkých. Očekáváme nárůst použití recyklovaného kameniva pro výrobu betonu, zvláště v takových oblastech, kde je současně vysoká poptávka po stavebních činnostech.

Demolished concrete volume per year [mt] Jährliche, rückgebaute Betonmenge [Mio. t]

spěvku je zaměřena na optimalizaci návrhu

70

Mengen und Einsatzgebiete von aufbereitetem Bauabfall [Mio. t/a]

využívat recyklované kamenivo. První část pří-

Cumulative concrete production [mt] Kumulierte Betonproduktion [Mio. t]

Výroba betonu by v budoucnosti mohla více

2,2% podílu v celkovém objemu recyklovaného stavebního odpadu. Jedna z předběžných podmínek k stanovení produkce betonu z recyklovaného kameniva v praxi je existence pravidel a standardů, které definují požadavky na toto kamenivo a jeho případné použití v betonu. Tato pravidla byla připravována částečně na základě poznatků ze společného výzkumného projektu „Materiálový cyklus v betonovém stavebnictví“ a v souvislostech se zaváděním evropských norem. Mezitím jsme dosáhli stadia, kdy je možné, v závislosti na specifickém použití betonu, nahradit určitou část přírodního kameniva recyklovaným materiálem definovaného složení, které by se následně nemělo měnit. Výstavba modelových budov je další

Quantities and fields of use of reprocessed construction waste [mt/year]

Anette Müller

60 50 40 30 20 10 0 1996

1998

2000

2002

2004

2006

2008

Year Jahr Total Gesamt

Road construction: 66,7 % Straßenbau: 66,7 %

Concrete: 2,2 % Beton: 2,2 %

Earthworks: 22,3 % Erdbau: 22,3 %

Other: 8,7 % Sonstiges: 8,7 %

2


❚

6/2013

VĚDA A VÝZKUM

❚


Obr. 1 Množství betonu nashromážděného ve stávajících budovách a konstrukcích v Německu (data o produkci cementu použita z [1], zjednodušený výpočet objemu betonu vylučuje použití cementu v jiných produktech) ❚ Fig. 1 Amount of concrete accumulated in existing buildings and structures in Germany (cement production data taken from [1], simplified calculation of the concrete volume excluding the use of cement in other products) Obr. 2 Recyklovaná množství stavebního odpadu a obory, které užívají recyklovaný stavební materiál z tohoto odpadu v Německu [3] ❚ Fig. 2 Recycled amount of concruction waste and fields of use of recycled building materials produced from this waste in Germany [3] Obr. 3 Drcený beton různých složení odebraný z haldy štěrku, a), c) zrna kompozitu tvořená zrny kameniva spojenými cementovou pastou, b) kousek malty, d) téměř od malty očištěné zrno kameniva ❚ Fig. 3 Granulated concrete in various compositions taken from a rubble stockpile, a), c) composite particles from aggregates bonded by cement paste, b) mortar particle, d) almost mortar-free gravel particle

S O U Č A S N Ý S TAV V Ý Z K U M U VÝROBY BETONU S POUŽITÍM R E C Y K L O VA N É H O K A M E N I VA

Vliv postupů přípravy na kvalitu recyklovaných materiálů Zrna recyklovaného kameniva do betonu tvoří směs, přestože demolice a následné třídění materiálu probíhalo přiměřeně pečlivě. Složení se může měnit zrno od zrna (obr. 3). To, že recyklované kamenivo tvoří směs, má vliv na kolísání jeho vlastností. Zvláště hodnoty pórovitosti se mohou měnit od hodnot pórovitosti cementové pasty až po pórovitost přirozeného kameniva, což snižuje věrohodnost kvality recyklovaných materiálů. Kromě toho kvalita těchto materiálů kolísá ve srovnání s přírodními materiály mnohem více. Cílem různých výzkumů je proto redukovat pórozitu těchto materiálů. Jeden z přístupů se zaměřil na vývoj postupů přípravy zrn recyklovaného kameniva bez zbytků cementové pasty. Lze je rozlišit do tří kategorií: • metody zaměřené na vytvoření tahových a tlakových napětí působících na rozhraní cementové pasty a zrn přírodního kameniva, • metody spoléhající na účinky brusiva, • metody kombinující účinky tepla a brusiva. Elektrodynamický proces a mikrovlny Literatura [9] zahrnuje přehled těchto metod. Metoda zaměřená na vytvoření 6/2013

❚

3a

3b

3c

3d

tahových a tlakových napětí na rozhraní složek betonu byla popsána teprve nedávno [10]. Byl použit elektrodynamický proces, při kterém byl beton ponořen do vody, kde byl vystaven podvodním výbojům. Jiný proces vyšetřoval užití mikrovln k zeslabení struktury betonu. Ve srovnání s referenčním betonem bylo možno sledovat zvýšené množství zrn kameniva bez cementové pasty. Pro příklad: podíl těchto zrn v intervalu 6,3 až 8 mm dosahoval 26 % u referenčního betonu, zatím co u betonu vystavenému působení mikrovln tento podíl stoupnul na 33,2 % a při působení elektrodynamického procesu na 45,6 %. Noguchi [11] popisuje také použití mikrovln k přípravě recyklovaného kameniva do betonu prostého cementové pasty. Na povrch zrn přírodního kameniva použitého do betonu později určeného k recyklaci je předem nanesen dielektrický (nevodivý) materiál. Jsou-li takové betony později vystaveny působení mikrovln, „úprava“ kameniva způsobí zahřátí pouze přechodové vrstvy mezi kamenivem a cementovou pastou a následné rozdělení kompozitu právě v tomto místě. Sui [12, 13] vyčerpávajícím způsobem zkoumal působení tepla a abraze. Podle závěrů těchto prací teploty od 250 do 300 °C jsou dostatečné k tomu, aby cementová pasta zkřehla tak, že může být odstraněna z povrchu zrn přírodního kameniva během následného mletí v bubnovém mlýnu. Jeden z parametrů, podle kterých lze


posoudit kvalitu předchozího „ošetření“ teplem, je podíl pasty. Před ošetřením se podíl pasty na zrnech velikosti 2-4 mm a 4-8 mm pohyboval od 18,5 do 22,3 hm. %, po ošetření klesnul na 6,9 až 9,7 hm. %. Noguchi tvrdí [11], že příprava recyklovaných zrn kameniva bez cementové pasty kombinovaným působením tepla a abraze už byla odzkoušena na úrovni provozní zkoušky. Zařízení o denním výkonu 4 t vyrábělo hrubé a jemné kamenivo téměř bez cementové pasty a jemně dispergovaný druhotný produkt obohacený vysokým podílem pasty. Povrchová úprava mikrosilikou Tam [14] navrhuje oddělit cementovou pastu od hrubých zrn recyklovaného kameniva pomocí kyseliny. 0,1 mol. roztoky kyseliny chlorové, sírové a fosforečné byly použity k tomuto účelu. Dosažené výsledky však byly relativně malé. Vyhodnocení probíhala na základě porovnávání změn nasákavosti a tlakové pevnosti. Jiný přístup jak zlepšit vlastnosti recyklovaného kameniva je řízené utěsnění povrchu zrn recyklovaného kameniva. Katz [15] použil ultrazvukové čištění na hrubá zrna recyklovaného kameniva odebraného ze tří laboratoří s různou tlakovou pevností a následně je ponořil do suspenze mikrosiliky s 10 % pevných částic. Tento krok způsobil usazení pevného materiálu na povrchu zrn kameniva v množství cca 0,5 47

VĚDA A VÝZKUM

❚


Obr. 4 Účinky různých metod ošetření povrchu recyklovaného kameniva na relativní tlakovou pevnost betonu, jako referenční byl použit beton z recyklovaného kameniva s neošetřeným povrchem, [15, 17 a 18] ❚ Fig. 4 Effects of various surface treatment methods on relative compression strength, with untreated recycled-aggregate concrete used as a reference [15, 17, 18] Obr. 5 Proces míchání užívající dvoufázový postup (TSM) dle Tam [30] ❚ Fig. 5 Mixing process applying the two-stage mixing approach (TSM) according to Tam [30] Obr. 6 Proces míchání užívající třífázový postup podle Deyu Kong [33] ❚ Fig. 6 Mixing process applying the triple mixing method according to Deyu Kong [33]

4 PVA treatment / Behandlung mit PVA [Shi-Cong Kou] Atmospheric drying / Lufttrocknung 60°C drying / 60°C-Trocknung Silane treatment / Behandlung mit Silan [Masato Tsujio] Low quality RC aggregate, w/z=0,4 Middle quality RC aggregate, w/z=0,4 Low quality RC aggregte, w/z=0,6 Middle quality RC aggregate, w/z=0,6 Mold oil treatment / Behandlung mit Schalöl [Masato Tsujio] Low quality RC aggregate, w/z=0,4 Middle quality RC aggregate, w/z=0,4 Low quality RC aggregate, w/z=0,6 Middle quality RC aggregate, w/z=0,6 Microsilica treatment / Behandlung mit Mikrosilika [Katz] SF-RC, Reference concrete / Ausgangsbeton 66,8 MPa SF-RB, Reference concrete / Ausgangsbeton 52,5 MPa SF-RA, Reference concrete / Ausgangsbeton 27,4 MPa 0

až 0,8 % hmotnosti kameniva. Betony vyrobené z tohoto „potahovaného“ kameniva vykazovaly vzrůst tlakové pevnosti ve srovnání s betony z neošetřeného kameniva. Tento nárůst byl významnější u sedmidenních pevností než u 28denních. Beton z přírodního kameniva po ošetření stejným postupem vykazoval pokles pevnosti. Descarrega [16] zkoušel také potahovat povrch zrn recyklovaného kameniva mikrosilikou. Analýza ukázala pucolánový efekt mezi přidanou mikrosilikou a hydroxidem vápníku, který vedl ke zvýšení pevnosti zrn. Tsujino [17] zkusil upravit povrch částic recyklovaného kameniva pomocí vodu odpuzujících přísad. Vybral dva produkty běžně používané v technologii betonu: odbedňovací olej a hydrofobní silan. Pevnosti betonů, které obsahovaly zrna kameniva ošetřené silanem, byly podstatně nižší než betonů obsahujících neošetřené kamenivo nebo kamenivo ošetřené odbedňovacím olejem. Karbonatace Kou [1] vyšetřoval impregnaci hrubých zrn recyklovaného kameniva pomocí polyvinyl alkoholu (PVA) jako metodu ke zlepšení jejich kvality. Z hlediska jejich pevnosti, ošetřené kamenivo vykazovalo bezvýznamné zlepšení po 28 dnech ale mnohem významnější po 90 dnech ve srovnání s neošetřeným kamenivem. Znatelné zlepšení bylo shledáno také u dalších charakteristik, např. smrštění vysýcháním a odolnost proti pronikání chloridových iontů. Zlepšení kvality pomocí tzv. „samohojení“, v tomto případě šlo o ponoře48

ní podrceného betonu do vody s očekávanou následnou hydratací, popisované v [19] bylo shledáno jako zanedbatelné. Vyšetřovaný drcený beton byl odebrán z laboratoře zabývající se zkoušením betonu, což mohlo být příčinou toho, že beton byl relativně mladý a nereprezentoval tak beton odebraný ze stojící budovy. Obr. 4 ukazuje různé použité metody úprav povrchů recyklovaného kameniva a jejich vliv na tlakovou pevnost. Tyto výsledky dovolují učinit závěr, že ošetřením mikrosilikou lze dosáhnout nejvýznamnějšího zlepšení. Účinky jiných postupů jsou buď zanedbatelné, nebo dokonce přispívají k poklesu tlakové pevnosti. Seidemann [20] a Garbiec [21] popisují cílenou karbonataci recyklovaného kameniva určeného pro beton jako postup k utěsnění povrchu zrn. Seidemann upravoval recyklované kamenivo v trubkovém reaktoru, kterým procházela směs dioxidu uhlíku a vzduchu. Použitím rtuťového porozimetru bylo změřeno, že za dvanáctihodinové vystavení kameniva působení CO2 (20 obj. % ve vzduchu) klesla jeho pórovitost z 35 obj. % na 25,2 obj. %. Garbiec vystavil zrna recyklovaného kameniva usazování biomateriálu použitím určitého druhu bakterií, což způsobilo pokles absorpce vody až na 1 hm. %. Vliv změn v návrhu směsi na kvalitu betonu z recyklovaného kameniva Metoda používaná pro výpočet složení směsi betonu s recyklovaným kamenivem je obvykle stejná, jaká se používá pro beton s přírodním kamenivem. Ná-

0,2

0,4 0,6 0,8 1 1,2 Relative 28-day compressive strength [-] Relative 28-Tage-Druckfestigkeit [-]

1,4

vrh směsi může zahrnovat dodatečnou vodu, jejíž požadavek je dán absorpcí vody do pórů recyklovaného kameniva. V tom případě je nutné rozlišovat mezi účinným poměrem vody a cementu, který vychází z množství cementu a množství vody potřebné k jeho hydrataci a tzv. „velkým“ nebo celkovým poměrem vody a cementu, který zahrnuje přídavné množství vody absorbované recyklovaným kamenivem. V literatuře [22, 23] jsou popsány další metody, které jdou za objemovou specifikaci návrhu betonu: • Direct weight replacement method (DWR) – určité váhové množství přírodního kameniva je nahrazeno stejným množství recyklovaného kameniva. Množství cementu a vody ve směsi se nemění. • Equivalent mortar replacement method (EMR) podle Fathifazla [23] – recyklované kamenivo je považováno za dvoufázový kompozit, který se skládá z malty ulpívající na zrnech kameniva a původního hrubého přírodního kameniva. Objem malty na zrnech je zahrnut do výpočtu návrhu směsi. Použití druhé metody vyžaduje experimentální určení množství malty obsažené v recyklovaném kamenivu. Používají se následující postupy: • Po nasáknutí vodou a následném vysušení je malta ze zrn mechanicky odstraněna [24]. • Struktura malty je uvolněna ošetřením Na2SO4 a vystavením zmrazovacím cyklům. Potom je malta odstraněna mechanicky [25]. Srovnávací analýza účinků jednotlivých přístupů ke kompozici návrhu


