TRVANLIVOST A ŽIVOTNOST BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ · 2015-07-07 · NORMY ISO 16204 DESIGN FOR...

6/2013

T R V A N L I V O S T A Ž I V O T N O S T

B E T O N O V Ý C H K O N S T R U K C Í

S P O L E Č N O S T I A S V A Z Y

P O D P O R U J Í C Í Č A S O P I S

SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR

K Cementárně 1261, 153 00 Praha 5

tel.: 257 811 797, fax: 257 811 798

e-mail: [email protected]

www.svcement.cz

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR

Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4

tel.: 246 030 153


www.svb.cz

SDRUŽENÍ PRO SANACE

BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Sirotkova 54a, 616 00 Brno

tel.: 541 421 188, fax: 541 421 180

mobil: 602 737 657


www.sanace-ssbk.cz, www.ssbk.cz

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ

SPOLEČNOST ČSSI

Samcova 1, 110 00 Praha 1

tel.: 222 316 173

fax: 222 311 261


www.cbsbeton.eu

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

26 / PŘEPRAVA BETONU PŘI STAVBĚ

LANOVKY NA SNĚŽKU

46 / MOŽNOSTI A OMEZENÍ

RECYKLACE BETONU

/3NAVRHOVÁNÍ ZAMĚŘENÉ NA ŽIVOTNOST:

IMPLEMENTACE ZÁSAD ZAHRNUTÝCH

V MODEL CODE 2010 DO PROVOZNÍ

NORMY ISO 16204

/30TENKOSTĚNNÝ SENDVIČOVÝ SYSTÉM

Z VYSOKOHODNOTNÉHO BETONU

VYZTUŽENÉHO ČEDIČOVÝMI VLÁKNY

12 / RODINNÝ DŮM POSTAVENÝ Z LEHKÉHO MONOLITICKÉHO

TEPELNĚ-IZOLAČNÍHO BETONU

36 / OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU

– 10. VNÚTORNÉ OŠETROVANIE

A ELEKTRICKÉ CHARAKTERISTIKY

BETÓNU

16 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N

ROČNÍK: třináctý

ČÍSLO: 6/2013 (vyšlo dne 16. 12. 2013)

VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ

VYDÁVÁ BETON TKS, S. R. O., PRO:

Svaz výrobců cementu ČR

Svaz výrobců betonu ČR

Českou betonářskou společnost ČSSI

Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

VYDAVATELSTVÍ ŘÍDÍ: Ing. Michal Števula, Ph.D.

ŠÉFREDAKTORKA: Ing. Jana Margoldová, CSc.

PRODUKCE: Ing. Lucie Šimečková

REDAKČNÍ RADA:

Prof. Ing. Vladimír Benko, PhD., Doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, Prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (před seda), Prof. Ing. Leonard Hobst, CSc. (místo předseda), Ing. Jan Hrozek, Ing. Jan Hutečka, Ing. arch. Jitka Jadrníčková, Ing. Zdeněk Jeřábek, CSc., Ing. Milan Kalný, Doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D., Doc. Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Pavel Lebr, Ing. Milada Mazurová, Doc. Ing. Martin Moravčík, Ph.D., Ing. Hana Némethová, Ing. Milena Paříková, Petr Škoda, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, Prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc.

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

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

ILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic

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

ADRESA VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE:

Beton TKS, s. r. o.


www.betontks.cz

VYDAVATELSTVÍ A REDAKCE:

Beton TKS, s. r. o.


www.betontks.cz

Redakce a inzerce: 604 237 681


Předplatné (i starší výtisky): 602 839 429


ROČNÍ PŘEDPLATNÉ:

základní: 720 Kč bez DPH, 828 Kč s DPH

snížené – pro studenty a nově i seniory nad 70 let: 270,- Kč bez DPH, 311 Kč s DPH

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

Vydávání povoleno Ministerstvem

kultury ČR pod číslem MK ČR E-11157

ISSN 1213-3116

Podávání novinových zásilek povoleno

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

Za původnost příspěvků odpovídají autoři.Označené příspěvky byly lektorovány.

FOTO NA TITULNÍ STRANĚ:

Vrtná plošina Troll A v Severním moři, Photo: ABB (Dag Myrestrand).

BETON TKS je přímým nástupcem časopisů

Beton a zdivo a Sanace.

O B S A H ❚ C O N T E N T

RO

ČÍS

VY

VY

Sva

Sva

Če

Sd

VYIng

ŠÉIng

PRPRRRRPRRRRRR

RE

ProDoHájHoIngIngnDoKotDoNééééIngIIngnnngCSCSVes

GR

ÚVODNÍKJana Margoldová / 2

TÉMA

NAVRHOVÁNÍ ZAMĚŘENÉ NA ŽIVOTNOST:

IMPLEMENTACE ZÁSAD ZAHRNUTÝCH

V MODEL CODE 2010 DO PROVOZNÍ

NORMY ISO 16204

Steinar Helland / 3

STAVEBNÍ KONSTRUKCE

RODINNÝ DŮM POSTAVENÝ Z LEHKÉHO

MONOLITICKÉHO TEPELNĚ-IZOLAČNÍHO

BETONU

Luděk Rýzner, Jiří Vincenc, Pavel Hladík, Michala Hubertová / 12

MATERIÁLY A TECHNOLOGIE

TRVANLIVOST LEHKÉHO KONSTRUKČNÍHO

BETONU

Michala Hubertová / 18

POŽADAVKY NA SLOŽENÍ BETONU

VYPLÝVAJÍCÍ ZE SPECIFIKACE BETONU

– PROBLÉMY A ALTERNATIVY

Robert Coufal / 22

PŘEPRAVA BETONU PŘI STAVBĚ LANOVKY

NA SNĚŽKU

Jan Veselý / 26

TENKOSTĚNNÝ SENDVIČOVÝ SYSTÉM

Z VYSOKOHODNOTNÉHO BETONU

VYZTUŽENÉHO ČEDIČOVÝMI VLÁKNY

Kamil Hodický, Thomas Hulin / 30

OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU –

10. VNÚTORNÉ OŠETROVANIE A ELEKTRICKÉ

CHARAKTERISTIKY BETÓNU

Peter Briatka, Peter Makýš / 36

VĚDA A VÝZKUM

MOŽNOSTI POUŽITÍ POČÍTAČOVÉ

TOMOGRAFIE (CT) KE STUDIU BETONU

Éva Lublóy, György L. Balázs / 43

MOŽNOSTI A OMEZENÍ RECYKLACE BETONU

Anette Müller / 46

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

POROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ STATICKÉHO

MODULU PRUŽNOSTI V TLAKU RŮZNÝCH

RECEPTUR S HODNOTAMI UVEDENÝMI

V ČSN 1992-1-1

Petr Huňka, Karel Kolář, Jiří Kolísko / 53

ČTVRTÁ ZMĚNA ČSN EN 206-1

Michal Števula / 55

TRVANLIVOST: EN 206 – KONCEPT

K-HODNOTY – MODELOVÁNÍ

Markéta Chromá, Pavla Rovnaníková, Břetislav Teplý / 56

AKTUALITY

PROF. ING. BŘETISLAV TEPLÝ, CSC. –

OSMDESÁTILETÝ / 45

VLADIMÍR KŘÍSTEK 75 LET / 60

PROF. ING. TOMÁŠ VANĚK, DRSC.,

ZEMŘEL / 61

ŽIVOTNÍ JUBILEUM PROF. ING. ALENY

KOHOUTKOVÉ, CSC., FENG. / 62

NĚMECKÝ TRANSPORTBETON

PRODUKUJE 46 MIL M3 / 63

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA / 64

FIREMNÍ PREZENTACE

CEMEX A VUT V BRNĚ SPOLUPRACUJÍ / 11

Dlubal Software / 35

Betosan / 39

XYPEX / 55

TAZUS / 57

Červenka Consulting / 59

Construsoft / 61

FINE / 63

Krampe Harex / 3. strana obálky

Beton University / 3. strana obálky

SVC ČR / 4. strana obálky

VÁŽENÉ ČTENÁŘKY, VÁŽENÍ ČTENÁŘI,

2 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3

Ú V O D N Í K ❚ E D I T O R I A L

právě otevírané číslo časopisu

je zaměřené na trvanlivost beto-

nu a životnost betonových kon-

strukcí, které se v posledních le-

tech dostávají do popředí zájmu.