❚

6/2013

VĚDA A VÝZKUM 5

Water 1 Wasser 1

Natural aggregate Natürl. Gesteinskörnung

Coarse recycled aggregate Grobe, rezyklierte Gesteinskörnung

Mixing Mischen

❚


Cement Zement

Mixing Dry mix Mischen Trockenmischung

Prewetted mix Vorgenässte Mischung

Water 2 Wasser 2 Mixing Mischen

Semi-finished concrete Vorbeton

Mixing Mischen

Finished concrete Fertigbeton

6 Water 1 Wasser 1 Coarse recycled aggregate Grobe, rezyklierte Gesteins-körnung

Fine aggregate Feine Gesteinskörnung

Admixture Zusatzstoff Mixing Mischen

směsi betonu s jeho výslednými charakteristikami je popsána v [22]. Z hlediska kompozice směsi analýza ukázala relativně zanedbatelné rozdíly v návrzích směsi počítaných na základě objemové a váhové metody (tab. 1). Použitím metody EMR k výpočtu návrhu směsi bylo dosaženo významných rozdílů, když 42 obj. % přírodního hrubého kameniva bylo nahrazeno recyklovaným kamenivem. EMR betony Při vyčíslování charakteristik betonu dle Knaacka [22] pro porovnatelné směsi byl shledán dramatický pokles zpracovatelnosti v závislosti na rostoucím podílu recyklovaného kameniva pro EMR betony, dokonce i když byl přidáván plastifikátor k zvrácení tohoto trendu. Jen malé rozdíly v pevnosti se ukázaly u směsí s náhradou kameniva určenou objemově a váhově. Pevnosti EMR betonů jsou nižší než betonů vyráběných dle postupu objemového a váhového návrhu směsi. EMR betony vyrobené Fathifazlem [23] nevykazovaly změny v pevnosti, protože obsah cementu a vody v nich se lišil jen nevýznamně od těch betonů, které byly navrženy konvenčním způsobem. Bylo však zaznamenáno zvýšení modulu pružnosti. Porovnání různých postupů návrhu směsi betonu ukazuje, že EMR postup nevede k přesvědčivým výhodám. Předpoklady, na kterých je tato metoda založena (že stará malta na povrchu zrn je příčinou zhoršených vlastností betonu z recyklovaného kameniva), jsou však příliš neurčité. Za prvé, je to stará cementová pasta spíše než malta, co způsobuje změny. Za druhé, zdá se přijatelnější identifikovat varianty pro opětovné zpracování drceného betonu takovým způsobem, aby výsledná zrna kameniva byla zbavena cementové pasty a předešlo se snižování kvality. Dále, je otázkou, zda po6/2013

❚

Prewettet mix Vorgenässte Mischung

Mixing Mischen

Cement Zement

Coatet aggregate Gecoatete Gesteinskörnung

Water 2 Wasser 2 Mixing Mischen

Semi-finished concrete Vorbeton

Mixing Mischen


Tab. 1 Porovnání složení betonů navržených dle různých postupů návrhu betonové směsi, [22] ❚ Tab. 1 Comparison of the composition of concretes according to [22], calculated according to various mix design methods

Beton referenční objemový návrh směsi: 42 obj. % hrubé recykl. kamenivo hmotnostní návrh směsi: 41 hm. % hrubé recykl. kamenivo = 43 obj. % hrubé recykl. kamenivo návrh směsi dle EMR postupu: 42 obj. % hrubé recykl. kamenivo

Jemné kamenivo [dm3/m3] 278,6

Cement [dm3/m3]

160,1

117,2

159,1

116,4

259,9

187,8

276,8

160,1

117,2

262,1

197,1

263,6

114,4

83,9

349,8

252,6

199,3

stup užívaný ke stanovení obsahu malty je opravdu praktický. Z výše popsaných důvodů by měl být přednostně uváděn poměr staré cementové pasty pro charakterizování recyklovaného kameniva. Tento parametr lze stanovit částečným rozrušením působením kyseliny chlorovodíkové. Tato metoda je založena na určování obsahu cementu dle DIN 52170-3:02-1980 [26] a byla modifikována Weimannem [27] pro určení podílu cementové pasty v recyklovaném kamenivu. Dává spolehlivé výsledky pro recyklované kamenivo, které neobsahuje vápencová zrna nebo prach, jak bylo prokázáno vyšetřováním modelových směsí z čisté cementové pasty a křemičitého kameniva [28]. Poon [29] zkoumal vliv dodatečného přidání vody na kvalitu betonu. Při použití v peci vysušeného hrubého recyklovaného kameniva přidání vody zlepšilo počáteční konzistenci ve srovnání s užitím vodou saturovaného kameniva. Zhoršení konzistence, tzn. postupující tuhnutí směsi po přidání vody, je větší ve srovnání s betonem z recyklovaného kameniva nasáklého vodou, protože vysušené recyklované kamenivo absorbuje vodu ze směsi čerstvého betonu. Poon doporučuje použití recy-


Hrubé kamenivo přírodní recyklované [dm3/m3] [dm3/m3] 444,1 0

Voda [dm3/m3]

klovaného kameniva s vyváženým obsahem vlhkosti. Betony z něj vyrobené mají vyšší tlakové pevnosti než betony vyrobené z vodou nasyceného recyklovaného kameniva. Konzistenci betonu z recyklovaného kameniva lze řídit přidáním plastifikátorů stejným způsobem jako je tomu u betonů vyráběných z přírodního kameniva. Tento postup obvykle eliminuje potřebu dalšího přidávání vody. Vliv změn v procesu míchání a užití přísad na kvalitu betonu z recyklovaného kameniva Tam [30, 31 a 32] zkoumal několik změn postupu míchání. Nejvýznamnější vzrůst pevnosti byl dosažen, když upravený postup zahrnoval předmíchání kameniva a jeho následné zvlhčení částí vody z navrhovaného množství vody potřebné do betonové směsi. Cement byl přidán v následujícím kroku. Zbývající část vody byla přidána až po dalším míchání. Podíl hrubého recyklovaného kameniva dosahoval až 30 hm. %. Byly vyšetřovány i další úpravy včetně rozdělení dávky cementu na dvě po sobě přidávané dávky nebo přidání mikrosiliky v první fázi. Výsledná zlepšení však byla zanedbatelná. 49

VĚDA A VÝZKUM 7

❚


Water 1 Wasser 1

Pozzolanic/hydraulic admnixture Puzzolanischer/hydraulischer Zusatz

Coarse recycled aggregate Grobe, rezyklierte Gesteinskörnung Mixing Mischen

Deyu Kong [33] porovnal tři různé postupy míchání: • všechny složky byly promíchány v suché stavu a následně byla přidána voda, • postup míchání dle Tama, kdy předvlhčené kamenivo bylo mícháno s cementem a případně přísadami a na konci procesu byl přidán zbytek vody, • do míchané směsi byly nejprve přidány příměsi a až po nich cement. Všechno hrubé kamenivo bylo nahrazeno recyklovaným kamenivem. Malý vzrůst 28denní pevnosti byl naměřen při použití dvoufázového míchání oproti míchaní všech složek společně. Významné zlepšení bylo naměřeno u betonů, kde směs byla míchána ve třech postupných krocích. Jiusu Li [34] zkoumal proces míchání, který začínal promícháním recyklovaného kameniva v suspenzi příměsi (obr. 7). V tomto případě bylo všechno hrubé kamenivo nahrazeno recyklovaným kamenivem. Mikrosilika, popílek a mletá struska jsou užívány jako příměsi. Pevnostní parametry betonu vylepšují významně, ale i zhoršují, pokud jsou dvě příměsi kombinovány v měnících se poměrech. Na obr. 8 je ukázáno porovnání účinků jednotlivých postupů míchání na 28denní tlakovou pevnost betonu. Zlepšení přidáním příměsí Nejvýznamnější zvýšení pevnosti bylo naměřeno pro postup míchání, kdy byly jako první přidány příměsi a teprve po nich cement. Výzkumníci jsou za jedno, že důvody, proč k tomu došlo, jsou následující: příměsi zlepšily hraniční fázi mezi povrchem zrna recyklovaného kameniva a novou cementovou pastou např. vyplněním trhlin v recyklovaném kamenivu. Pro studium chování betonu v těchto specifických případech je užívána elektronová mikroskopie. Přidání příměsí obvykle vede k zlepšení sledovaných charakteristik a chování ve srovnání s betonem bez nich. Když byly příměsi přidány k cementu, pevnosti betonu s recyklovaným kamenivem se zvýšily v přímé úměře k přida50

Suspension Suspension

Mixing Mischen

Cement, Water 2, Fine aggregate Zement, Wasser 2, Feine GK

Premix Vormischung

Mixing Mischen


Coating with suspension / Coating mit Suspension [Jiusu Li] Fly ash / Flugasche Blast-furnace slag / Hüttensandmehl Microsilica / Mikrosilika Cement / Zement Multi-stage mixing / Mehrfachmischung [Deyu Kong] Triple mixing/Fly ash / Dreifachmischung/Flugasche Triple mixing/Blast-furnace slag / Dreifachmischung/Schlackenmehl Two-stage mixing/Fly ash / Zweifachmischung/Flugasche Two-stage mixing/Blast-furnace slag / Zweifachmischung/Schlackenmehl TSMA/Microsilica / TSMA/Mikrosilika [Tam] RC = 30% RC = 25% RC = 20% RC = 15% RC = 10% RC = 5% TSMA [Tam] RC = 30% RC = 25% RC = 20% RC = 15% RC = 10% RC = 0%

0

8

nému množství příměsí. Toto zlepšení ale nepřekonalo hodnoty stejných veličin měřené na betonu bez recyklovaného kameniva. Přidáním uhelného popílku jako náhrady části cementu však došlo k poklesu pevnosti a významněji u betonu s recyklovaným kamenivem. Postupem přimíchávání práškových příměsí se zabývalo několik výzkumů. Výsledky ukázaly vzrůst hustoty betonu, což je přisuzováno zvýšení měrné hustoty směsi [35, 36 a 37]. Žádná ze zkoušek však nebyla navržena tak, aby umožnila identifikovat určité charakteristiky zrn recyklovaného kameniva ve spojení s užitím reaktivních práškových materiálů jako náhrady cementu. Otázka, zda hydroxid vápenatý potenciálně přítomný v cementové pastě recyklovaného kameniva je účasten pucolánové reakce, byla položena, ale nebyla systematicky sledována. Mechanické vlastnosti betonu s recyklovaným kamenivem Řada výzkumů se zabývala změnami tlakové pevnosti, modulu pružnosti a deformačními parametry betonu. Zaměřovaly se zejména na podíl recyklovaného kameniva z celkového použitého množství kameniva. V mnoha případech bylo nahrazováno pouze hrubé kamenivo. Již v roce 2003 se Müller [7] pokusi-

0,2

0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 Relative 28-day compressive strength [-] Relative 28-Tage-Druckfestigkeit [-]

1,6

Obr. 7 Proces míchání s úpravou povrchu kameniva podle Jiusu Li [34] ❚ Fig. 7 Mixing process with integrated coating according to Jiusu Li [34] Obr. 8 Vlivy různých postupů míchání betonové směsi na relativní tlakovou pevnost betonu, jako refence byl užit beton s recyklovaným kamenivem zamíchaný obvyklým postupem [30, 31, 32, 33 a 34] ❚ Fig. 8 Effects of various mixing proccesses on relative compressive strength, with recycled-aggregate concretes produced in a conventional mixing process used as a reference [30, 31, 32, 33 a 34]

la shromáždit a systematicky utřídit vysoký počet výsledků různých výzkumů. Hodnoty naměřené na betonech s recyklovaným kamenivem byly porovnávány s odpovídajícími referenčními betony k eliminaci možných vlivů použitého nového kameniva a nové cementové pasty. Při opakování těchto analýz s novými daty dospěla k stejným závěrům, jako už byly publikovány. Relativní tlaková pevnost a modul pružnosti klesá se zvyšováním podílu použitého recyklovaného kameniva a pokles hodnot modulu pružnosti je výraznější než pokles tlakové pevnosti (obr. 9 a 10). K tomuto jevu dochází, protože podíl staré cementové pasty se zvyšuje se zvyšujícím se množstvím recyklovaného kameniva. Vliv této pasty je jiný na modul pružnosti a jiný na tlakovou pevnost. Uvažu-


❚

6/2013

VĚDA A VÝZKUM

Literatura: [1] http://www.bdzement.de/ Stichwort Statistik [2] Weil M.: Ressourcenschonung und Umweltentlastung bei der Betonherstellung durch Nutzung von Bau- und Abbruchabfällen. Schriftenreihe WAR der Technischen Universität Darmstadt. Heft 160. Darmstadt 2004 [3] Arbeitsgemeinschaft Kreislaufwirtschaftsträger Bau (KWTB): 1.-7. Monitoring-Bericht Bauabfälle für die Jahre 1996, 1998, 2000, 2002, 2004, 2006, 2008. Berlin/ Düsseldorf/Duisburg [4] Ifeu-Institut Heidelberg, Hochwertige Verwertung von Bauschutt als Zuschlag für die Betonherstellung. Im Auftrag des Ministeriums für Umwelt, Naturschutz und Verkehr Baden-Württemberg, Zwischenbericht Dezember 2010, unter: http://www.rc-beton.de/rc-betonprojekte/stuttgart-ost/stuttgart-ost-download.html [5] Bauen mit RC-Beton. Downloads: http://www.rc-beton.de/ downloads1.html [6] Mettke A.: RC-Beton – Qualität und Qualitätssicherung. Fachtagung Recycling R´10, Professur Aufbereitung von Baustoffen und Wiederverwertung, Bauhaus-Universität, Weimar 2010 [7] Müller A.: Baustoffkreisläfe – Stand und Entwicklungen. IbausilTagungsbericht, S. 1-1289 – 1-1308, Weimar, September 2003 [8] Müller A.: Qualitätsparameter für rezyklierte Zuschläge – Ableitung aus Sicht der Betontechnik und der Aufbereitungstechnik. IbausilTagungsbericht, S. 2-1015 – 2-1033, Weimar, September 2009 [9] Müller A.; Rübner K.; Schnell A.: Das Rohstoffpotenzial von Bauabfällen. Chemie Ingenieur Technik Vol. 82 (2010), No. 11, S. 1861-1870 [10] Menard Y.; Bru K.; Touze S.; Lemoigen A.; Poirier J. E.; Ruffie F.; Bonnaudin F., von der Weid F.: Innovative Process Routes for a High-Quality Concrete Recycling in the Aggregates and Cement Industries. Proc. 13th Intern. Waste Management and Landfill Symp., Sardinia 2011 [11] Takafumi Noguchi; Ryoma Kitagaki; Hironori Nagai; Masato Tsujino: Completely Recyclable Concrete of Aggregate Recoverytype by Using Microwave Heating Technology. Sao Paulo, 2009 [12] Yuwu Sui: Untersuchungen zu den Einflussgrößen der thermisch-mechanischen Behandlung für das Recycling von Altbeton sowie Charakterisierung der entstehenden Produkte, Dissertation an der Fakultät Bauingenieurwesen der Bauhaus-Universität Weimar, 2010 [13] Yuwu Sui; Mueller A.: Development of thermo-mechanical treatment for recycling of used concrete. Materials and Structures Vol. 45 (2012) pp.1487–1495 [14] Tam Vivian W. Y.; Tam C. M.; Lea K. N.: Removal of cement mortar remains from recycled aggregate using pre-soaking approaches. Resources, Conservation and Recycling Vol. 50 (2007), pp. 82–101 [15] Katz A.: Treatments for the Improvement of Recycled Aggregate. Journal of Materials in Civil Engineering© ASCE (2004) November/ December, pp. 597- 603 [16] Descarrega A.: Quality improvement of the recycled aggregates through surface treatment, Master Thesis, Universitat Politecnica de Catalunya. Barcelona, 2011 [17] Masato Tsujio; Takafumi Noguchi; Masaki Tamura; Manabu Kanematsu; Ippei Maruyama: Application of Conventionally Recycled Coarse Aggregate to Concrete Structure by Surface Modification Treatment. Journal of Advanced Concrete Technology Vol. 5 (2007), No. 1, pp. 13-25 [18] Shi-Cong Kou; Chi-Sun Poon: Properties of concrete prepared with PVA-impregnated recycled concrete aggregates. Cement & Concrete Composites Vol. 32 (2010), pp. 649-654 [19] Ali Abd Elhakam; Abd Elmoaty Mohamed; Eslam Awad: Influence of self-healing, mixing method and adding silica fume on mechanical properties of recycled aggregates concrete, Construction and Building Materials Vol. 35 (2012), pp. 421–427

6/2013

❚

❚


[20] Seidemann M.; Müller A.; Ludwig H.-M.: Verbesserung der Performance von Betonrezyklaten durch CO2 Speicherung in der Zementsteinmatrix. Ibausil-Posterbeitrag, Weimar, September 2012 [21] Grabiec A. M.; Klama J.; Zawal D.; Krupa D.: Modification of recycled concrete aggregate by calcium carbonate biodeposition. Construction and Building Materials Vol. 34 (2012) pp. 145–150 [22] Knaack A. M.; Kurama Y. C.: Design of Normal Strength Concrete Mixtures with Recycled Concrete Aggregates. Structures Congress 2011, S. 3068-3079. Herausgegeben von Dana Ames; Theodore L. Droessler; Marc Hoit. ISBN: 978-0-7844-1171-1 [23] Fathifazl G.; Abbas A.; Razaqpur A. G.; Isgor O. B.; Fournier B.; Foo S.: New Mixture Proportioning Method for Concrete Made with Coarse Recycled Concrete Aggregate. Journal of Materials in Civil Engineering © ASCE (2009) October, pp. 601–611 [24] Marta Sanchez de Juan; Pilar Alaejos Gutierrez: Study on the influence of attached mortar content on the properties of recycled concrete aggregate. Construction and Building Materials Vol. 23 (2009), pp. 872–877 [25] Abbas A.; Fathifazl G.; Fournier B.; Isgor O..; Zavadile R.; Razaqpur A. G.; Foo S.: Quantification of the residual mortar content in recycled concrete aggregates by image analysis, Materials Characterization, Vol. 60 (2009), pp. 716–728 [26] DIN 52170: 1980: Bestimmung der Zusammensetzung von erhärtetem Beton. Teil 3 [27] Weimann K.: Untersuchungen zur Nassaufbereitung von Betonbrechsand unter Verwendung der Setzmaschinentechnik. Dissertation, Bauhaus-Universität Weimar 2008 [28] Wolff E.: Qualitätskriterien für rezyklierte Zuschläge für die Betonherstellung. Bauhaus-Universität Weimar, Diplomarbeit, 2007 [29] Poon C. S.; Shui Z. H.; Lam L.; Fok H.; Kou S. C.: Influence of moisture states of natural and recycled aggregates on the slump and compressive strength of concrete. Cement and Concrete Research Vol. 34 (2004) pp. 31–36 [30] Tam Vivian W. Y.; Gao X. F.; Tam C. M.: Microstructural analysis of recycled aggregate concrete produced from two-stage mixing approach, Cement and Concrete Research Vol. 35 (2005), pp. 1195–1203 [31] Tam Vivian W. Y.; Gao X. F.; Tam C. M.: Comparing performance of modified two-stage mixing approach for producing recycled aggregate concrete. Magazine of Concrete Research Vol. 58 (2006), pp.477–484 [32] Tam Vivian W. Y; Tam C. M.: Diversifying two-stage mixing approach (TSMA) for recycled aggregate concrete: TSMAs and TSMAsc. Construction and Building Materials Vol. 22 (2008), pp. 2068–2077 [33] Deyu Kong; Ting Lei; Jianjun Zheng; Chengchang Ma; Jun Jiang; Jing Jiang: Effect and mechanism of surface-coating pozzalanics materials around aggregate on properties and ITZ microstructure of recycled aggregate concrete. Construction and Building Materials Vol. 24 (2010), pp. 701–708 [34] Jiusu Li, Hanning Xiao, Yong Zhou: Influence of coating recycled aggregate surface with pozzolanic powder on properties of recycled aggregate concrete, Construction and Building Materials Vol. 23 (2009), pp. 1287–1291 [35] Kou S. C.; Poon C. S.: Enhancing the durability properties of concrete prepared with coarse recycled aggregate, Construction and Building Materials, Vol. 35 (2012), pp. 69–76 [36] Corinaldesi V., Moriconi, G.: Influence of mineral additions on the performance of 100% recycled aggregate concrete. Construction and Building Materials Vol. 23 (2009), pp. 2869–2876 [37] Rattapon Somna; Chai Jaturapitakkul; Amde M. Made: Effect of ground fly ash and ground bagasse ash on the durability of recycled aggregate concrete. Cement & Concrete Composites Vol. 34 (2012), pp. 848–854


51

❚


Obr. 9 Závislost relativní 28denní tlakové pevnosti a modulů pružnosti na poměru použitého recyklovaného kameniva [38, 39, 40, 41, 42, 43 a 44] ❚ Fig. 9 Dependence of relative compressive strength and elastic modulus on the ratio of recycled aggregates after 28 days [38, 39, 40, 41, 42, 43 a 44] Obr. 10 Závislost tlakové pevnosti na objemové hustotě betonu při použití recyklovaného kameniva [45] ❚ Fig. 10 Dependence of compressive strength on concrete bulk density when using recycled aggregates [45]

9

Current trend curve Aktuelle Trendlinie 110

Rel. compressive strength [%] Rel. Druckfestigkeit [%]

VĚDA A VÝZKUM

[Jianzhuang 2005]

100

[Etxeberria 2006]

90

[Etxeberria 2007]

80

[Gonzalez-Fonteboa 2011]

70

[Chakradhara Rao 2011]

60

[Ajdukiewicz 2002]

50

[Boedefeld 2011, w/z =0,6]

2003 trend curve Trendlinie 2003


40 0

20

40

60

80

100

Recycled aggregate ratio [m.-%] Anteil rezyklierte Gesteinskörnung [Masse-%]

Zvyšující se variabilita pevnosti Mezi relativní tlakovou pevností betonu a poměrem použitého recyklovaného kameniva byla nalezena jen nízká korelace. A tento výstup je konzistentní s dřívějšími analýzami. Náhrada hrubého kameniva recyklovaným se projeví jen malým poklesem naměřených hodnot pevnosti. Trendová křivka pro relativní modul pružnosti je charakterizována významně vyšším koeficientem regrese. Nicméně, některé závěry uváděné v literatuře se odchylují významně od prezentované trendové křivky. V tomto směru jsou tedy třeba ještě další vyjasnění. Jedna z pravděpodobných příčin je kvalita betonu, z kterého je recyklované kamenivo připravováno. Lineární analýza, která tvoří základ pro odhadovaný pokles pevnosti a modulu pružnosti, je pouze hrubá aproximace, alespoň co se týká závislosti pevnosti na poměru použitého recyklovaného kameniva. V porovnání použití jemného a hrubého recyklovaného kameniva, pokles pevnosti je méně významný, pokud je recyklovaným kamenivem nahrazen pouze hrubý štěrk (obr. 10). Při porovnání kolísání pevnosti betonu s recyklovaným jemným i hrubým kamenivem a betonu z přírodního ka52

Current trend curve Aktuelle Trendlinie

10 110

Rel. e modulus [%] Rel. E-Modul [%]

jeme-li např. tlakovou pevnost (pro kterou je pórovitost jeden z nejzávažnějších parametrů, který ji může ovlivnit), zvýšená pórovitost, která je důsledkem většího podílu staré cementové pasty, je hlavním faktorem snižujícím pevnost betonu. Naopak, pórovitost a struktury hydroxidu vápenatého zvyšující pevnost struktury cementové pasty jsou významným faktorem s vlivem na modul pružnosti a výsledky působení jsou v tomto případě výraznější.

[Jianzhuang 2005]

100

[Etxeberria 2006]

90

[Etxeberria 2007] [Gonzalez-Fonteboa 2011]

80

[Chakradhara Rao 2011] 70 [Ajdukiewicz 2002] 60


50

2003 trend curve Trendlinie 2003

[Boedefeld 2011, w/z =0,55] Linear (Series3)

40 0

20

40

60

80

100

Recycled aggregate ratio [m.-%] Anteil rezyklierte Gesteinskörnung [Masse-%]

meniva se ukazuje, že kolísání naměřených pevností je u betonů z přírodního kameniva výrazně nižší. Na rozdíl od betonu z přírodního kameniva, beton z recyklovaného kameniva obsahuje dva typy cementové pasty: „novou“ pastu vytvářející pevnost betonu a „starou“ pastu, jejíž parametry, její složení, vodní součinitel a stupeň karbonatace, nejsou známé. Dále takové betony obsahují „staré“ kamenivo, jehož původ a vlastnosti také obvykle nejsou známé. Všechny složky, recyklované kamenivo, nová cementová pasta a nové kamenivo, mohou dohromady vytvořit celek, který může mít nečekané až škodlivé chemické reakce. Ve srovnání s betonem z přírodního kameniva, beton s recyklovaným kamenivem obecně zahrnuje významně vyšší počet faktorů, které mohou mít dopad na jeho trvanlivost. Ačkoliv tato skutečnost nemusí být nezbytně spojována s nepříznivým dopadem na trvanlivost, přináší více komplikací, pokud je ve specifikaci požadována dodávka betonu se stanovenou trvanlivostí. Protože byl učiněn předpoklad, že produkce

a užití betonu s recyklovaným kamenivem by nemělo vykazovat žádné rozdíly oproti betonu vyrobenému z přírodního kameniva, je užití recyklovaného kameniva v betonech v Německu omezeno pro určité pevnosti, expozice a vlhkost prostředí. DAfStb Praktická směrnice [48] specifikuje užití recyklovaného kameniva, jehož kvalita vyhovuje normě DIN 4226-100 [46] nebo jejím novelám [47]. Podle uvedené směrnice, hrubé kamenivo 1. typu (betonový štěrk) a 2. typu (štěrk z demolovaných konstrukcí) smí být použito pro výrobu betonu až do třídy betonu C30/37. Prof. Dr.-Ing. habil. Anette Müller IAB – Institute for Applied Construction Research Weimar, Německo e-mail: [email protected] První část textu článku byla poprvé publikována v časopise BFT International 04-2013, str. 78–92. Dokončení článku bude zařazeno do některého z následujících čísel časopisu.


❚

6/2013

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

❚

STANDARDS • QUALITY • CERTIFICATION

POROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ STATICKÉHO MODULU PRUŽNOSTI V TLAKU RŮZNÝCH RECEPTUR S HODNOTAMI UVEDENÝMI V ČSN 1992-1-1 ❚ COMPARISON OF MODULUS OF ELASTICITY RESULTS OF DIFFERENT CONCRETE RECIPES WITH VALUES IN ČSN 1992-1-1 Petr Huňka, Karel Kolář, Jiří Kolísko Článek tematicky navazuje na sérii článků o statickém modulu pružnosti v tlaku, které byly publikovány v posledních letech v časopise Beton TKS. V článku jsou uvedeny výsledky měření statického modulu pružnosti 183 receptur různých pevnostních tříd a srovnání naměřených hodnot s hodnotami uvedenými v ČSN EN 1992-1-1.