Jsou i důvodem k novému přístu-

pu k navrhování nových betono-

vých konstrukcí – nejde již pou-

ze o návrh konstrukce odolávají-

cí s jistou bezpečností předpoklá-

danému zatížení, ale je zde nový

požadavek, aby to bylo zajiště-

no po stanovenou dobu. Tato doba se v souladu s přístupem

k ochraně životního prostředí a omezování čerpání přírodních

zdrojů postupně prodlužuje, u významných konstrukcí, např.

velkých mostů, se uvažuje o 200 letech.

Historie betonu a jeho role v architektuře a stavitelství je

dlouhá, táhne se od starověkých Římanů a některé památky

té doby stojí dodnes. Jedním z výrazných bodů této historie

byla ztráta reputace betonu, ke které došlo ve světě v druhé

polovině 70. let (u nás se to mohlo veřejně přiznat až na za-

čátku 90. let). My se z toho vzpamatováváme dodnes, zatím

co ve světě obliba betonu od 90. let rychle narůstala. Jedním

z důvodů deziluze z betonu v 70. letech bylo právě nenaplně-

né očekávaní o jeho trvanlivosti. Na počátku 30. let, kdy řa-

da architektů začala „experimentovat“ s betonem monolitic-

kým či prefabrikovaným, se vytvořila představa, že beton, po-

dobně jako kámen, má téměř neomezenou životnost. V tom-

to pro beton příznivém období vznikla řada pozoruhodných

staveb: z jeho konce uveďme Le Corbusierovy Unite d´habi-

tation v Marseilles a vládní budovy v Chandigharu či Utzono-

vu Operu v Sydney. Na druhou stranu byla v předválečném

období obdivu k možnostem betonu a v rámci poválečné ob-

novy a usilovného budování světlých zítřků navržena a po-

stavena řada staveb, které měly mnohem nižší architekto-

nickou úroveň. Hrubý a drsný betonový povrch jejich fasád,

ne vždy dobře provedených a rychle tmavnoucích ve špat-

ném prostředí velkých měst a průmyslových aglomerací, při-

spěl k růstu negativních konotací betonu v architektuře, kte-

ré postupně vedly až k výrazné antipatii k betonu mezi veřej-

ností. Původní nenaplněná očekávání totiž vzešla ze světlých

vzdušných funkcionalistických staveb a představy, že beton

nestárne, zůstává stejný jako bezprostředně po dokončení.

Proces stárnutí nebýval v návrhu a projektu vůbec zohledněn.

Po útlumu betonového stavitelství v 70. a 80. letech nasta-

lo v 90. letech 20. století jeho nové celosvětové oživení. Stojí

za ním zejména vývoj nových technologií opírajících se o roz-

sáhlý výzkum chování materiálu a jeho jednotlivých složek

od počátků přípravy betonové směsi až po stárnutí konstruk-

ce vystavené různým typům zatížení mechanických, tepel-

ných nebo chemických. Podařilo se objasnit a vysvětlit různé

projevy a příčiny degradace materiálu a na jejich základě při-

stoupit k vývoji technologií výroby betonu a procesu návrhu

betonových konstrukcí tak, aby je bylo možno jednou stavět

na klientem stanovenou dobu životnosti.

K výzkumu a vývoji inovativních průmyslových technolo-

gií, které umožňují zvyšovat konkurenceschopnost produkce

na mezinárodních trzích, se přistupuje v různých zemích růz-

ně. Vyspělé lidnaté země, Francie, Německo, Velká Británie

ad., mají každá řadu výzkumných center, která spolu vzájem-

ně soupeří o nalezení nejvhodnějšího řešení daného problé-

mu. Je otázkou, zda je takové soupeření přínosné i v zemích

s menším počtem obyvatelstva a není naopak vhodnější pro-

středky na výzkum soustředit. Lepší finanční zajištění potom

dovolí pořídit si lepší přístrojové vybavení do laboratoří, při-

pravovat více zkoušek a ve větším rozsahu, a získávat tak ví-

ce informací o materiálu a jeho chování. Velmi mne překvapi-

lo, když jsem postupně zjistila, že jen na pražské stavební fa-

kultě se vyvíjí vysokopevnostní a ultra vysokopevnostní beton

v několika více méně nezávislých skupinách spojených s růz-

nými stavebními firmami, další nepochybně jsou na staveb-

ních fakultách v Brně a Ostravě. Neznám důvody tohoto sta-

vu, ale pro člověka „z venku“ je to těžko pochopitelné. Přiná-

ší toto soupeření opravdu rychlejší a kvalitnější výsledky nebo

je to luxus, na který doplácíme? Pro zamyšlení uvádím popis

norského výzkumu v oblasti betonového stavitelství publiko-

vaný Norskou betonářskou společností v roce 2013:

„...Ačkoliv je norský průmysl i státní podniky až na několik vý-

jimek hodně segmentovaný a individualizovaný, typickým ry-

sem norského výzkumu a vývoje v oblasti betonového stavi-

telství jsou společné projekty a programy, např. vývoj vysoko-

pevnostního betonu (HSC) a lehkého vysokopevnostního be-

tonu (HSLWC) v 80. a 90. letech. I v současnosti jsou inova-

ce hlavním tahounem R & D projektů. Začátkem roku 2005

Norská rada pro výzkum (Research Council of Norway) vy-

dala výzvu pro přihlášení projektů „Výzkumných center pro

inovace“ (Centers for Research-based Innovation – CRI), ja-

ko nástroje povzbuzení zájmu průmyslu o inovace. Účelem

CRI je vybudovat výzkumná centra v těsné spolupráci s part-

nery z průmyslu i veřejného sektoru zaměřeného na inovace.

Předmětem je podpora dlouhodobého výzkumu směřujícího

k zvýšení inovativnosti norské průmyslové produkce, zvýše-

ní její konkurenceschopnosti a rovněž podpora norské účas-

ti ve významných mezinárodních výzkumných strukturách.

V roce 2006 bylo radou vybráno čtrnáct center zaměřených

na výzkum nových technologií a produktů vysokého meziná-

rodního kalibru. Pouze jedno z nich bylo zaměřeno na techno-

logii materiálu a stavebnictví. Bylo jím COIN – COncrete INo-

vation centre (www.coinweb.no), které dostalo vysoké hod-

nocení za vědeckou kvalitu a kreativní potenciál. To je zřej-

mé přiznání důležitosti betonu v moderní společnosti a uzná-

ní kvalit a významnosti norského betonářského výzkumu. CRI

betonu bylo výsledkem dlouhodobé strategické spolupráce

Norské betonářské společnosti, SINTEF (The Foundation for

Scientific and Industrial Research) a významných stavebních

společností. Aktivity COIN jsou organizovány ve třech hlav-

ních oblastech dle současných potřeb společnosti, průmy-

slu a ochrany prostředí: 1 – betonové konstrukce přátelské

k prostředí (pojiva s nízkými emisemi a redukovanou spotře-

bou přírodních zdrojů, užití betonu v konceptu nízkoenergetic-

kých staveb), 2 – konstrukce ekonomicky konkurenceschop-

né (robustní a vysoce tekutý beton s řízenou kvalitou povrchu,

duktilní beton s vysokou pevností v tahu, vysoká kvalita pís-

ků a kameniva pro betony) a 3 – chování betonu (konstrukce

s omezenými trhlinami, životnost, konstrukční chování).“

Na webových stránkách jsou přístupné všechny podstat-

né informace k projektům. Pro umožnění mezinárodní spo-

lupráce a zajištění kontroly je většina vydávaných dokumen-

tů v angličtině.

Rozvahu, zda je v českém prostředí lepší koncentrace či

soupeření, nechť si čtenář udělá sám.