❚ The article

thematically continues in articles focused on the static modulus of elasticity, which were recently published in the Beton TKS journal. The paper presents the results of static modulus of elasticity of 183 recipes of different strength class of concrete and compares the measures values with the ČSN EN 1992-1-1.

V článcích [1 až 4] bylo opakovaně upozorněno na problematiku modulu pružnosti z pohledu nesouladu hodnot naměřených a směrných. Zejména v článku Vymazala a Misáka [4] byly uveřejněny výsledky praktických měření 130 receptur a jejich srovnání s hodnotami uvedenými v normě [5]. Obdobná měření jsou zejména v posledních šesti letech cíleně prováděna v Kloknerově ústavu ČVUT v Praze při kontrolních zkouškách pro stavební praxi. Zkoušené betony uvedené v tomto článku jsou používány pro betonové konstrukce zejména v Praze a jejím okolí. ZKOUŠKY

Pro zkoušky statického modulu pružnosti v tlaku jsou používány jako zkušební tělesa vždy tři válce o rozměrech 150 x 300 mm nebo tři trámce o rozměrech 100 x 100 x 400 mm. Uložení zkušebních těles je ve vodě až do termínu zkoušky (obvykle do stáří 28 dnů). Tlačné plochy válců jsou před zkouškou zakoncovány sirnou maltou. Z hlediska srovnání prezentovaných výsledků je příznivé, že se uvedené zkoušky v Kloknerově ústavu provádějí za velmi podobných okrajových podmínek, tzn. stejný pracovník, zatěžovací stroj, snímače deformací atd. Prezentované výsledky jsou tak zatíženy stejnou chybou. Podrobněji jsme o některých vlivech na stanovení hodnoty 6/2013

❚

statického modulu pružnosti v tlaku informovali v [6 a 7]. V grafu na obr. 1 jsou prezentovány výsledky modulu pružnosti v tlaku stanoveného na válcích 102 odlišných receptur různých pevnostních tříd. V grafu na obr. 2 jsou uvedeny výsledky modulu pružnosti v tlaku stanoveného na hranolech 81 odlišných receptur různých pevnostních tříd. Stejná pevnostní třída je v grafech vyjádřena stejnou barvou. V grafech na obr. 1 a 2 jsou dále výsledky modulu pružnosti v tlaku porovnány s hodnotami modulu pružnosti uvedenými v ČSN 1992-1-1 pro jednotlivé třídy pevnosti betonu. Z H O D N O C E N Í Z ÁV I S L O S T I MODULU PRUŽNOSTI NA PEVNOSTI

Z grafů na obr. 1 a 2 je již na první pohled patrné, že statické moduly pružnosti stanovené (na válcích resp. trámcích) pro stejnou pevnostní třídu betonu různých receptur se pohybují v širokých mezích. Na válcích je největší zaznamenaný rozdíl těžko uvěřitelných 20 GPa, a to pro pevnostní třídu C70/85. V celé řadě dalších případů jsou rozdíly „menší“ běžně okolo 10 GPa. V případě hodnot statického modulu pružnosti betonu stanovených na trámcích je největší zaznamenaný rozdíl 17,5 GPa a to pro pevnostní třídu C45/55, přičemž „běžné“ rozdíly jsou cca 10 GPa. Opět se zde projevuje nesoulad mezi normovými hodnotami uvedenými v [5] a hodnotami naměřenými ať už na válcích či trámcích tak, jak již bylo uvedeno v [1 až 4]. Prezentované grafy jasně dokazují závislost statického modulu pružnosti na konkrétním složení betonové směsi a dokládají, že neplatí zažitá závislost modulu a pevnosti betonu tak, jak je s ní uvažováno v ČSN EN 1992-1-1. VA R I A B I L I TA M O D U L U P R U Ž N O S T I J E D N É R E C E P T U RY BETONU

Uvedené výsledky zkoušek ukázaly, že pro jednu pevnostní třídu betonu může


být úpravou receptury dosaženo značně rozdílné hodnoty statického modulu pružnosti. Různorodost složení je dána výrazně širší škálou možností seskládání složek betonu oproti možnostem před rokem 1990. O tom, že je pevnost betonu konkrétní receptury v čase proměnná, se běžně ví a již při návrhu receptury je s touto skutečností počítáno – z toho důvodu mluvíme o charakteristické pevnosti. O rozptylu výsledků měření statického modulu pružnosti provedeného na jedné receptuře vyráběné v průběhu měsíců či roků (což se v praxi běžně děje) je informací výrazně méně. V grafu na obr. 3 jsou uvedeny výsledky padesáti měření statického modulu pružnosti betonu v tlaku (na válcích) jedné receptury používané pro výrobu předpínaných mostních nosníků. Tělesa byla vyrobena během září až listopadu roku 2011. Uspořádání zkoušek a okrajové podmínky jsou stejné jako u výše uvedených měření. Z H O D N O C E N Í VA R I A B I L I T Y J E D N É R E C E P T U RY B E T O N U

Prezentovaná receptura spadá do pevnostní třídy betonu C45/55, přičemž průměrná hodnota pevnosti betonu v tlaku padesáti válců po zkoušce modulu pružnosti ve stáří 28 dní je 63,2 MPa, směrodatná odchylka 9,5 MPa a variační součinitel 15 %. Průměrná hodnota statického modulu pružnosti betonu v tlaku ve stáří 28 dní stanovená z výsledků padesáti zkoušených válců vyrobených v období od září do listopadu roku 2011 je 42,7 GPa, směrodatná odchylka je 1,7 GPa a variační součinitel je 4 %. Z dalších měření provedených v akreditované zkušebně KÚ ČVUT v Praze na čtyřech různých recepturách (zkoušeno celkem přes 500 válců) máme ověřeno, že směrodatná odchylka při stanovení statického modulu pružnosti betonu v tlaku se běžně pohybuje v rozmezí 4 až 6 %. Je na zvážení každého projektanta, zda je uvedená hodnota směrodatné odchylky pro statické výpočty přijatelná. 53

❚



nota jeho statického modulu pružnosti mění. Pro hodnoty modulů uvedené v grafu (obr. 3) je směrodatná odchylka 1,7 GPa a variační součinitel 4 %. Tento jev je zcela přirozený a je dán proměnlivostí „šarží“ jednotlivých složek betonu používaných pro výrobu, byť jsou tyto složky označovány na dodacích listech stále stejně a odpovídají normovým požadavkům a technickým listům. Rovněž zde má svůj vliv samotná technologie výroby a zpracování betonové směsi potažmo zkušebních těles. Opět lze pouze doporučit u konstrukcí citlivých na hodnotu statického modulu pružnosti betonu v tlaku jeho předepsání projektantem a jeho průběžnou kontrolu.

Z ÁV Ě R

Výše uvedené výsledky zkoušek ukázaly, že pro jednu pevnostní třídu betonu receptur různých složení je dosaženo značně rozdílné hodnoty statického modulu pružnosti v tlaku. Zaznamenané rozdíly mohou být vyšší jak 10 GPa. Hodnoty v grafech (obr. 1 a 2) jasně dokazují závislost statického modulu pružnosti na konkrétním složení betonové směsi a dokládají, že neplatí zažitá přímá závislost modulu a pevnosti betonu v tlaku tak, jak je s ní uvažováno v [5]. Na tuto problematiku bylo opakovaně upozorněno v článcích [1 až 4]. Rovněž je třeba upozornit, že i pro jednu konkrétní recepturu betonu vyráběnou opakovaně v delším časovém období ze „stejných složek“ se hod1

Z hlediska skutečností uvedených v tomto článku a dále zejména v článcích [1 až 4, 6 až 8] si dovoluji upozornit na nutnost rozlišovat statické a dynamické moduly pružnosti betonu, uvědomit si existenci technologických a zkušebních vlivů, tzn. uvádět, jak a za jakých podmínek byl modul pružnosti stanoven. Včasnou komunikací zainteresovaných stran, tzn. investor, projektant, zhotovitel, dodavatel betonu a zkušebna, lze předejít celé řadě nedorozumění a nepříjemnostem spojeným nejen s problematikou modulu pružnosti betonu.

Příspěvek vznikl za podpory grantového projektu TAČR TA01010791.

Statický modul pružnosti v tlaku [GPa]

Závislost modulu pružnosti na válcové pevnosti v tlaku 52,5 47,5 42,5 37,5 32,5 27,5

ČSN EN 1992-1-1

22,5

Log. (modul – válec)

17,5 25

30

35

40

45 50

55

60

65

70

75

80

85

90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140

Pevnost v tlaku – válce [MPa] C 25/30

Obr. 3 Statický modul pružnosti betonu v tlaku stanovený na válcích ve stáří 28 dnů, jedna receptura vyráběná v průběhu tří měsíců ❚ Fig. 3 Static modulus of elasticity in compression measured on 28 days old cylinders, cylinders are made from the same concrete recipe during three months

54

C 35/45

C 40/50

C 45/55

C 50/60

C 55/67

C 60/75

C 70/85

C 80/95

C 100/115

C 110/130

Závislost modulu pružnosti na hranolové pevnosti v tlaku Statický modul pružnosti v tlaku [GPa]

Obr. 2 Statický modul pružnosti betonu v tlaku stanovený na trámcích různých pevnostních tříd betonu ❚ Fig. 2 Static modulus of elasticity in compression measured on prisms for different strength class of concrete

C 30/37

2 52,5 47,5 42,5 37,5 32,5

ČSN EN 1992-1-1

27,5

Log. (modul – trámec)

22,5 10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

180

Pevnost v tlaku – trámce [MPa] C 8/10

3

C 16/20

C 20/25

C 25/30

C 30/37

C 35/45

C 40/50

C 45/55

C 70/85

49 Statický modul pružnosti v tlaku [GPa]

Obr. 1 Statický modul pružnosti betonu v tlaku stanovený na válcích z různých pevnostních tříd betonu ❚ Fig. 1 Static modulus of elasticity in compression measured on cylinders for different strength class of concrete

C 80/95

C 100/115

C 130/150

Modul pružnosti Průměrná hodnota

47

Směrodatná odchylka

45 43 41 39 37 3.9.

10.9.

17.9.

24.9.

1.10.

8.10.

15.10.

22.10. 29.10.

5.11.

12.11.

19.11.

26.11.

Datum výroby


❚

6/2013


❚

STANDARDS • QUALITY • CERTIFICATION Ing. Petr Huňka

Literatura: [1]

Vašková J., Števula M., Veselý V.: Modul pružnosti automaticky? Beton TKS 6/2007, str. 57–59

[2]

Teplý B.: Ještě k modulu pružnosti Beton TKS 1/2008, str. 74–75

[3]

[4]

[5]

Rieger P., Štěrba A.: Znovu k údajným problémům s modulem pružnosti betonu, možnost specifikace dle změny Z3 ČSN EN 206-1, Beton TKS 4/2009, str. 88–91 Misák P., Vymazal T.: Modul pružnosti vs. pevnost v tlaku, Beton TKS 2/2009, str. 58–59 ČSN EN 1992-1-1 Eurokód 2: Navrhování betonových konstrukcí – Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby

tel.: 224 353 521

[6]

[7]

[8]

Huňka P., Kolísko J.: Studium vlivu tvaru, velikosti a způsobu přípravy zkušebního tělesa na výsledek zkoušky statického modulu pružnosti v tlaku, Beton TKS 1/2011, str. 69–71 Huňka P., Kolísko J., Řeháček S., Vokáč M.: Zkušební a technologické vlivy na modul pružnosti betonu – rekapitulace, Beton TKS 4/2012, str. 62–67 Cikrle P., Huňka P.: Porovnání metodik zkoušení modulu pružnosti betonu, Sb. konf. Technologie, provádění a kontrola betonových konstrukcí 2006, ISBN 80-903502-4-0, ČBS ČSSI, Praha, 2006

e-mail: [email protected] Doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D. tel.: 224 353 545 e-mail: [email protected] oba: Kloknerův ústav ČVUT v Praze Šolínova 7, 166 08 Praha www.klok.cvut.cz

Doc. Ing. Karel Kolář, CSc. Fakulta stavební, ČVUT v Praze Thákurova 7, 166 29 Praha tel.: 224 354 376 e-mail: [email protected] www.fsv.cvut.cz

ČTVRTÁ ZMĚNA ČSN EN 206-1 Po pěti letech a pěti měsících přichází další Změna normy pro specifikaci, vlastnosti, výrobu a posuzování shody betonu. 1. října 2013 byla vydána Změna Z4 ČSN EN 206-1.

CO SE MĚNÍ? V zásadě jde o tři druhy úprav: • formální, týkající se odkazů na jiné dokumenty a jejich části (např. na ČSN EN 197-1 ed. 2), • zrušení Tabulky F.2 pro stoletou životnost staveb. Tato tabulka byla převzata a implementována do Změny 3 z TKP 17 v roce 2008 v naději, že by pak v blízké budoucnosti mohla z TKP 17 „vypadnout“ a dojít tak k jejich zjednodušení. Tyto naděje bohužel nebyly naplněny a došlo tedy k duplikaci této tabulky v několika dokumentech.

• změna Tabulky F.4 věnující se použitelnosti cementů pro různé stupně vlivu prostředí. Zde došlo k mírnému rozšíření možností použití některých cementů v souvislosti s ČSN EN 197-1 ed. 2. P L AT N O S T ? P Ů S O B N O S T ? Změna 4 ČSN EN 206-1 mění Změnu 3, tzn. že ji nenahrazuje. BUDOUCNOST? V létě příštího roku by měla být k dispozici česká verze EN 206. Jejím vydáním se, pravděpodobně, s nějakou přechodnou dobou, zruší původní ČSN EN 206-1, a tím i všechny její Změny. Je zřejmé, že pro praxi je celá situace málo přehledná a srozumitelná. To je také důvod, proč jsem se rozhodl napsat tento krátký článek.