Jana Margoldová

NAVRHOVÁNÍ ZAMĚŘENÉ NA ŽIVOTNOST: IMPLEMENTACE

ZÁSAD ZAHRNUTÝCH V MODEL CODE 2010 DO PROVOZNÍ

NORMY ISO 16204 ❚ DESIGN FOR SERVICE LIFE:

IMPLEMENTATION OF MODEL CODE 2010 RULES IN THE

OPERATIONAL CODE ISO 16204


T É M A ❚ T O P I C

Steinar Helland

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

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

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

shromáždění obou organizací schválilo dokument publikovaný v CEB/FIP

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

2000 bylo publikováno podobné rozšíření MC 1990 pro beton z lehkého

kameniva jako bulletin č. 4 [3]. V roce 2006 fib schválil k používání Model

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

[4]. Všechna uvedená (tři) rozšíření postupně vyzrála a jsou v současnosti

zahrnuta v novém fib Model Code 2010 (MC-2010) [5, 6 a 7]. Hlavním cílem

přípravy fib Model Code je vytvořit modelovou normu, která slouží v dalším

období jako podklad pro zpracování konečných návrhových a prováděcích

norem. Odpovídajícím protějškem k organizaci, jako je fib, je celosvětově

rozšířené ISO. Iniciativa shrnutá v MC SLD byla proto dále rozpracována

v ISO TC-71/SC-3/WG-4 a během léta roku 2012 byla přijata jako norma

ISO 16204 „Trvanlivost – Návrh životnosti betonových konstrukcí“ [8].

Podle závazků stanovených smlouvou WTO (Světová obchodní organiza-

ce) o technických bariérách v obchodu [9] se očekává, že uvedené principy

budou implementovány do národních a regionálních standardů. Článek

popisuje potřebu standardní metodologie pro navrhování na životnost

a proces, který vyvolala skupina nadšenců prostřednictvím organizace fib

před deseti lety a který nyní konečně dospěl k mezinárodnímu konsenzu

v ISO. ❚ CEB/FIP Model Code 1990 (MC-1990) [1] did represent the

technology and focus some 20 years ago. It soon became evident that the

document had some important lacunas. In 1995 the General Assemblies in

the two organisations endorsed CEB/FIP bulletin no. 228 [2], extensions to

MC 1990 for high strength concrete and in 2000 a similar extension to MC

1990 for lightweight aggregate concrete as bulletin no. 4 [3]. In 2006, fib

approved bulletin no. 34 Model Code for Service Life Design (MC SLD) [4].

All these three extensions have since matured and are today incorporated

in the new fib Model Code 2010 (MC-2010) [5, 6, 7]. The main purpose

for a fib Model Code is to act as a model for operational standards. The

obvious counterpart for a body like fib operating world-wide is ISO. The

initiative taken by MC SLD has therefore further matured in ISO TC-71/

SC-3/WG-4 and was accepted as ISO 16204 “Durability – Service Life

Design of Concrete Structures” [8] during summer 2012. According to

the obligations given in WTO Agreement on technical barriers to trade [9],

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

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

methodology when dealing with service life design and the process,

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

finally reaching international consensus in ISO.

VÝCHOZÍ S ITUACE

Trvanlivost betonových konstrukcí, a zvláště nedostatečná

trvanlivost, byla v posledních dekádách v centru pozornosti

společnosti obecně. Rostoucí potřeby oprav se staly výzvou

pro stavební průmysl.

Tradiční přístup většiny národních či regionálních betonář-

ských norem se zaměřuje na zajištění určité návrhové život-

nosti pomocí mezních hodnot kompozice materiálu a geo-

metrie konstrukce, které vychází z názorů odborníků za-

stoupených v normotvorné skupině.

Tento přístup však má určité slabiny, např.:

• Často je nejasné, které podmínky vyjadřují konec život-

nosti.

• Požadovaná úroveň spolehlivosti je v návrhu často nejas-

ná.

• Kritéria by měla být založena na dlouhodobých praktic-

kých zkušenostech. Pro nové materiály a konceptuální ná-

vrh však jsou takové zkušenosti nedostupné a koncept se

sledováním životnosti delším než 50 let je užíván zřídka.

V roce 1998 skupina evropských nadšenců, všichni dlou-

hodobě činní v CEB a FIP, podepsala s Evropskou komi-

sí kontrakt na vývoj společné platformy pro návrh betono-

vých konstrukcí se zaměřením na trvanlivost, který bude za-

hrnovat stejné prvky a filozofii jako moderní návrh konstruk-

cí. Tato evropská síť byla nazvána „DuraNet“ a kontrakt bě-

žel do roku 2001.

Účastníci (z Evropy a Severní Ameriky) závěrečného

workshopu „DuraNet“, který se konal v roce 2001 v nor-

ském Tromsø, vypracovali plán postupu pro standardizaci

nové metodologie a její celosvětové přijetí v betonovém sta-

vebnictví (obr. 1).

Zdálo se tedy, že ISO je pro tuto činnost nejvhodnější pro-

středí.

Někteří členové naší skupiny se proto zúčastnili zasedání

ISO TC-71 na podzim roku 2001 v Norsku a představili tam

naše vize. Členové TC-71, která je zodpovědná za normali-

zaci v oblasti betonu na půdě ISO, podpořili naši iniciativu,

Obr. 1 Duranet workshop v Tromsø, 2001, který přišel s „cestovním

plánem“, jak implementovat mezní stavy a na spolehlivosti založený

návrh životnosti do norem ❚ Fig. 1 The Duranet workshop in

Tromsø, 2001, coming up with a road-map for how to implement limit

state and reliability based service life design in standards1



ale dali nám na vědomí, že ISO obvykle vychází ve své čin-

nosti z již existujících dokumentů. Proto jsme se společně

rozhodli požádat mezinárodní betonářskou federaci fib (kte-

rá v té době vznikla sloučením aktivit CEB a FIP) o vypraco-

vání vhodné předlohy pro normu.

Na půdě fib byla z předních odborníků z Evropy, Sever-

ní a Jižní Ameriky a Japonska ustanovena Pracovní skupina

5.6 (Task Group – TG 5.6).

V roce 2006 byl valným shromážděním fib schválen v Nea-

poli fib „Model Code pro návrh podle životnosti“ (bulletin

č. 34).

fib TG 5.6 předsedal prof. Peter Schiessl z Německa. Dal-

šími členy komise byli Gehlen (Německo), Baroghel-Bou-

ny (Francie), Bamforth (Velká Británie), Corley (USA, sou-

časný předseda ISO TC-71), Faber (Dánsko), Helene (Brazí-

lie), Ishida (Japonsko), Markeset (Norsko), Nilsson (Švédsko),

Rostam (Dánsko) a Helland (Norsko).

Komise se brzy rozhodla vytvořit paralelní dokument

k ISO 2394 „General principles on reliability for structu-

res“ [10] (ČSN ISO 2394 Obecné zásady spolehlivosti kon-

strukcí). Tato norma tvoří dnes referenci pro fib MC-2010

a nejmodernější normy pro navrhování konstrukcí. ISO 2394

je také zdrojovým dokumentem pro evropský Eurocode-0

„Basis of structural design“ (EN 1990) [11] (ČSN EN 1990

(730002) Zásady navrhování konstrukcí).

fib potom založil svůj přístup na mezních stavech (MS)

a konceptu spolehlivosti.

Tento přístup uznává, že povaha časově závislé degrada-

ce betonových konstrukcí musí být vyjadřována statistickým

způsobem ze dvou důvodů:

• přirozeného rozptylu materiálových vlastností,

• rozptylu v meso- i mikroklimatických podmínkách, kterým

je betonová konstrukce vystavena.

Od roku 2006 fib skupina připravující MC-2010, Special

Activity Group no. 5, úzce spolupracuje s ISO TC-71/SC-3/

WG-4.

Na jaře roku 2013 (v době, kdy vyšla angl. verze toho-

to článku v Structural Concrete Vol. 14, March 2013, pozn.

red.) byl fib MC-2010 dokončován včetně částí zahrnujících

návrh dle životnosti.

V létě roku 2012 získala norma ISO 16204 „Durability –

Service life design of concrete structures“ pozitivní meziná-

rodní podporu.

Tyto dva dokumenty jsou dnes, s výjimkou obalu a odka-

zů, téměř identické pohledem na návrh konstrukcí podle ži-

votnosti.