Ing. Michal Števula, Ph.D. tajemník Svazu výrobců betonu ČR (Centrum technické normalizace)

Firemní prezentace

PROČ? V předchozích několika letech se v CENu (Comité Européen de Normalisation – Evropský výbor pro normalizaci) připravovala úprava, revize a doplnění EN 197-1 Cement – Část 1: Složení, specifikace a kritéria shody cementů pro obecné použití. Souběžně s tímto dokumentem se zpracovávala i revize EN 206-1 Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda. Že jsou oba dokumenty na sebe velmi úzce navázány, je zřejmé. Původním záměrem bylo vydat je oba ve stejný okamžik – staré verze by byly zrušeny a nahrazeny novými. Bohužel se práce na EN 206 (nové označení revidované EN 206-1) zpozdily o více než dva roky. V důsledku toho vyšla evropská EN 197-1: 2011 v druhé polovině ro-

ku 2011, česká ČSN EN 197-1 ed. 2 (cement) pak v dubnu 2012, přičemž evropská EN 206 (beton), a tudíž i česká ČSN EN 206, byly v nedohlednu. A protože nová ČSN EN 197-1 ed. 2 nebyla kompatibilní s dosud platnou ČSN EN 206-1, bylo nezbytné vydat její, již čtvrtou, Změnu. Z uvedeného vyplývá, že je to Změna původně neplánovaná a v podstatě nechtěná.

6/2013

❚


55


❚


TRVANLIVOST: EN 206 – KONCEPT K-HODNOTY – MODELOVÁNÍ ❚ DURABILITY: EN 206 – K-VALUE CONCEPT – MODELLING Markéta Chromá, Pavla Rovnaníková, Břetislav Teplý Výhody či nevýhody preskriptivních a performance-based postupů jsou relativně málo diskutovány. Je to patrné zejména při úlohách specifikace či posuzování betonu s příměsmi II. druhu s ohledem na životnost. Předložený článek toto téma zpracovává s ohledem na evropskou normu EN 206 v původní i chystané revidované verzi a zabývá se zejména konceptem k-hodnoty a možnostmi modelování degradace betonu.

❚ The effectiveness of

prescriptive vs. performance-based concepts is rarely discussed. This is evident especially in cases of specification or assessment of concretes made from cement with additions of type II with regard to their durability. The paper deals with this issue considering Eurocode EN 206 and its coming revision together with the k-value concept and possibilities of concrete degradation modeling.

Problematika trvanlivosti nabývá v poslední době na významu, zejména v souvislosti s trvale udržitelným stavěním, otázkami nákladů životního cyklu staveb a s tzv. performance-based postupy (dále jen PB postupy) navrhování betonových konstrukcí [1]. Je to zřejmé i z nových mezinárodních dokumentů ISO 16204 [2] a fib Model Code 2010 [3], kde je mj. také zdůrazňován pravděpodobnostní přístup. Trvanlivost a spolehlivost konstrukcí patří mezi základní vlastnosti konstrukce, které mohou mít výrazné ekonomické důsledky. V současné praxi této problematice není věnována patřičná pozornost. V souvislosti s navrhováním betonových konstrukcí je oprávněně připomínáno, že jednou z možností snižování produkce CO2 je náhrada portlandského cementu pucolánově nebo hydraulicky reagujícími příměsmi (Supplementary Cementing Materials – SCM), jako jsou popílky, strusky, zeolity, popely, pálené jíly, obecně reaktivní aluminosilikáty [1]. Jejich použití má dopad na vlastnosti betonu, mj. i na jeho odolnost proti agresivním účinkům okolního prostředí. V ČSN EN 206-1 [4] jsou tyto materiály charakterizovány jako příměsi II. druhu. Předkládaný článek se zabývá problematikou trvanlivosti betonů vyrobených s těmito příměsmi a diskutuje se zejména performance-based přístup a použití koncepce k-hodnoty v pů56

vodní [4] i revidované verzi [5] uvedené euronormy. Příspěvek poukazuje také na možnosti a výhody výpočetního modelování, zejména při prognózování postupu degradace a při posuzování životnosti betonových konstrukcí. Některé souvislosti byly již autory pojednány dříve, např. v lit. [6] a [7]. Připomeňme, že oproti výše zmíněným PB postupům jsou doposud dominantní tradiční postupy preskriptivní. V úvodu dokumentu [5] je např. uvedeno (volně přeloženo): „Jestliže beton je ve shodě s mezními hodnotami, předpokládá se, že v konstrukci pak splňuje požadavky na trvanlivost v daném prostředí... Jako alternativní k preskriptivním konceptům mezních hodnot jsou ve vývoji PB koncepty“. Mezními hodnotami jsou v těchto souvislostech v lit. [4] a [5] míněny údaje tabulky F.1, tj. maximální hodnoty vodního součinitele a minimálního množství cementu ve vztahu k expoziční třídě. Naproti tomu PB koncepty požadují přímý návrh složení směsi pro výrobu betonu ve smyslu požadovaných vlastností – např. pevnosti, odolnosti proti zmrazovacím cyklům, proti průniku chloridů apod. Použití PB přístupů není omezeno jen na specifikaci betonu, ale velmi dobře se může uplatnit při navrhování či posuzování betonových konstrukcí na trvanlivost (např. při ověřování životnosti a spolehlivosti pro různé mezní stavy). KONCEPCE k-HODNOTY

Je známo, že vodní součinitel w/c v případě směsných cementů není vhodný pro predikci vlastností betonu. Proto byl již v roce 1967 navržen alternativní koncept tzv. efektivního vodního součinitele (w/c)eff [8]: (w/c)eff = voda/(cement + + k × SCM)

(1)

aplikovaný nejprve pouze na pevnost betonu. V tomto vztahu k-hodnota zohledňuje účinnost příměsi, závisí mj. na druhu a množství SCM v betonu a liší se též podle vlastnosti, ke které se vztahuje (pevnost betonu, karbonatace, působení chloridů). Pro vlastnosti betonu popisující jeho trvanlivost je k-hodnota studována teprve v posledních letech. Její koncepce je také začleněna do normy [4] a [5]. V čl. 5.2.5.2 je definována jako pre-

skriptivní koncept, kdy množství (cement + k × SCM) nesmí být menší než minimální množství cementu požadované pro danou expoziční třídu. Ve zprávě CEN [9], která zřejmě bude vydána jako doprovodný dokument revidované EN 206, jsou pro popílek (FA) a pro mikrosiliku (SF) diskutovány takové hodnoty součinitele k, o kterých je doloženo, že jsou „bezpečné“ i pro požadavky na trvanlivost. Pro použití vysokopecní strusky (GBFS) se jedná jen o hodnoty doporučené. Tyto hodnoty jsou proto zařazeny do [5]. Z výsledků průzkumu ve dvanácti zemích vyplývá [9], že doporučované k-hodnoty se dosti výrazně liší a zdá se, že v souvislosti s úlohami ověřování životnosti s pomocí k-koncepce vyvstává v běžné praxi řada otazníků. Také z několika dalších pramenů je zřejmý velký rozsah k-hodnot, ke kterým různí autoři dospěli. Rozsah získaných k-hodnot z řady zdrojů je shrnut v tab. 1 (v zájmu úspory místa bez konkrétních odkazů na použité parametry). Současně připomeňme, že k-hodnoty indikované v [5] mají prostřednictvím efektivního vodního součinitele sloužit jen pro ověření limitních, preskriptivních doporučení uvedených v Tab. F.1. V řadě prací bylo také ukázáno, že k-hodnota kromě typu SCM a druhu degradace závisí též na chemickém složení použité příměsi, její interakci s cementem a na její mikrostruktuře. Byla zaznamenána také závislost na čase, době a způsobu ošetřování betonu a na expozičních podmínkách. Stanovit či experimentálně ověřit všechny relevantní varianty by bylo zřejmě neproveditelné. Doplňme ještě, že při zohledňování trvanlivosti je nutno pracovat s požadovanou životností a úrovní spolehlivosti (zadanou hodnotou indexu spolehlivosti β) vztaženou k příslušnému meznímu stavu [11]. PERFORMANCE-BASED PŘÍSTUPY

V apendixu J původního znění normy [4] je pro návrh betonu z hlediska trvanlivosti zmiňována také alternativní možnost – použití metod, založených na analytických modelech, které byly porovnány s výsledky zkoušek, reprezentujících skutečné podmínky v praxi (jedná se tedy o PB postup). V novém


❚

6/2013


znění normy [5] tato možnost již nebude explicitně uvedena. Jistým způsobem je to nahrazeno v části 5.2.5, kde je uvedeno „Příměsi druhu II ... mohou být ve složení směsi uvažovány ... jestliže jejich vhodnost byla prokázána některým z konceptů ...“. V této souvislosti jsou uvedeny tři koncepty: • koncept k-hodnoty; • ekvivalentní koncepce posouzení vlastností betonu (používá se zkratka ECPC) • ekvivalentní koncepce posouzení kombinace (EPCC). Při použití ECPC se musí prokázat, že beton má při interakci s prostředím trvanlivostní vlastnosti ekvivalentní s referenčním betonem. Podobně koncept EPCC porovnává vlastnosti betonu kombinujícího různé cementy s příměsmi s betonem připraveným z portlandského cementu. Podrobnosti o těchto dvou PB konceptech lze nalézt ve zprávě [9]. ECPC i EPCC jsou sice PB přístupy, ale jsou založeny na časově náročných laboratorních zkouškách betonových vzorků; nezdají se tedy příliš schůdné v praxi, kdy je často nutno operativně rozhodovat o různých variantách, což je v řadě případů možné s výhodou provádět pomocí modelování a simulačních technik. Možnost používání metod založených na analytických modelech je ale jistým způsobem zachována i v [5] v sekci 5.3.2. v Pozn. 3: „…Poučení o tom, jak interpretovat životnost a jak ověřovat mezní hodnoty pro betonové směsi … lze nalézt v ISO 16204“ [2]. Tento dokument, zmíněný již v úvodu, uvádí čtyři úrovně pro navrhování na životnost s danou či ověřovanou mírou spolehlivosti. Přehled k-hodnot

Tab. 1

Popílek (FA)

0,43 až 1,5 0,3 až 0,8

Křemičité úlety (SF)

2,4 až 3

Vysokopecní 0,55 až 1,05 struska (GBFS) ❚

0,3

–

Úroveň 1 je plně pravděpodobnostní metoda zahrnující pravděpodobnostní degradační modely, posuzování mezních stavů a jedná se pochopitelně o performance-based přístup. Je nutno poznamenat, že norma [2] vychází z obecnějšího, materiálově nezávislého dokumentu ISO 13823 [10] a rovněž dokumentu fib Model Code [3] specializovaného již na betonové konstrukce. K A R B O N ATA C E B E T O N U – M O D E L O VÁ N Í , P Ř Í K L A D

Vzhledem k právě uvedeným důvodům je další text věnován modelování degradačních procesů. Pro hodnocení důsledků možné degradace nově navrhovaných i v provozu již existujících betonových konstrukcí může posloužit program FReET-D. Zahrnuje modelování karbonatace, působení chloridů, důsledků koroze výztuže, působení kyselin a dalších degradačních procesů. Celkem obsahuje třicet dva modely (vč. modelů dle [3]), tj. často zaznamenávané způsoby degradace vyvolané působením vnějších vlivů na železobetonové konstrukce. Jedná se většinou o jednoduché 1D modely přejaté z literatury, opřené o výsledky testů a verifikaci pomocí reálných případů. Modely byly převedeny do pravděpodobnostní formy a uvedený program pak mj. zahrnuje statistickou, citlivostní i pravděpodobnostní analýzu s volitelnou možností mezních podmínek. Při posuzování stávajících konstrukcí lze také získat zpřesnění statistických parametrů výsledků s ohledem na aktuální stav (pomocí dat získaných přímo měřením na konstrukci či monitorováním) – tzv. Bayessovský updating. Velmi jednoduše lze realizovat para-

metrické studie a zohlednit případnou statistickou závislost vstupních veličin. FReET-D je modulem nadřazeného softwaru FReET (http://www.freet.cz/). Jako ukázku modelování degradačních procesů pomocí zmíněného softwaru uvádíme příklad zaměřený na karbonataci betonu. Karbonatace betonu je chemický proces způsobený reakcí oxidu uhličitého se složkami cementového tmelu. Tento proces v konečné fázi vede až k depasivaci a následné korozi výztuže. Během karbonatace totiž dochází k postupnému snižování pH pórového roztoku a postoupí-li linie (čelo) takto zkarbonatované povrchové vrstvy betonu až k výztuži (tj. zasáhne celou krycí vrstvu), dojde k destabilizaci ochranné (pasivační) vrstvy na povrchu výztuže, tzn. že dochází k depasivaci výztuže, která pak může začít v přítomnosti kyslíku a vlhkosti korodovat. Ověření správnosti numerického modelu a rovněž vhodné k-hodnoty je možné dosáhnout porovnáním s výsledky laboratorních experimentů, nebo ještě lépe s dostatečně věrohodnými výsledky měření hloubky karbonatace na existujících konstrukcích v reálném prostředí. Srovnání středních hodnot hloubky karbonatace obdržených experimentálně [12] s hodnotami predikovanými pomocí modelů je uvedeno v tab. 2. Experimentálně zjištěné střední hodnoty hloubky karbonatace byly získány pomocí krátkodobého zrychleného testu provedeného v karbonatační komoře se zvýšeným obsahem CO2 (20 obj. %), při teplotě 20 °C a relativní vlhkosti 70 %. Pro predikci středních hodnot hloubek karbonatace byly využity dva modely zakomponované ve FReETu-D:

Summary of k-values

Rozsah hodnot zaznamenaných v literatuře KarboPůsobení Pevnost natace chloridů

Typ příměsi

6/2013

❚


EN 206 [5]

k = 0,4 pro CEM I FA/cement ≤ 0,33 0,06 až 3 k = 0,4 pro CEM II/A FA/cement ≤ 0,25 k = 2 w/(c + k SF) ≤ 0,45 SF/cement ≤ 0,11 6 k = 1 pro exp. třídy XC, XF w/(c + k SF) > 0,45 SF/cement ≤ 0,11 k = 0,6 pro CEM I a CEM II/A 1,3 až 1,9 GBFS/cement ≤ 1

Firemní prezentace

Tab. 1

❚


57

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE • model dle Papadakise [13], kde je

k-hodnota jedním ze vstupních parametrů (model a), • model dle Jianga [12], kde k-hodnota není vstupním parametrem (model b). Hodnoty vstupních parametrů pro oba modely byly zadány v souladu s experimentálními podmínkami a složením vzorků použitých v experimentu Jiangem a kol. [12] a jsou shrnuty v tab. 3. Vzhledem k tomu, že autoři použili jako příměs křemičitý popílek (obsahující 3,69 % CaO), byly zvoleny tři varianty k-hodnoty: • k = 0,2 jak je doporučeno v původním znění normy pro složení a vlastnosti betonu EN 206 [4] v případě použití popílku a cementu typu CEM I 32,5, • k = 0,4 jak je doporučeno v novém znění normy EN 206 [5], • k = 0,5 jak bylo experimentálně zjištěno Papadakisem [13]. V případě modelu a, který využívá koncepce k-hodnoty, byla zjištěna největší shoda s experimentálně naměřenými hodnotami hloubky karbonatace při použití Papadakisem experimentálně určené k-hodnoty (k = 0,5) [13]. Z uvedeného tedy vyplývá, že k-hodnota doporučená normou EN 206-1 (k = 0,2 [4], k = 0,4 [5]) byla pravděpodobně vyvinuta pro účely pevností betonu. Jak bylo zmíněno dříve, tato hodnota se mj. liší též podle vlastnosti, ke které se vztahuje (pevnost betonu, odolnost proti karbonataci, či působení chloridů), proto pravděpodobně použití k-hodnot z normy neposkytuje při výpočtu výsledky odpovídající experimentu. V obou případech jsou při použití k-hodnoty z EN 206 [4, 5] vypočteny vyšší hodnoty hloubky karbonatace než experimentálně určené. Z uvedeného vyplývá, že software FReET-D může být podobným způsobem využit mj. pro částečnou verifikaci „problematických“ vstupních parametrů (v tomto případě k-hodnoty), které pak lze následně použít k modelování karbonatace betonu s podobným složením. V případě modelu b (bez použití k-hodnoty jako vstupní veličiny) bylo dosaženo nejbližších výsledků ve srovnání s experimentálně zjištěnými hodnotami (tab. 2). Vzhledem k tomu, že vstupní parametry obou modelů (tab. 3) lze zadávat jako proměnné veličiny, lze pro výstupní hloubky karbonatace obdržet 58

❚


Tab. 2 Predikované a experimentálně určené hloubky karbonatace experimentally observed carbonation depths

14

28

Tab. 3

Tab. 2

Predicted and

Experimentálně určená model a (k = 0,2) model a (k = 0,4) model a (k = 0,5) model b Experimentálně určená model a (k = 0,2) model a (k = 0,4)

Hloubka karbonatace – střední hodnota [mm] 13 21,6 14,7 12,1 9,7 16 30,6 20,8

model a (k = 0,5)

17,1

10,5

model b Experimentálně určená model a (k = 0,2) model a (k = 0,4) model a (k = 0,5) model b

13,3 18 43,3 29,4 24,2 18,2

21,7 – 9,2 9,9 10,4 21,5

Tab. 3

Input parameters for models

Čas [dny]

7

❚

Vstupní parametry pro modely

Vstupní veličina [jednotka]

❚

PDF deterministické

Čas [roky] 3

Množství CO2 v okolní atmosféře [mg/m ] Relativní vlhkost [%] Množství cementu [kg/m3] Množství vody [kg/m3] Množství popílku [kg/m3] 3

Objemová hmotnost cementu [kg/m ] k-hodnota [-] Stupeň hydratace cementu [-]

Hmotnostní procenta CaO v cementu [%]

Hmotnostní procenta SiO2 v cementu [%]

Hmotnostní procenta Al2O3 v cementu [%]

Hmotnostní procenta Fe2O3 v cementu [%]

Hmotnostní procenta SO3 v cementu [%]

Stupeň hydratace popílku [-]

Hmotnostní procenta CaO v popílku [%]

Hmotnostní procenta SiO2 v popílku [%]

Hmotnostní procenta Al2O3 v popílku [%]

Hmotnostní procenta Fe2O3 v popílku [%] Hmotnostní procenta SO3 v popílku [%] Parametr zohledňující vliv pórového systému betonu

normální beta (a = 0, b = 100) normální normální lognormální (2 par) normální deterministické normální (oboustranně ohraničené) normální (oboustranně ohraničené) normální (oboustranně ohraničené) normální (oboustranně ohraničené) normální (oboustranně ohraničené) normální (oboustranně ohraničené) normální (oboustranně ohraničené) normální (oboustranně ohraničené) normální (oboustranně ohraničené) normální (oboustranně ohraničené) normální (oboustranně ohraničené) lognormální (2 par) deterministické

COV [%]

PDF

– 9,2 9,9 10,5 21,6 – 9,2 9,9

– gamma (2 par) lognormální (3 par) lognormální (2 par) lognormální (3 par) – normální normální normální (jednostranně ohraničené) lognormální (3 par) – Weibull max (3 par) beta lognormální (3 par) Weibull min (3par)

Střední hodnota 0,0192, 0,0383 a 0,0767 3,6667 × 105

COV [%]

Model

12

a, b

a, b

70

7

a, b

150 127

3 3

a, b a, b

183

1

a, b

3 100 0,2, 0,4 a 0,5 0,83 (7 dní) 0,85 (14 dní) 0,88 (28 dní)

2 -

a a

5

b

63,78

5

b

21,45

5

b

4,68

5

b

6,15

5

b

1,08

5

b

0,16 (7 dní) 0,17 (14 dní) 0,19 (28 dní)

5

b

3,69

5

b

44,98

5

b

30,08

5

b

13,92

5

b

0,15

5

b

2,1

-

b


❚

6/2013


jejich rozptyl, což může mnohem lépe postihnout reálné chování. Např. v případě modelu b je rozptyl hloubky karbonatace popsaný variačním koeficientem COV = 21,5 %, tj. např. pro stáří betonu 28 dní spadá přibližně 70 % možných realizací hloubky karbonatace do intervalu mezi 14,3 až 22,1 mm. Pomocí uvedeného softwaru lze pro hloubku karbonace též automaticky určit nejbližší pravděpodobnostní distribuční funkci (PDF) pomocí Kolmogorova-Smirnova testu (tab. 2). Z ÁV Ě R E Č N É P O Z N Á M K Y

Předložený článek pojednává o problematice preskriptivních a performan-

❚


ce-based postupů při úlohách specifikace či posuzování betonu s příměsmi II. druhu s ohledem na životnost. Vychází se z normy EN 206 a je diskutován zejména koncept k-hodnoty a možnosti modelování, přičemž se připomíná okolnost, že součinitel k zohledňující účinnost příměsi závisí kromě typu SCM též na druhu degradace a řadě dalších okolností. Nalezení hodnot vhodných pro všechny situace je prakticky nemožné a v textu se dokládá, že výpočetní modelování degradačního efektu může být schůdnou cestou. Připomeňme také, že dlouhodobé zkušenosti a dobře dokumentovaná dlouhodobá měření degradace be-

tonových vzorků/konstrukčních prvků vyrobených s SCM téměř neexistují. Jedním z důvodů je skutečnost, že se některé druhy příměsí začaly používat až v nedávných letech. Také výsledky zrychlených testů neposkytují záruku realistického obrazu dlouhodobé skutečnosti. Modelování může proto posloužit jako schůdná alternativa. Jestliže existuje vhodný a dostatečně obecný softwarový nástroj, je možno modely používat v praxi, další pak testovat či vyvíjet. Euronorma EN 206 k tomu jistý návod poskytuje, i když ne příliš jasně a jednoznačně. Tento článek byl finančně podpořen grantem P104/12/0308 Grantové Agentury ČR. Autoři děkují rovněž Ing. Michalu Števulovi,

[8]

[9]

[10] [11] [12]

[13]

Concrete, Brno, Czech Republic, 2005, 216–223 Smith I. A.: The design of fly-ash concretes, Proc. of the Institution of Civil Engineers, 36 (1967), 769–790 CEN/TC 104/SC 1 N 717: Use of k-value concept, equivalent concrete performance concept and equivalent performance of combinations concept, CEN Technical report, TG5-170, October 26th 2011 ISO 13823: General Principles on the Design of Structures for Durability, 2008 Teplý B.: Jsou již mezní stavy uzavřenou kapitolou? Konstrukce 3/2005, 10–11 Jiang L., Lin B., Cai Y.: A model for predicting carbonation of high-volume fly ash concrete, Cement and Concrete Research, 30 (2000) 699–702 Papadakis V. G.: Effect of supplementary cementing materials on concrete resistance against carbonation and chloride ingress, Cement and Concrete Research 30 (2000) 291–299

Ph.D., za zapůjčení některých vědeckých materiálů.

RNDr. Markéta Chromá, Ph.D. e-mail: [email protected]

prof. RNDr. Pavla Rovnaníková, CSc. e-mail: [email protected]

prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc. e-mail: [email protected] všichni: Fakulta stavební VUT v Brně

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Firemní prezentace

Literatura: [1] Teplý B.: Performance-based navrhování betonových konstrukcí a specifikace betonu, Beton TKS 2/2009, s. 42–45 [2] ISO 16204: Durability – Service life design of concrete structures, 2012 [3] fib Draft Model Code 2010, fib Bulletins No. 65 and 66, International Federation for Structural Concrete, Lausanne, Switzerland, 2012 [4] ČSN EN 206-1 (2001) Beton, Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda (vč. změn Z1 až Z3) [5] prEN 206: Concrete – Specification, performance, production and conformity, Final Draft European Standard, 2013 [6] Rovnaníková P., Teplý B.: Obsah hydroxidu vápenatého v betonech se silikátovými příměsmi – důležitý faktor při posuzování životnosti betonových konstrukcí, Beton TKS 2/2009, s. 38–41 [7] Chromá M., Pernica F., Teplý B.: Blended cements, durability and reliability of concrete structures, Proc. 2nd Inter. Symp. Non-Traditional Cement and

6/2013

❚


59

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

NADPIS CESKY VLADIMÍR KŘÍSTEK ❚ 75 NADPIS LET AGLICKY V polovině října 2013 se dožil sedmdesáti pěti let prof. Ing. Vladimír Křístek, DrSc., FEng., zakládající člen a člen Rady Inženýrské akademie České republiky, profesor Katedry betonových a zděných konstrukcí Stavební fakulty ČVUT v Praze. Ke stavebnictví se dostal pouhou náhodou, když mu po dokončení základní školy bylo, jako synu příslušníka československých legií v Rusku, znemožněno studovat na gymnáziu s cílem věnovat se matematice a fyzice. Jediným vhodným a schůdným řešením byla průmyslová škola a poté stavební fakulta, kterou vystudoval s vyznamenáním. V souladu se svým teoretickým zaměřením nastoupil jako asistent na katedru mechaniky, a současně za několik měsíců zvládl vědeckou aspiranturu včetně disertační práce. Tato rychlost vzbudila nelibost tehdejšího vedení katedry mechaniky, takže přešel na katedru betonových konstrukcí a mostů, kde ještě před dosažením třicítky předložil habilitační práci a byl následně jmenován docentem. V dalších několika letech vydal dvě knižní monografie, uveřejnil řadu původních článků, mezi nimi několik v zahraničí (což v té době nebylo vůbec jednoduché), měl vyzvanou přednášku na celosvětovém kongresu a předložil disertační práci pro získání tehdejší nejvyšší kvalifikace doktora věd (DrSc.). Z politických důvodů byla obhajoba zdržována, avšak přesto byl po dlouhá léta jedním z nejmladších nositelů této vědecké hodnosti. Též jmenování profesorem se z politických důvodů protáhlo na několik let. Po změně režimu v roce 1989 byl jako naprostá výjimka: profesor nestraník, povolán do funkce proděkana fakulty a do funkce vedoucího katedry, kterou zastával 15 let. Počet jeho publikací přesahuje číslo 700 (včetně jedenácti knižních monografií), z toho značná část v zahraničí. V rámci rozsáhlé mezinárodní spolupráce, jako Visiting Professor a výzkumný pracovník několikrát pracovně pobýval v USA, Velké Británii, Německu, Finsku a Itálii. Na zahraničních univerzitách pronesl na základě pozvání desítky přednášek a byl též přednášejícím několika mezinárodních postgraduálních škol. Opakovaně působil jako funkcionář mnoha konferencí (generální reportér konference, předseda zasedání konference, člen vědeckého výboru konference apod.). Dosáhl řady vysokých ocenění: dvakrát Státní cenu (za rozvoj metod analýzy komorových mostů a za přínosy ve výzkumu vlivů objemových změn betonu), dvakrát medaili Ministerstva školství mládeže a tělovýchovy, dvakrát Cenu ČSAV, dvakrát Felberovu medaili ČVUT. Jeho nejzávažnější původní přínosy spočívají zejména ve vytvoření a rozvoji: • teorie prostorového působení komorových nosníků, • teorie lomenic pro aplikace v inženýrském a zejména mostním stavitelství, která byla po řadu let nejpoužívanějším postupem při statických výpočtech mostů, • inženýrské relaxační metody pro analýzu vlivu dotvarování betonu na vývoj namáhání konstrukcí měnících během výstavby statický systém – tato metoda je jádrem dosud stále oblíbeného programu TM18 vytvořeného Ing. I. Sitařem, CSc., 60

• teorie tlačených štíhlých betonových prvků respektující materiálovou a geometrickou nelinearitu (ve spolupráci s prof. L. Jandou, prof. J. Procházkou a doc. M. Kvasničkou), • teorie stability tlačených pásů komorových mostů (ve spolupráci s prof. M. Škaloudem), • teorie projevů smykového namáhání komorových nosníků, zejména ochabnutí smykem. V posledním období se zabývá také problematikou nadměrných a v čase narůstajících průhybů mostů velkých rozpětí z předpjatého betonu. Se svými spolupracovníky prokázal, že nejen výstižné vyjádření vývoje dotvarování betonu je podmínkou úspěšné predikce vývoje deformací; významné je i diferenční smršťování, projevy smykových deformací a uspořádání předpětí. Prokázalo se též, že předpětí, které je účinné pro redukci průhybů, není svými intenzitami ani uspořádáním obecně shodné s předpětím účinným pro redukci napětí v průřezech a naopak. Předepnout konstrukci správně neznamená co nejvíce, ale inteligentně tak, aby bylo vyhověno oběma úrovním posuzování. Dalším nedávným přínosem je analytické řešení vlivu dotvarování betonu při změnách statického systému půdorysně zakřivených mostů. Pro výpočty komorových mostů v půdorysném zakřivení chyběly nejen programy, ale i základní teoretické rozvahy a analýzy, zejména zhodnocení závažnosti změn statického systému v průběhu výstavby. Jde o jeden stupeň vyšší úroveň redistribuce vnitřních sil v konstrukci, neboť probíhá nejen v rámci ohybových účinků jako u přímých mostů, ale do interakce vstupují i krouticí účinky. Jedním z aktuálních témat jeho zájmu je problematika singulárních oblastí mostů a ztrát předpětí – prokazuje se, že pro popis reálného vývoje ztrát předpětí je nutno opustit výpočty nosníkového typu se základním předpokladem, že průřezy po deformaci konstrukce zůstávají rovinné a kolmé k průhybové čáře. Z dalších aktivit Vladimíra Křístka je možno připomenout zásadní zásluhy v řešení sporů o nejvhodnější přístup k opravě Karlova mostu v Praze, kde jako předseda Pracovní expertní skupiny jmenované primátorem spolupracoval na analýze této mimořádně exponované konstrukce a významně se zasloužil o prosazení památkově šetrného a nejvýstižnějšími materiálovými modely prověřeného optimálního řešení opravy. Prof. Vladimír Křístek je též zapojen do výzkumu řady velmi aktuálních problémů některých projektovaných nebo realizovaných mostních konstrukcí, např. konstrukcí ekoduktů, nebo výskytu a rozvoje poruch indikovaných ve svarech lamelových pásnic nosné konstrukce mostu přes Lochkovské údolí a jejich závažnosti pro bezpečnost konstrukce v průběhu jejího předpokládaného životního cyklu. Prof. Vladimír Křístek stále aktivně působí na Katedře betonových a zděných konstrukcí pražské Stavební fakulty. Podílí se na řešení grantových projektů a zejména úzce spolupracuje s doktorandy. Je vždy připraven kdykoli pomoci radou i podporou v zájmu pokroku a prosazení účelných řešení. Patří mezi vynikající odborníky s lidským přístupem k studentům i starším spolupracovníkům. Proto jsou jeho rady a služby velmi žádány a využívány. Do dalších let mu přejeme pevné zdraví, hodně štěstí a příznivé podmínky pro další činnost a úspěšnou tvůrčí práci.

Jan L. Vítek a Jan Vítek


❚

6/2013

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

PROF. ING. TOMÁŠ VANĚK, DRSC., ZEMŘEL Profesor Tomáš Vaněk (*17. 1. 1936, †17. 11. 2013) se narodil v Chodově na Domažlicku. Vyučil se tesařem a své manuální zručnosti si následně doplnil studiem na Střední průmyslové škole tesařské ve Volyni. V letech 1953 až 1958 studoval Fakultu inženýrského stavitelství ČVUT v Praze a již v listopadu 1958 nastoupil jako asistent profesora K. Hrubana na tehdejším Ústavu betonových konstrukcí. Jako začínající asistent pracoval souběžně po několik let jako projektant na částečný úvazek v n. p. Armabeton a n. p. Inženýrské a průmyslové stavby. V roce 1972 obhájil na fakultě stavební kandidátskou disertační práci, která se zabývala rekonstrukcemi staveb a která dala zásadní směr jeho odborné činnosti. V roce 1977 byl jmenován docentem, v roce 1987 mu byla udělena vědecká hodnost doktora technických věd a v roce 1988 byl jmenován řádným profesorem. Vedl diplomové projekty a školil početnou řadu doktorandů, kterým dal do vínku pracovitost, jež mu byla tak vlastní. V letech 1981 až 1990 byl profesor Vaněk vedoucím Katedry betonových konstrukcí a mostů. Na ČVUT působil plných 55 let. Výsledky jeho pedagogické práce byly oceněny stříbrnou Felberovou medailí ČVUT a pamětní medailí Fakulty stavební ČVUT k 300. výročí založení inženýrské školy v Praze. Jeho záslužnou dlouholetou pedagogickou činnost ocenil rektor ČVUT v Praze jmenováním emeritním profesorem.

Jeho první výzkumné práce byly zaměřeny na problematiku styčníků montovaných betonových konstrukcí. V 70. letech se zabýval využitím drátků pro zlepšení vlastností betonu. Následovaly výzkumné práce v oblasti zesilování, kterému se společně s rekonstrukcemi staveb věnoval až do konce svého života. Svými pracemi významně přispěl k rozvoji těchto technických disciplín. Za přínosy v oboru mu byl v roce 1998 udělen Sdružením pro sanace titul Významná osobnost v oboru sanací. Byl také čestným členem České betonářské společnosti. Své zkušenosti shrnul v úspěšné knize Rekonstrukce staveb, která vyšla ve dvou vydáních (SNTL 1985 a doplněné vydání 1989) a v početné řadě odborných článků publikovaných v odborných časopisech a na konferencích. Jeho vystoupení na konferencích byla vždy s velkým zájmem sledována. Rád přednášel a školil na seminářích, kam přicházel s krabicemi diapozitivů prezentujících úspěšné i neúspěšné stavby a rekonstrukce. Rozsáhlá byla též jeho činnost soudního znalce. Za odborný přínos v této oblasti mu udělila Komora soudních znalců ČR čestné členství. Prof. Vaněk zasvětil celý svůj život práci ve svém oboru a dosáhl uznání širokého okruhu odborníků. Odešel člověk, který zanechal v oboru rekonstrukcí dílo trvalé hodnoty. Vladislav Hrdoušek

VYUŽIJTE DATA 3D MODELU KONSTRUKCE TAKÉ PRO VÝROBU A MONTÁŽ!

TEKLA STRUCTURES W kompletní výrobní dokumentace pro monolitické i prefabrikované konstrukce W automaticky generované výkresy, včetně výztuží W propojení modelu se statickými programy W automatizace výroby prefabrikátů W možnost plánování a řízení stavby Kontaktujte nás a vyzkoušejte zdarma program TEKLA STRUCTURES.

w w w.construsof t .cz 6/2013

❚


61

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

ŽIVOTNÍ CESKY NADPIS JUBILEUM ❚ NADPIS AGLICKY PROF. ING. ALENY KOHOUTKOVÉ, CSC., FENG. V říjnu 2013 oslavila významné životní jubileum profesorka Alena Kohoutková, členka Inženýrské akademie České republiky, děkanka Stavební fakulty Českého vysokého učení technického v Praze – dosud jediná žena, která, od jejího založení, stála v čele této fakulty. Prof. Kohoutková se narodila v Praze. Po absolvování střední školy – gymnázia U Libeňského zámku, byla přijata na Stavební fakultu ČVUT v Praze, obor Pozemní stavby, kterou ukončila státní závěrečnou zkouškou s vyznamenáním. Na této fakultě pokračovala ve studiu na Katedře betonových konstrukcí a mostů jako interní aspirantka. V roce 1983 nastoupila do Projektového ústavu Výstavby hlavního města Prahy jako statička a analytička a současně přestoupila na externí aspiranturu, kterou dokončila o dva roky později získáním hodnosti kandidát technických věd v oboru Teorie a konstrukce inženýrských staveb. Od roku 1992 pracovala krátkou dobu v Kloknerově ústavu ČVUT v Praze jako vědecká pracovnice. Poté přešla na Stavební fakultu, Katedru betonových konstrukcí a mostů, kde působí dodnes. Prošla od odborné asistentky, přes docentku, až po profesorku v oboru Teorie stavebních konstrukcí a materiálů. Současně zastávala několik let funkci zástupkyně vedoucího katedry a od roku 2004 funkci vedoucí katedry. V letech 2005 až 2009 působila jako prorektorka ČVUT pro studijní záležitosti. Významné místo v jejích rozsáhlých aktivitách zaujímá pedagogická činnost. Její přednášky v předmětech betonových konstrukcí nebo v předmětech doktorského studia jsou velmi inspirativní. Jako vedoucí diplomových a bakalářských prací připravila již mnoho studentů k úspěšné obhajobě. Pro svoji odbornou úroveň a vstřícnost je vyhledávaná jako školitelka Ph.D. studentů. A samozřejmě má za sebou mnoho oponentských posudků doktorských a habilitačních prací. Působí také v komisích pro státní závěrečné zkoušky, pro obhajoby doktorských prací, v komisích habilitačních a jmenovacích. Aktivně prosazuje zavádění nových studijních předmětů, které jsou reakcí na rychlý technický pokrok a umožní snadné uplatnění absolventů v praxi. V oblasti vědeckovýzkumné a odborné se věnuje zejména problematice výpočtové analýzy a modelování vláknobetonových prvků a konstrukcí, řešení objemových změn betonových konstrukcí, zejména vlivu dotvarování a smršťování, modelů pro mezní stavy použitelnosti, recyklace betonu a estetiky v návrhu betonových konstrukcí. Významná je její spolupráce na přípravě seminářů k zavádění evropských norem pro navrhování betonových konstrukcí. Je autorkou mnoha odborných posudků, recenzí článků a příspěvků, posudků domácích i zahraničních projektů. Napsala sama nebo jako spoluautorka více než 200 článků v odborných časopisech a ve sbornících konferencí, uskutečnila celou řadu vyzvaných přednášek. Při vyslovení jejího jména se každému vybaví vláknobeton – materiál, kterému věnovala podstatnou část své odborné 62

kariéry: stála jak u prvních experimentů při ověřování jeho charakteristik, tak i u jeho pozdějších aplikací na inženýrské stavby. To ona byla iniciátorkou mezinárodních konferencí FibreConcrete – Technology, Design, Application, které organizuje pravidelně od roku 2007 Katedra betonových a zděných konstrukcí ČVUT a které jsou od roku 2009 uvedeny v databázi konferencí společnosti Thomson Reuters. Prof. Kohoutková je činná jako vedoucí vědeckých týmů, na zahraničních univerzitách pronesla, na základě pozvání, řadu přednášek. Byla též přednášející na několika mezinárodních postgraduálních školách. V roce 1999 vycestovala na pozvání do USA, kde přednesla vyzvané přednášky na téma Moderní metody návrhu betonových mostů: na University of California v San Diegu a na Northwestern University v Evanstonu. Od roku 2001 se pravidelně po tři roky přednáškami účastnila kurzů v Řecku na TU of Athens s tématikou betonových konstrukcí a mostů: Nejnovější vývoj teorie předepjatých betonových mostů, Moderní analýza mostů a Použitelnost betonových konstrukcí. Zúčastnila se aktivně mnoha našich a několika desítek zahraničních a mezinárodních odborných konferencí a kongresů, kde přednesla desítky příspěvků. Profesorka Kohoutková je aktivní členkou významných českých i zahraničních odborných organizací a řady mezinárodních pracovních komisí a skupin, např. v Česku je členkou Inženýrské akademie České republiky, členkou presidia ČSSI a členkou výboru ČBS. V zahraničí je dlouholetou členkou komise TG 4.1 Modely použitelnosti a dále členkou fib, členkou Mezinárodní asociace pro údržbu a použitelnost mostů (IABMAS) a Evropské společnosti pro inženýrské vzdělávání (SEFI). A nesmíme zapomenout na její působení ve vědeckých radách předních českých univerzit: Vědecké rady ČVUT, Vědeckých rad stavebních fakult ČVUT v Praze, VUT v Brně a VŠB-TU v Ostravě. Velmi plodná je její spolupráce s výrobními podniky. Řešitelský kolektiv pod jejím vedením získal významná ocenění za uplatnění vláknobetonu v praxi: Cenu inovace roku 2008 za mostní římsu vyrobenou z vláknobetonu s polypropylénovými vlákny (spoluúčast SMP, a. s.) a Cenu inovace roku 2011 za vývoj předpjatého vláknobetonového sloupku protihlukových stěnových systémů (spoluúčast SMP, a. s.). Kolektivem navržená Plovoucí plošina z vláknobetonu pro hnízdění rybáka obecného (spoluúčast Českomoravský štěrk, a. s.) se dostala do finále soutěže Inovace roku 2009. Profesorka Kohoutková je řešitelkou nebo spoluřešitelkou jak výzkumných projektů a záměrů odborných, tak i projektů pedagogických a rozvojových. Za svou práci byla prof. Kohoutková oceněna Medailí ČVUT 2010 a Medailí ČKAIT 2012. Široký přehled ve svém oboru, vynikající orientace v teoretické oblasti a praktické zkušenosti, vlídné vystupování, lidský přístup a ochota vždy si najít čas pro odborné rady i pro přátelský pohovor, to jsou vlastnosti, jimiž prof. Kohoutková vždy vynikala. Dosáhla vynikajících výsledků, uznání odborníků a obdivu svých spolupracovníků. Proto jí všichni přejeme mnoho úspěchů a pevné zdraví do dalších let činnosti. Vladimír Křístek