PŘÍSTUP VĚTŠINY NOREM K NÁVRHU ŽIVOTNOSTI

Ustanovení k zajištění dostatečné trvanlivosti jsou dnes běž-

ně zahrnuta v betonářských normách. V Evropě je trvanlivost

stále vnímána jako národní specifikum a předpokládá se, že

ustanovení, která se k ní vážou, budou součástí národní pří-

lohy k evropské normě. V CEN TR 15868 [12] zpracoval

Tom Harrison srovnání, jak 31 evropských zemí spolupracují-

cích v CEN řešilo požadavek uvedený v EN 1992/EN 13670/

EN 206-1 [13, 14, 15] stanovující 50letou životnost založe-

nou na požadavcích vážících se zejména k maximálnímu po-

měru w/c, minimální krycí vrstvě výztuže a typu cementu.

Rozptyl požadavků na konstrukce vystavené obdobným

podmínkám je pozoruhodný. Některé příklady pro třídy pro-

středí XC3 (vystaveny působení karbonatace a chráněny

před deštěm), XC4 (vystaveny působení karbonatace a vy-

staveny dešti) a XS2 (ponořeny v mořské vodě) pro pade-

sátiletou životnost jsou uvedeny v tab. 1. Rozdíly ve skuteč-

ných provedeních pro tyto extrémy jsou opravdu velké.

Porovnání požadavků na trvanlivost z ostatních částí světa

vychází podobně široké.

Předpokládáme-li, že odborné znalosti o uvažovaných

otázkách jsou v těchto zemích více méně na stejné úrovni,

vysvětlení lze nalézt v tom, že různé národní normové sku-

piny chápou odlišně, co skutečně představuje konec život-

nosti stejně jako jaká je zamýšlená (plánovaná) úroveň spo-

lehlivosti.

KONCEPT MEZNÍHO STAVU PRO NÁVRH

ŽIVOTNOSTI

Koncept mezního stavu uznává potřebu specifikovat pod-

mínku, která svým splněním představuje „konec životnosti“.

Zavedení navrhování dle životnosti založené na spoleh-

livosti a mezním stavu v obou dokumentech, ISO 2394

a EN 1990, vyplývá z jejich zaměření. Pro fib TG 5.6 to po-

tom byl jasný úkol – otevřít diskuzi o nutnosti jejich doplně-

ní, příp. novelizaci, o odpovídající dokumenty.

Na první pohled se tyto myšlenky mohou zdát revoluční,

ale ve skutečnosti tomu tak není.

Všichni zpracovatelé norem v minulosti museli mít nějakou

představu o tom, co považují za „konec životnosti“, když při-

cházeli se svými opatřeními. Museli mít představu, zda se

jedná pouze o rezavé skvrny, nebo o úplné zhroucení kon-

strukce. Pak uplatnili koncept „mezních stavů“.

Museli si také uvědomovat, zda v návrhu na životnost po-

čítají s jakousi průměrnou konstrukcí daného typu, či jejich

většinou. Nakonec byl použit pravděpodobnostní přístup.

Avšak je čestné přiznat, že tyto postupy byly jen zřídka

transparentní.

ISO 2394 definuje mezní stav použitelnosti jako stav, kte-

rý odpovídá podmínkám, za kterých již není možné spl-

nit požadavky na použitelnost konstrukce nebo konstrukč-

ních prvků.

fib MC SLD, MC-2010 a ISO 16204 užívají stejnou definici,

ale MC-2010 prosazoval skupinu „Mezních stavů spojených

s trvanlivostí“ jako samostatnou kategorii.

V principu to může být jakýkoliv stav, který způsobí, že

vlastník objektu se cítí nepohodlně. Pro betonové konstruk-

ce je koroze výztuže často kritickým procesem zhorše-

ní kvality konstrukce. Mezním stavem může být depasiva-

ce výztuže, vznik trhlin, odprýskávání či kolaps konstruk-

ce (mezní stav únosnosti). Vzhledem k problémům při vývo-

ji spolehlivých časově závislých modelů pro postup koroze

(po depasivaci) je mezní stav depasivace možností, která je

přijatelná pro většinu inženýrů.

Tab. 1 Srovnání některých evropských požadavků na zajištění návrhu

padesátileté životnosti [12] ❚ Tab. 1 Comparison of some European

durability requirements to ensure 50 years design service life [12]

Rozsah XC3 opatření

pro CEM I v rámci Evropy

UK w/c < 0,55

a minimální krycí vrstva

25 mm

Německo w/c < 0,65


20 mm

Rozsah XC4 opatření

pro CEM I v rámci Evropy

Nizozemsko w/c < 0,5


25 mm

Německo w/c < 0,6


25 mm

Rozsah XS2 opatření

CEM I v rámci Evropy

UK w/c < 0,5


35 mm

Norsko w/c < 0,4


40 mm



ÚROVEŇ SPOLEHLIVOSTI – NÁSLEDKY SELHÁNÍ

fib MC SLD, MC-2010, EN 1990 a ISO 2394, všechny navr-

hují tříúrovňové rozdělení následků dosažení mezního stavu:

a) nízké riziko pro život – ekonomické, sociální a environmen-

tální následky jsou malé nebo žádné,

b) střední riziko pro život – ekonomické, sociální a environ-

mentální následky jsou značné,

c) vysoké riziko pro život – ekonomické, sociální a environ-

mentální následky jsou velmi vysoké.

Vycházejíce z odpovídající třídy následků a v kombinaci

s uvážením nákladů na bezpečnostní opatření by měla být

při návrhu životnosti stanovena odpovídající úroveň spoleh-

livosti tak, aby nedošlo k dosažení mezního stavu.

V rámci pravidel, která lze obvykle najít v národní stavební

legislativě, by úroveň spolehlivosti použitá v návrhu měla být

odsouhlasena majitelem stavby.

fib a ISO navrhují limitní pravděpodobnost porušení pf = 10-1

pro depasivaci výztuže (karbonatací nebo napadením chlo-

ridy) v případech, kdy přístup oxidu a vlhkosti umožňují vnik

koroze. Když je jako MS chápán kolaps konstrukce, je mož-

né uvažovat pf = 10-4 až 10-6 podobně, jako v tradičním návr-

hu konstrukce, pokud možné následky jsou v třídách b) a c).

KONEC ŽIVOTNOSTI

Jak bylo uvedeno, hlavním prvkem dokumentů fib a ISO je

doplněná kvantitativní definice k původní kvalitativní, kte-

rou lze najít v tradičních normách, např. v ISO 2394 nebo

EN 1990:

• Tradiční kvalitativní definice: Návrh životnosti je předpoklá-

dané období, po které konstrukce nebo její část má být

užívána pro svůj zamýšlený účel při odpovídající údržbě, ale

bez nutnosti významných oprav.

• Kvantitativní doplnění dle fib a ISO: Návrh životnosti je de-

finován pomocí:

- definice odpovídajícího MS,

- počtem let,

- úrovně spolehlivosti, se kterou nebude dosaženo MS bě-

hem tohoto období.

Obr. 2 ukazuje, jak mohou být různé mezní stavy spojová-

ny s odpovídajícími úrovněmi spolehlivosti, že nebude dosa-

žen mezní stav v rámci návrhu dle životnosti v případě, kdy

koroze výztuže je kritickou situací.

V principu musí ověření návrhu prokázat, že konstrukce vy-

drží všechny kombinace MS s pravděpodobností poruchy pf.

Pro praktický návrh dosud nemáme vhodný časově závis-

lý model pro predikaci vzniku koroze po dosažení depasiva-

ce výztuže, pro který bylo dosaženo mezinárodního konsen-

zu. Odpovídající pf potom musí být dostatečně nízké, aby by-

lo zajištěno, že tento MS dá stejné nebo přísnější požadav-

ky na materiál a tloušťku krycí vrstvy než ostatní kombinace.

Uvažujeme-li účinek koroze výztuže po její depasivaci,

měl by zde být vedle účinků jiných mechanických namáhá-

ní na krycí vrstvu zahrnut i účinek rozpínavých tlaků koroz-

ních produktů výztuže. Kdekoliv, kde působí napětí v sou-

držnosti na výztuž, působí také „rozpínavé napětí“ (bursting

stresses) v betonu, které je stejné povahy jako expanzní tla-

ky korozních produktů, vedoucí až k mezním situacím, tj. ke

vzniku trhlin a odprýskávání krycí vrstvy.

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20 25 30 35

Time

Det

erio

ratio

n (c

orro

sion

)

Depassivationpf 10 -1

Formation of cracks

Spalling

Collapse of structurepf 10 -4- 10 -6

0

25

50

75

100

0 50 100 150years

cum

ulat

ive

failu

re (%

)

A2%

B30%

C50%

10%

years

0

25

50

75

100

0 50 100 150

years

cum

ulat

ive

failu

re (%

)

Obr. 2 Různé mezní stavy a odpovídající úrovně spolehlivosti

na příkladu postupující koroze výztuže ❚ Fig. 2 Various Limit States

and related reliability levels exemplified for corrosion of reinforcement

Obr. 3 Čas do depasivace povrchu výztuže (příklad převzat z [16]),

norská standartizace stanovila 10% přijatelnost pro depasivace

jako kritérium stanovující opatření trvanlivosti, zatímco země A, B

a C stanovují 2%, 30% a 50% přijatelnost ❚ Fig. 3 Time till

depassivation of reinforcement surface (example derived from [16]).

The Norwegian Standardisation body applied a 10% acceptance

for depassivation as criteria when determining its durability provisions,

while country A, B and C applied 2%, 30% and 50%, resp.

Obr. 4 Stejný příklad jako na obr. 3, ale přidáno 10 let probíhající

koroze k dosažení vzniku trhlin a odprýskávání krycí vrstvy, MS na 50%

pravděpodobnosti depasivace potom dává cca 35% pravděpodobnost

porušení pro MS vzniku trhlin a odprýskávání ❚ Fig. 4 The same

example as in Fig. 3, with added 10 years active corrosion to reach

cracking and spalling of the rebar cover. The Limit State at 50%

probability for depassivation then gives a ≈ 35% probability of failure

for Limit State cracking and spalling

2 3

4



To je další z argumentů pro vyloučení „minového pole“

vzniku trhlin a odprýskávání jako kritéria MS pro návrh ži-

votnosti.

Budeme-li se věnovat příkladu depasivace výztuže způso-

bené karbonatací, všechny sledované charakteristiky budou

mít určitý statistický rozptyl. Bude to např. skutečná tloušťka

krycí vrstvy, mikroklimatické podmínky, vlhkost betonu, jeho

ošetřování ad. Výsledek, určený interval iniciace koroze, bu-

de mít také jistý statistický rozptyl.

Obr. 3 odvozený Bamforthem [16] ukazuje kumulativní čas

depasivace povrchu výztužných prutů v konstrukci s pro-

bíhající karbonatací. Pro stanovení skutečné životnosti této

konstrukce musí MS depasivace odpovídat úrovni spolehli-

vosti. Ve fib komisi 5, TG 5.11 v současné době připravujeme

podpůrný dokument k MC-2010 / ISO 16204. Práce odhalu-

je, že norské požadavky, současně považované za dostateč-

né, používají pf = 10-1. V tomto případě je dosažena životnost

70 let. Avšak představitelé tří jiných evropských zemí uvedli,

že odborníci z jejich normotvorných organizací udávají jako

vhodné hodnoty pf 2 .10-2, 3 .10-1 a 5 .10-1 (2, 30 a 50 %).

To dává rozptyl nominální životnosti 50 až 109 let pro stej-

nou konstrukci vystavenou stejnému prostředí.

Tento nedostatek shody v užití spolehlivosti vycházející

z konceptu mezních stavů je pravděpodobně hlavním dů-

vodem pro výše uvedené velké rozdíly v požadavcích tr-

vanlivosti mezi evropskými normami. Současný nedostatek

transparentnosti je také velmi matoucí pro odbornou veřej-

nost, mezi níž se o návrhu životnosti diskutuje.

V obr. 4 jsem zahrnul často používaný předpoklad, že uply-

ne deset let mezi napadením výztuže korozí a vznikem trhlin,

případně počátkem odprýskávaní krycí vrstvy. V takovém

případě národně akceptovaná 50% pravděpodobnost de-

pasivace výztuže implikuje také přijatelnou 35% pravděpo-

dobnost vzniku trhlin a počátku odprýskávání krycí vrstvy.

Zatímco je pro klienta snadné přijmout vysokou pravdě-

podobnost dosažení nedramatických projevů, jako depasi-

vace výztuže, během životnosti konstrukce, je pro něj mno-

hem obtížnější přijmout vznik a rozvoj trhlin a odprýskávání

krycí vrstvy. Následky související s příliš vysokou pravděpo-

dobností poruchy související s depasivací výztuže by proto

měly být řádně objasňovány.

JAKÁ JE PŘIJATELNÁ DÉLKA NÁVRHOVÉ

Ž IVOTNOSTI?

ISO 2394 dává návod pro přijatelnou volbu délky návrhové

životnosti (tab. 2).

Stejný návod je uveden v evropské normě EN 1990 a je

v praxi nejčastěji užívaným postupem v nejvýznamnějších

částech světa. Tabulka je však obecně platná pro všechny

typy stavebních materiálů a měla by být užívána pro beto-

nové konstrukce s nejvyšší opatrností. A to zvláště pro tří-

du 3 zahrnující budovy, která je nejrozmanitější skupinou.

Některé budovy, např. továrny, mají životnost stanovenou

ekonomicky v závislosti na instalovaném strojním vybavení.

Na druhé straně konstrukční části rezidenčních budov bu-

dou mít obecně ve společnosti očekávanou životnost mno-

hem delší než 50 let (tab. 2).

ISO 16204 proto důrazně doporučuje uživatelům používat

vyšší hodnoty přinejmenším pro ty konstrukční části betono-

vých budov, kde by oprava nebo výměna prvků byla obtížná

nebo finančně nákladná.

Obr. 5 Vývojový diagram

pro návrh životnosti [8]

❚ Fig. 5 Flowchart for service

life design [8]

Tab. 2 ISO 2394, Table 1 [10], dává příklady návrhové životnosti, stejná

tabulka je v EN 1990 [11], ISO 16204 [8] udává, že by měly být použity

tři třídy s ohledem na konstrukční části budovy, kde je oprava obtížná

nebo drahá ❚ Tab. 2 ISO 2394, Table 1 [10], gives examples of

design service lives. The same table is given as guidance in EN 1990

[11]. ISO 16204 [8] states that class 3 should be used with care for

structural parts of buildings where repair is complicated or expensive

TřídaNárodní návrhová

životnost [roky]Příklady

1 1 až 5 dočasné konstrukce

2 25vyměnitelné konstrukční části, např. jeřábové nosníky,

ložiska

3 50 budovy a další konstrukce, které nejsou uvedeny níže

4 100 a vícemonumentální budovy a jiné speciální nebo důležité

konstrukce, velké mosty

Establishing the general layout, the dimensions and selection of materials

In t

he c

ase

of n

on-c

onfo

rmity

to

the

perfo

rman

ce c

riter

ia,

the

stru

ctur

e be

com

es o

bsol

ete

or s

ubje

ct t

o fu

ll or

par

t ia

l red

esig

n

Verification by the

“Full probabilistic” method

Involving:

* Probabilistic models

- resistance

- loads/exposure

- geometry

* Limit states

Verification by the

“Partial factor” method.

Involving:

* Design values

- characteristic values

- partial factors

* Design equations

* Limit states

Verification by the

“Deemed-to-satisfy”

method.

Involving:

Exposure classes,

limit states and other

design provisions

Verification by the

“Avoidance of

deterioration”

method.

Involving:

Exposure classes,

limit states and other

design provisions

Establishing the serviceability criteria

Execution specification

Maintenance plan

Condition assessment plan

Execution of the structure

Inspection of execution

Condition assessments during operational service lifeMaintenance

5



NÁVRH ŽIVOTNOSTI A JEJ Í VERIF IKACE

Návrh konstrukce zahrnuje všechny činnosti potřebné k nale-

zení vhodného řešení z hlediska funkčních, environmentálních

a ekonomických požadavků (definice v MC-2010).

To znamená, že činnosti směřující k návrhu životnosti by mě-

ly probíhat dle vývojového diagramu na obr. 5. Podobný graf

je obsažen v MC SLD a slovně popsán v fib MC-2010.

Kritéria použitelnosti musí být odsouhlasena majitelem ob-

jektu v rámci platné legislativy.