❚

6/2013

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

NĚMECKÝ TRANSPORTBETON PRODUKUJE 46 MIL. M3 Berlín / Drážďany, 05. 09. 2013. Rok 2012 přinesl podle výpočtů Spolkového svazu německého průmyslu transportbetonu (BTB) pokles výroby ze 48 mil. m3 v minulém roce (2011) na 46 mil. m3 v roce 2012 pro přibližně 600 výrobců transportbetonu s celkem 1 905 stacionárními a mobilními betonárnami. Obrat klesl ze zhruba 3,1 mld. Euro na téměř 3 mld. Euro. Svaz se domnívá, že příčinou poklesu je jednak opatrnost soukromého sektoru u stavebních investic do nebytové výstavby, jakož i pokles veřejných stavebních investic, který představoval přibližně 10 % pouze v komunální oblasti. Komerční stavební investice se v roce 2012 reálně snížily celkem o 2,1 %. Pouze bytová výstavba byla s + 0,9 % i nadále expanzivní. Omezování stavebních prací během kruté zimy v únoru a brzký příchod zimy v prosinci dokonaly vše ostatní. Regionálně dále došlo k tomu, že vel-

PERSPEKTIVY ODVĚTVÍ

Pro rok 2013 počítá prezident Svazu Dr. Erwin Kern s dalším lehkým poklesem výroby v hodnotě cca 1 %. Dlouhá zima, trvající až do dubna letošního roku (2013), způsobila do května schodek asi 10 % proti předchozímu roku, který by však mohl být podle odhadu BTB ve zbývajících měsících znovu vyrovnán vzhledem k tomu, že stav zakázek je vysoký a projekty, odložené kvůli špatnému počasí, lze nyní realizovat. Dr. Kern uvádí: „Naše výroba je i přes lehký pokles stále ještě na srovnatelně vysoké úrovni. Je politováníhodné, že se našemu oboru nedaří jako dříve převádět dále na trh zvyšování cen energií a výchozích surovin, jakož i zvýšené mzdové náklady.“ Za rozhodující faktory dalšího hospodářského rozvoje průmyslu transportbetonu považuje Svaz míru připravenosti státu investovat do infrastruktury,

Statika a dimenzace stavebních konstrukcí

Nový program Krátká konzola • Posouzení krátké konzoly ym metodou ettodou d náhradní příhradoviny dle ČSN EN 1992-1-1 • Příhradové modely pro přímo i nepřímo uložené konzoly • Výběr různých tvarů konzol • Posouzení hlavní výztuže vodorovné a svislé smykové výztuže ;WÕIPEOÄOÕVQHSBEF['JOOB'JO&$ NPxOÕQPV[FEPLPODFSPLV

1

Geotechnické programy

Obr. 1 Výroba transportbetonu v Německu v období 2003 až 2012 [tis. m3]

ké projekty jako letiště Berlín-Brandenburg a přístav Jade-Weser, byly ukončeny hrubou stavbou. A nové projekty jako Stuttgart 21 byly zahajovány jen pomalu. Výroba klesla v nových spolkových zemích o dalších 7,3 %, což je mnohem více než ve starých spolkových zemích, které zaznamenaly pokles o 3,4 %. 6/2013

❚

zejména do komunikací, mostů a protipovodňových opatření. Dr. Kern dále uvádí: „I výstavba energetických sítí v průběhu změny zdrojů energie a nová výstavba lokálních elektráren k vyrovnání zatížení větrných a slunečních zdrojů energie musí být konečně rozběhnuta. Nevidím zde zatím žádný znatelný pokrok.“

• Nové Inženýrské manuály - Díl 2: pilotové základy - Díl 3: MKP, proudění, tunely • Nové šrafy zemin a práce s nimi, upravené grafické prostředí a ikony • Posouzení tažené patky • Mikropilota - únosnot dle Bustamante • Vyztužené náspy - nové katalogy geovýztuh • Stabilita svahu, MKP - nové zadání pórových tlaků • MKP - Hypoplastický model ... a další

Dr. Erwin Kern předseda Bundesverband der Deutschen Transportbetonindustrie e.V. (BTB) (Německý svaz výrobců

UFM GBY &NBJMIPUMJOF!GJOFD[

XXXGJOFD[

transportbetonu)


63

Firemní prezentace

Novinky ve verzi 17:

AKTUALITY

❚

TOPICAL SUBJECTS

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR JUNIORSTAV 2014 16. odborná konference doktorského studia Termín a místo konání: 30. ledna 2014, Brno Kontakt: http://juniorstav2014.fce.vutbr.cz

MOSTY 2014 19. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 24. a 25. dubna 2014, Brno • Mostní objekty v ČR – výstavba, správa a údržba, normy • Mosty v Evropě a ve světě • Mosty v ČR – věda a výzkum • Mosty v ČR – projekty a realizace Kontakt: www.sekurkon.cz

SANACE 2014 24. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 22. a 23. května 2014, Brno Kontakt: www.sanace-ssbk.cz (detaily budou upřesněny)

CONCRETE ROADS 2014 12. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 23. až 26. září 2014, Clarion Congress Hotel Praha • Sustainable pavements • Solutions for urban areas • Design and construction • Maintenance and rehabilitation Kontakt: e-mail: [email protected], www.concreteroads2014.org

58. BETONTAGE – SMART CONCRETES Mezinárodní konference Termín a místo konání: 18. až 20. února 2014, New-Ulm, Německo • Structural precast • Built examples, technical concepts • Future prospects for concrete • Power generation and climate protection • Future potentials for concrete Kontakt: www.betontage.com

BAUKONGRESS 2014 (dříve Betontag) Mezinárodní konference Termín a místo konání: 3. a 4. dubna 2014, Vídeň, Rakousko • Angewandte Forschung und Entwicklung • Aktuelle Verkehrsinfrastrukturprojekte • Aktuelle Hochbauprojekte • Tunnel & Brücke, Straße & Schiene • Projekte in den Nachbarländern Österreichs • Bauen im internationalen Bereich • Ingenieurprojekte im Energiebereich/alternative Energien • Hochhaus-, Geschäfts- und Bürohausbau • Industrie- und Kommunalbau • Umwelttechnik Kontakt: www.baukongress.at

CONCRETE AND REINFORCED CONCRETE – GLANCE AND FUTURE 3. mezinárodní konference Termín a místo konání: 12. až 16. května 2014, Moskva, Rusko Kontakt: http://concrete2014.mgsu.ru/en/

CONCRETE INNOVATION CONFERENCE – CIC 2014

CCC 2014 10. Středoevropský betonářský kongres Termín a místo konání: 1. a 2. října 2014, Liberec Kontakt: www.cbsbeton.eu (detaily budou upřesněny)

ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA IMPROVING PERFORMANCE OF CONCRETE STRUCTURES 4. mezinárodní fib kongres Termín a místo konání: 10. až 14. února 2014, Mumbai, India • Existing structures • Codal requirements • Design and construction • Research and testing • High performance specification • Search of new materials and methods Kontakt: www.fibcongress2014mumbai.com

Termín a místo konání: 11. až 13. června 2014, Oslo, Norsko • Environmentally friendly concrete structures • Efficient construction • Structural design and structural performance • Prolongation of service life Kontakt: www.cic2014.com

• Innovative structural systems • Advanced materials • Sustainability and cost efficiency • Strengthening and repair • Monitoring • Non-Destructive testing • Durability Kontakt: www.fib-phd.ulaval.ca

NORDIC CONCRETE RESEARCH 22. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 13. až 15. srpna 2014, Reykjavik, Island • Rheology, Self Compacting Concrete, Admixtures, Mix design, Modeling, Sustainability, Aggregates, Additives, Carbonation, Chlorides, Corrosion, Use of fibres, Structural Behaviour, Shrinkage and Cracking, Testing and Durability Studenti se mohou ucházet o 10 studentských cestovních grantů NCR. Více na www.rheo.is. Kontakt: www.nordicconcrete.net

ENGINEERING FOR PROGRESS, NATURE AND PEOPLE 37. IABSE sympozium Termín a místo konání: 3. až 5. září 2014, Madrid, Španělsko • Innovative design concepts • Sustainable infrastructures • Major projects and innovative structures and materials • Analysis • Forensic structural engineering • Construction • Operation, maintenance, monitoring, instrumentation • Education and ethics • Cooperation and development projects Kontakt: www.iabse.org/madrid2014

INNOVATION & UTILIZATION OF HIGH-PERFORMANCE CONCRETE 10. mezinárodní fib sympozium

BETÓN NA SLOVENSKU 2010 – 2014 Celoslovenská konference

Termín a místo konání: 16. až 18. září 2014, Peking, Čína Kontakt: www.hpc-2014.com

Termín a místo konání: 6 až 11/2014, termín bude upřesněn (změna, původní termín 11/2013), Grand hotel Bellevue, Vysoké Tatry, Slovensko Kontakt: http://www.fib-sk.sk

CONSTRUCTION MATERIALS AND STRUCTURES Mezinárodní konference

PH.D. SYMPOZIUM IN CIVIL ENGINEERING 10. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 21. až 23. července 2014, Quebec, Kanada • Structural analysis and design

Termín a místo konání: 24. až 26. listopadu 2014, Johannesburg, Jižní Afrika • Materials and characterisation • Performance and service life of structures • Durability of construction materials • Sustainability and the environment Kontakt: http://iccmats-uj.co.za/

REDAKČNÍ PLÁN NA ROK 2014 Číslo

Hlavní téma

Redakční uzávěrka

Objednání inzerce

Dodání podkladů inzerce

Číslo vyjde

1/2014

Pozemní stavby

20. 12. 2013

17. 1. 2014

29. 1. 2014

17. února 2014

2/2014

Technologie – beton v extrémním prostředí

20. 2. 2014

17. 3. 2014

27. 3. 2014

15. dubna 2014

3/2014

Sanace, rekonstrukce a diagnostika

22. 4. 2014

19. 5. 2014

29. 5. 2014

16. června 2014

4/2014

Mosty a dopravní stavby

20. 6. 2014

21. 7. 2014

29. 7. 2014

15. srpna 2014

5/2014

Beton ve veřejném prostoru

20. 8. 2014

18. 9. 2014

29. 9. 2014

16. října 2014

6/2014

Tunely a podzemní konstrukce

20. 10. 2014

18. 11. 2014

26. 11. 2014

15. prosince 2014

1/2014

POZEMNÍ STAVBY

64


❚

6/2013

F I R E M N Í P R E Z E N TA C E

❚

COMPANY PRESENTATION

Získejte titul na beton!

ODBORNÍ

MEDIÁLNÍ

PARTNEŘI:

PARTNEŘI:

Firemní prezentace

Zapište se i Vy na semináře vypsané v 5. ročníku Beton University, které jsou zařazeny do akreditovaných vzdělávacích programů v projektech celoživotního vzdělávání ČKAIT i ČKA a získejte „titul na beton“. Pro rok 2014 jsme opět připravili dva semináře. Na předchozí ročník navazuje seminář Moderní trendy v betonu II. – Betony pro dopravní stavby. Nově zařazený je seminář Moderní trendy v betonu III. – Provádění betonových konstrukcí. Úplný program seminářů, registrační formulář a další informace naleznete na www.betonuniversity.czt,POUBLU

ĂƐƉƌŽƎĞƓĞŶş

<ƌĂŵƉĞ,ĂƌĞǆ® ŽĐĞůŽǀĄĂƉŽůǇƉƌŽƉǇůĞŶŽǀĄǀůĄŬŶĂ

ĄƌƵǀǌĚŽƌŶǉďĞƚŽŶ ĞǌƉĞēŶŽƐƚŶşƉƌǀŬǇ

WŽĚůĂŚǇ

KďēĂŶƐŬĄǀǉƐƚĂǀďĂ

ZǇĐŚůĞũŝ͗ ǎϮ͕ϱŬƌĄƚƌǇĐŚůĞũŝŽƉƌŽƟƉŽƵǎŝơ ďĢǎŶĠďĞƚŽŶĄƎƐŬĠǀǉǌƚƵǎĞ͘

>ĠƉĞ͗ sůĄŬŶĂǌǀǇƓƵũşƉĞǀŶŽƐƟďĞƚŽŶƵ ĂũĞŚŽƉŽǎĄƌŶşŽĚŽůŶŽƐƚ͘

,ŽƐƉŽĚĄƌŶĢ͗ ^ŶşǎĞŶşŶĄŬůĂĚƽŶĂŵĂƚĞƌŝĄů ĂƉƌĄĐŝũĞŶĞƐƉŽƌŶŽƵǀǉŚŽĚŽƵ͘

<ƌĂŵƉĞ,ĂƌĞǆƐ͘ƌ͘Ž͘ͼKƐǀŽďŽǌĞŶşϮϯϰͼϲϲϰϴϭKƐƚƌŽǀĂēŝĐĞͼdĞů͘нϰϮ;ϬͿϱϰϭϮϰϳϳϳϯͼ&ĂǆнϰϮ;ϬͿϱϰϵϮϰϱϬϲϱͼŝŶĨŽΛŬƌĂŵƉĞŚĂƌĞǆ͘Đǌͼǁǁǁ͘ŬƌĂŵƉĞŚĂƌĞǆ͘Đǌ

Firemní prezentace

WƌĞĨĂďƌŝŬŽǀĂŶĠĚşůĐĞ

^ƚƎşŬĂŶǉďĞƚŽŶ

9åHFKQ\VWDYE\VSRMXMHMHGQR &HPHQW ýHVNRPRUDYVNêFHPHQWDV /DIDUJH&HPHQWDV +ROFLPýHVNR DV &HPHQW+UDQLFHDV

ZZZVYFHPHQWF]

2013 TRVANLIVOST A ŽIVOTNOST BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Recommend Documents