Dokumenty nespecifikují, jak projektant vyřeší základní dis-

pozici, rozměry a výběr materiálů. Ověření/posouzení návrhu

v projektu je však důrazně požadováno. fib i ISO dokumenty

umožňují čtyři formy posouzení návrhu životnosti:

• Plně pravděpodobnostní metoda: Čas k dosažení MS s po-

žadovanou úrovní spolehlivosti je počítán na základě sta-

tistických dat o zatížení vlivem prostředí a odolnosti kon-

strukce.

• Metoda dílčích součinitelů bezpečnosti: Postup je podob-

ný jako v případě plně pravděpodobnostní metody, ale sta-

tistická data o zatížení a odolnosti konstrukce jsou nahra-

zena charakteristickými hodnotami a dílčími součiniteli bez-

pečnosti.

• Metoda dodržení zásad životnosti (The deemed-to-satis-

fy method): Soubor podmínek (obvykle w/c, tloušťka kry-

cí vrstvy výztuže, šířka trhliny, pórovitost ad.), pro něž jsou

normotvornou komisí stanovena návrhová kritéria splnění.

• Metoda vyloučení vlivů způsobujících degradaci (The

avoidance-of-deterioration method): tato metoda předpo-

kládá, že k degradačnímu procesu nedojde, protože např.

zatížení a konstrukce jsou odděleny obkladem nebo mem-

bránou, jsou použity nereaktivní materiály, reakce jsou po-

tlačeny pomocí elektrochemických metod ad.

Pátý způsob nabízený MC-2010 pro ověření celkové únos-

nosti konstrukce, tzv. celková odolnost, není pro návrh život-

nosti používán.

Obě metody, metoda dílčích součinitelů bezpečnosti i me-

toda dodržení zásad životnosti, by měly být kalibrovány, a to

buď plně pravděpodobnostní metodou, nebo na základě

dlouhodobých zkušeností s použitím tradičních postupů.

Z uvedených čtyř možností je plně pravděpodobnostní me-

toda nejsložitější a nejpropracovanější. Proto je pro většinu

akademiků tou nejprestižnější a nejpřesnější. To je však zá-

sadně špatně. Vzhledem k běžnému nedostatku dobrých

a reprezentativních dat, a nejistotám v modelování, je plně

pravděpodobnostní metoda jen zřídka vhodná pro návrh no-

vé konstrukce. Na druhou stranu je to však metoda velmi

vhodná pro posouzení zbytkové životnosti existujících kon-

strukcí, kde data mohou být získána ze skutečné konstrukce.

Posuzováním zbytkové životnosti stávajících konstrukcí po-

mocí plně pravděpodobnostní metody získáváme velmi silný

nástroj pro ověřování metody dodržení zásad životnosti (de-

emed-to-satisfy) a jejích ustanovení pro návrh nových kon-

strukcí v podobné expozici i dalších návrhových podmínkách.

Metoda dílčích součinitelů je semi-pravděpodobnostní pří-

stup, kde jsou výpočty prováděny deterministicky a statis-

tický rozptyl vstupních parametrů je do procesu vnášen pro-

střednictvím dílčích součinitelů. Kalibrace těchto dílčích sou-

činitelů pro návrhovou životnost v obecném použití je velmi

náročná a její praktické využití je proto v blízké budoucnosti

obtížně představitelné.

Oba dokumenty, MC-2010 i ISO 16204, předpokládají, že

metoda dodržení zásad životnosti i metoda vyloučení vlivů

způsobujících degradaci budou dominantní při praktickém

návrhu životnosti nových konstrukcí v budoucnosti, ale usta-

novení první z nich se budou vztahovat ke specifickým MS

a spolehlivosti. Toto bude dále ověřováno normalizační komi-

sí a komunikováno s odbornou veřejností.

MODELOVÁNÍ

Obecně

Abychom mohli používat plně pravděpodobnostní metodu

a metodu dílčích součinitelů bezpečnosti, potřebujeme mode-

ly, které dokážou popsat degradační proces v čase.

Takových a ještě se širokým mezinárodním konsenzem však

v naší oblasti (betonové stavebnictví, pozn. red.) zatím mno-

ho není.

fib MC SLD, MC-2010 a ISO 16204 doporučují 2. Fickův zá-

kon modifikovaný časově závislým difúzním koeficientem pro

průnik chloridů a tradiční model druhé odmocniny času pro

karbonataci. Oba modely, popsané a vysvětlené v uvedených

třech dokumentech, jsou vysvětleny i v dalším textu.

Dokumenty nevylučují pro užívání také další modely s pod-

mínkou, že jsou dostatečně ověřeny zkušenostmi v reálných

případech.

Karbonatace

Postup karbonatace lze popsat následujícím vztahem

x t W k tc

, (1)

kde k je součinitel vyjadřující základní odolnost vybrané beto-

nové směsi (poměr w/c, typ cementu, přísady) v referenčních

podmínkách a za vlivu základních podmínek prostředí (tj. re-

lativní vlhkosti a koncentrace CO2) proti postupu karbonata-

ce. Odráží také vliv provádění betonové konstrukce. W vnáší

do vztahu vliv proměnných meso-klimatických podmínek pro

specifický betonový prvek během jeho životnosti, jako jsou

vlhkost a teplota.

Při návrhu nové konstrukce mohou být faktory k a W od-

vozeny ze záznamů o stávajících konstrukcích, kde je návrh

směsi betonu, provádění i vystavení podmínkám prostředí

podobné jako u nově navrhované konstrukce.

Pro posouzení zbytkové životnosti stávající konstrukce mo-

hou být hodnoty k a W stanoveny přímo dle stavu vyšetřova-

né konstrukce.

Průsak chloridů

Průsak chloridů z mořské vody (nebo rozmrazovacích solí,

pozn. red.) by měl být posuzován pomocí následujícího vztahu

Cx

s s iC(x,t) C ( C ) erf(

2 ( ) tD)

appt

. (2)

V tomto modifikovaném 2. Fickově zákonu difúze C (x, t) vy-

jadřuje obsah chloridů v betonu v hloubce x (povrch kon-

strukce: x = 0 mm) a v čase t [wt. – %/obsah pojiva], Cs ob-

sah chloridů v povrchové vrstvě betonu [wt. – %/obsah po-

jiva], Cj počáteční obsah chloridů v betonu [wt. – %/obsah

pojiva], x je hloubka odpovídající obsahu chloridů C (x, t)

[mm], Dapp(t) je koeficient difúze chloridů betonem [mm2/rok]

v čase t (viz vztah (3)), t čas vystavení působení chloridů [ro-

ky] a erf je chybová funkce.

D t D tt

tapp app( ) ( )

00 , (3)

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



a α je faktor věku ovlivňující snižování difúzního koeficientu

v čase. V závislosti na typu pojiva a podmínkách mikropro-

středí se pohybuje mezi 0,2 až 0,8.

Zdánlivý koeficient difúze po časovém úseku t vystavení

působení chloridů Dapp(t) představuje konstantní ekvivalent-

ní koeficient difúze dávájící podobný chloridový profil jako

měřený profil pro konstrukci vystavenou chloridovému pro-

středí po dobu t.

K poklesu zdánlivého koeficientu difúze dochází z několi-

ka důvodů:

• pokračující reakce pojiva,

• vliv snižování obsahu vody v kapilárách v povrchové zó-

ně v čase,

• stupeň nasycení betonu,

• působení chloridů vniklých do betonu z mořské vody ne-

bo rozmrazovacích solí (výměna iontů s následným zaná-

šením (uzavíráním) pórů v povrchové vrstvě).

Pro návrh nové konstrukce lze parametry Cs, Ci, Dapp (t0) a α odvodit z nějaké stávající konstrukce, kde jsou betonová

směs, provádění a podmínky expozice stejné jako ty před-

pokládané pro novou konstrukci.

Při posuzování zbytkové životnosti stávající konstrukce,

faktory, s možnou výjimkou α, mohou být určeny přímo

z odpovídajících měření na konstrukci.

Pro oba případy, návrh nové konstrukce i posouzení zbyt-

kové životnosti stávající konstrukce, lze faktor stáří α získat

z místního šetření konstrukce s podobnou betonovou směsí,

realizací a podmínkami prostředí, jako u řešené konstrukce.

Pro výpočet faktoru stárnutí jsou třeba výsledky alespoň ze

dvou intervalů (s dostatečným odstupem mezi nimi) expozi-

ce konstrukce v chloridovém prostředí.

Další degradační mechanismy

O účinku kyselin, síranů a alkalické reakci MC-2010 a ISO

16204 uvádí, že zatím nejsou dostupné žádné časově zá-

vislé modely s širokým mezinárodním konsenzem a že pl-

ně pravděpodobnostní přístup a přístup na základě meto-

dy dílčích součinitelů bezpečnosti nejsou v těchto případech

v současnosti vhodné.

Pro tyto mechanismy by měly být použity postupy zahrnu-

té v metodě dodržení zásad životnosti a metodě vyloučení

vlivů způsobujících degradaci (deemed-to-satisfy and avoid-

ance-of-deterioration approaches).

Pro rozmrazovaní a zmrazování byl formulován obecný

časově závislý model, který je však vzhledem ke složitos-

ti vstupních parametrů zatím obtížně použitelný. Proto by

i v tomto případě měly být v praxi používány přístupy me-

tod dodržení zásad životnosti a vyloučení vlivů způsobují-

cích degradaci.

Jak bylo zmíněno, komise fib a ISO měly problém s dopo-

ručením časově závislých modelů pro výpočet rychlosti po-

stupu koroze výztuže po její depasivaci, přestože modely

schopné určit celkový objem korozivních produktů již existu-

jí. Je však u nich problematické rozlišit koncentrovanou (důl-

kovou) korozi a korozi rozprostřenou na větší plochu s mé-

ně vážnými následky.

Vliv trhlin

Intuitivně předpokládáme, že konstrukce poškozené trhli-

nami budou degradovat rychleji než konstrukce bez trhlin.

Avšak ani fib ani ISO komise nerozhodly o doporučení něja-

kého obecného modelu, který by zahrnoval tento jev.

Komise zatím doporučují setrvat u zjednodušeného přístu-

pu užívaného ve většině současných operativních norem.

To znamená, že koroze výztuže není ovlivněna šířkou trhli-

ny pod určitou hodnotou. V závislosti na náročnosti prostře-

dí a citlivosti konstrukce je tato mezní šířka trhliny udávána

jako charakteristická hodnota (horní 5% kvantil) v intervalu

0,2 až 0,4 mm.

V nejtvrdších podmínkách expozice (např. expoziční třídy

XD3/XS3, jak je definuje ISO 22965-1 [17] a EN 206-1), jsou-

-li použitelnost nebo konstrukční celistvost narušeny a jest-

liže sledování, kontroly a případné zásahy nelze provádět, je

doporučeno vyloučit vlivy způsobující degradaci.

Nejistoty v modelech a datech

Jako inženýři skromně přiznáváme a připouštíme, že mode-

Obr. 6 Platforma Oseberg A v bouřlivém počasí [19] ❚

Fig. 6 Oseberg A platform in stormy weather [19]

Obr. 7 Inspektor posuzující stav betonového pláště těžní platformy

v Norském moři [19] ❚ Fig. 7 An inspector assessing the condition

of a concrete shaft on a North Sea petroleum installation [19]

6

7



ly, které používáme, jsou pouze přiblížením skutečného cho-

vání konstrukcí.

Podobně jako v tradičních postupech návrhu, musí být ne-

jistoty modelů do výpočtů zahrnuty tak, aby jejich následky

byly, pokud možno, potlačeny.

Stejně tak máme základní problém, když se pokoušíme po-

psat dlouhodobou odolnost konstrukce pomocí zrychlených

zkoušek mladých betonových prvků v laboratoři.

MC-2010 a ISO 16204 varují uživatele před nekritickým

spoléháním se na předpovědi založené na laboratorních tes-

tech vzorků starých pouze několik měsíců a extrapolovaných

do konce návrhové životnosti bez zohlednění nejistot mode-

lu i vstupních dat.

Jedna z cest, jak redukovat tyto vlivy, je užívat k extrapola-

ci dat modely vycházející ze sledování konstrukcí vystavených

po určenou dobu ve skutečném prostředí.

Norská normalizační komise užívala tento přístup, když jsme

prověřovali současné požadavky na dodržení zásad životnos-

ti zahrnuté v norských normách.

Maage a Smeplass [18] analyzovali a extrapolovali místní še-

tření o karbonataci konstrukcí starých přibližně jednu dekádu.

Helland, Aarstein a Maage [19] analyzovali zbytkovou život-

nost deseti betonových konstrukcí v Norském moři na zákla-

dě 180 chloridových profilů sestavených po 2 až 26leté ex-

pozici (obr. 6 a 7).

Obě studie byly zpracovány podle modelů a principů zalo-

žených na MS (depasivaci) a stupni spolehlivosti, jak jsou po-

psány pro plně pravděpodobnostní metodu v MC-2010 a ISO

16240.

PŘEDPOKLADY NÁVRHU Z HLEDISKA PROVÁDĚNÍ ,

ÚDRŽBY A OPRAV

Navrhujeme-li novou konstrukci (nebo rekonstrukci stávající

konstrukce), je třeba pracovat s některými základními před-

poklady.

Proces výstavby konstrukce musí zajistit, že výsledná kon-

strukce bude mít vlastnosti, které předpokládal její návrh.

Kvalita odváděné práce a kvalita řízení procesů na staveniš-

ti musí proto dosahovat určité úrovně. MC-2010 a ISO 16204

proto považují za minimální požadovanou úroveň splnění po-

žadavků uvedených v ISO 22966 „Provádění betonových

konstrukcí“. Tato norma je více méně identická s evropskou

normou EN 13670.

Je zdůrazněno, že některé zvláštní požadavky na materiály

nebo provádění vztažené k trvanlivosti nejsou vždy provádě-

cí normou pokryty a měly by být vyjasněny mezi autorem ná-

vrhu a realizátorem stavby jako část „specifikace provádění“.

Očekává se, že dokončená konstrukce bude řádně prohléd-

nuta a zkontrolována.

Je doporučováno, aby návrh a projekt konstrukce byl za-

končen prováděcí dokumentací. Část této dokumentace,

která obsahuje vstupní parametry k návrhu životnosti, a slou-

ží proto jako podklad pro posouzení stavu během používání

konstrukce, je často označována jako „rodný list“ konstrukce.

Pokud kontrola odhalí odchylky od specifikace, které pře-

kračují dané tolerance, musí být zahájen proces činností

směřující k dosažení shody.

Předpoklady týkající se sledování konstrukce během jejího

užívání jsou v MC-2010 zahrnuty v kapitole 9 „Údržba“ a pro

normu ISO 16204 jako navazující norma ISO 16311 [21].

ISO 16311 pro údržbu a opravy betonových konstrukcí při-

pravuje ISO TC-71/SC-7 pod vedením profesora Tamona Ue-

dy, jednoho z hlavních autorů Kapitoly 9 MC-2010. Je to dal-

ší z příkladů implementace ustanovení fib MC-2010 do ope-

račních norem ISO.

Dále je požadováno, aby projektant zpracoval v součinnos-

ti s organizací, která se bude starat o provoz a údržbu kon-

strukce, „Plán údržby“. Tento plán by měl obsahovat instruk-

ce k činnostem, o kterých se předpokládalo, že je bude tře-

ba vykonávat, např. generální úklid, kontrola systému odvod-

nění, pravidelné prohlídky a opravy těsnění ad.

V projektu by měl být také zahrnut plán prohlídek a kontrol.

Tento plán by měl stanovit:

• jaké typy kontrol jsou požadovány,

• které prvky konstrukce by měly být kontrolovány,

• frekvenci prohlídek,

• kritéria, která by měla být splněna,

• zápis výsledků kontrol,

• návrh postupu v případě, že nebudou splněna požadova-

ná kritéria.

Protože úroveň spolehlivosti, na které je založeno posou-

zení návrhu, je zvolena na základě možných následků stavu,

kdy by konstrukce nevyhověla odpovídajícímu MS, je důleži-

tost prohlídek a kontrol během životnosti konstrukce velmi vy-

soká. Bude-li konstrukce často podrobena důkladným kon-

trolám kvalifikovanými pracovníky, poškození a poruchy bu-

dou rozeznány v raném stadiu, které umožňuje místní vyspra-

vení či opravu konstrukce, což zabrání vážnějším následkům.

Není-li konstrukce (ani její části) vůbec podrobena kontrolám

(často např. základy), mohou být případné následky jejích po-

ruch či poškození mnohem vážnější.

Je třeba, aby to bylo vzato v úvahu už při návrhu a v pro-

jektu konstrukce.

ROZDÍLY MEZI f ib MC SLD, f ib MC-2010 A ISO 16240

MC SLD byl prvním z tohoto typu dokumentů. Jeho poslá-

ním bylo představit nový koncept, a proto zahrnuje rozsáh-

lé komentáře, vysvětlení a řadu informativních příloh s příkla-

dy použití.

Příklady byly pro čtenáře velmi užitečné, ale někteří si je

špatně interpretovali a považovali je za obecně platné. Tako-

vé chyby v užívání způsobily různá nepochopení a rozčarová-

ní, protože získané výsledky byly v těchto případech nereali-

stické a matoucí.

Část odborné veřejnosti spojovala MC SLD pouze s mode-

lováním na základě plně pravděpodobnostní metody. V pra-

xi a v oblasti standardizace byla k novému přístupu z těchto

důvodů značná skepse.

V kontrastu k MC SLD je MC-2010 obecný dokument po-

krývající všechny oblasti návrhu, výstavby, údržby a případ-

ného odstranění konstrukce. Různé prvky důležitosti pro ná-

vrh životnosti jsou zde předkládány a rozebírány paralelně jak

v návrhu konstrukce, tak i v návrhu z pohledu udržitelnos-

ti. Hlavní prvek návrhu životnosti konstrukce je zahrnut v ka-

pitole 7.8 „Posouzení mezních stavů z pohledu trvanlivosti“.

MC-2010 nepřejal informativní přílohy z MC SLD, ale odkazu-

je na tento dokument, pokud čtenáři mají zájem.

Text MC-2010 je v zásadě stejný jako v normativní části

MC SLD, je však vyzrálejší díky předchozím zkušenostem

s MC SLD a faktu, že staré jádro fib TG 5.6 bylo rozšířeno

o dvacet pět odborníků pracujících v komisích ISO, aby sou-

časně s fib SAG-5 pracovali na MC-2010.

ISO 16204 je téměř ekvivalentní v otázkách návrhu život-

nosti s MC-2010, ale obsahuje méně komentářů. Protože

ISO 16204 je především operativní norma, její rozsah se od

MC-2010 liší.

1 0 B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3


Tato mezinárodní norma specifikuje principy a doporuču-

je postupy pro posouzení trvanlivosti betonových konstruk-

cí vystavených:

• známým nebo předvídatelným vlivům prostředí způsobu-

jícím degradaci materiálu vedoucí až k nemožnosti sloužit

účelu, ke kterému byla konstrukce navržena,

• zhoršování materiálových vlastností bez agresivity ze stra-

ny vnějšího prostředí konstrukce, označované jako stárnu-

tí materiálu.

Poznámka: Např. chloridy přítomné v betonové směsi mohou způsobit vnitřní

degradaci materiálu i v případě, že další chloridy nebudou z povrchu vnikat.

Tato mezinárodní norma je určena pro národní normotvor-

né orgány pro jejich práci v posuzování a oceňování jejich po-

žadavků na trvanlivost betonových konstrukcí. Norma může

být také použita pro:

• posouzení zbytkové životnosti stávající konstrukce,

• pro návrh životnosti nových konstrukcí za předpokladu

kvantifikovaných parametrů na úrovni spolehlivosti a návr-

hových parametrů daných národními přílohami tohoto mezi-

národního standardu.

V příloze E k ISO 16204 jsme uvedli návod na obsah tako-

vé národní přílohy.

DALŠÍ AKTIV ITY f ib NA POLI NÁVRHU ŽIVOTNOSTI

Komise 5 „Aspekty životnosti konstrukce“ je základní fib komi-

sí na toto téma. Pracovní skupiny v současnosti zpracováva-

jící dokumenty v přímé podpoře MC-2010 a ISO 16204 jsou:

• TG 5.08 „Podmínky kontroly a posuzování železobetono-

vých konstrukcí vystavených korozivnímu prostředí“,

• TG 5.09 „Předlohy technických specifikací pro účely oprav

a zásahů“,

• TG 5.10 „Rodný list a další doklady pro management život-

nosti“,

• TG 5.11 „Kalibrace předpisů dodržení zásad životnosti

vzhledem k trvanlivosti“,

• TG 5.13 „Operativní dokumenty pro podporu návrhu život-

nosti“.

ZÁVĚRY

MC-2010 zahrnuje návrh betonové konstrukce souběžně

z hlediska únosnosti, její životnosti a udržitelnosti. Hlavní au-

tor části MC-2010 zaměřené na udržitelnost je prof. Koji Sa-

kai. Je také předsedou paralelní subkomise ISO TC-71, kte-

rá se zabývá implementací těchto ustanovení do ISO 13315

[22], soustavy norem zajišťující kompatibilitu mezi oběma sou-

bory dokumentů.

Návrh životnosti konstrukce je hlavní jmenovatel všech vý-

počtů zaměřených na náklady a udržitelnost pro vlastníka

i společnost.

Jako předseda pracovní skupiny ISO TC-71/SC-3/WG-4

doufám, že koncept založený na MS a spolehlivosti vyvinutý

fib a implementovaný ISO zlepší současnou situaci a umožní

praxi přistupovat k racionálnějším rozhodnutím.

V Evropě jsme začali s procesem revize našich hlavních nor-

mových předpisů pro výstavbu betonových konstrukcí. Vý-

sledky tohoto procesu by se měly objevit na konci této de-

kády.

Spojením pracovní skupiny CEN TC-104 (materiály a pro-

vádění) a TC-250/SC-2 (návrh) s překrývajícími se náplně-

mi se nová metodologie dostala do jejich diskuzí. Podobná

snaha zařadit fib/ISO metodologii návrhu životnosti byla vy-

jádřena TC-250/SC-2, když se začínalo s procesem revize

EN 1992 [23].

Doufám, že tato metodologie bude promítnuta i do „lehké“

revize evropské normy pro výrobu betonu EN 206, jejíž do-

končení bylo plánováno na rok 2013 (a bylo odsunuto, pozn.

red.). Revize má umožnit 31 národním normotvorným orgá-

nům zajistit pro jejich národní přílohy v rámci CEN vyšší míru

harmonizace a transparentnosti, než je tomu v současnosti.

DOI: 10.1002/suco.201200021 – původní anglický text článku v Structural Concrete,

Vol. 14, March 2013, pp. 10–18.

Steinar Helland

Skanska Norge as

Post box 1175, Sentrum, 0107 Oslo, Norway


Pozn. red.: O dokumentech, které jsou předmětem článku,

bylo referováno v Beton TKS 3/2006 a 2/2010.

Literatura:[1] CEB/FIP Model Code 90, fib – fédération internationale du béton,

International Federation for Structural Concrete. Case Postale 88, CH-1015 Lausanne, Switzerland, 1993

[2] FIP/CEB Bulletin No 228, High Performance Concrete. Extensions to the Model Code 90, fib, Lausanne, Switzerland, 1995

[3] fib Bulletin No. 4, Light Weight Aggregate Concrete – part 1: Recommended extensions to Model Code 90, fib, Lausanne, Switzerland, 2000

[4] fib Bulletin No. 34, Model Code for Service Life Design, fib, Lausanne, Switzerland, 2006

[5] fib Bulletin No. 65, Model Code 2010, Final draft, Vol. 1, fib, Lausanne, Switzerland, 2012

[6] fib Bulletin No. 66, Model Code 2010, Final draft, Vol. 2, fib, Lausanne, Switzerland, 2012

[7] Walraven J., Bigaj-van Vliet A.: The 2010 fib Model Code for con-crete structures: a new approach to structural engineering, Structural Concrete, Journal of the fib, Vol. 12, No. 3, September 2011

[8] ISO 16204 Durability – Service Life Design of Concrete Structures, International Organization for Standardization ISO Central Secretariat. 1, ch. de la Voie-Creuse, CP 56, CH-1211 Geneva 20, Switzerland, 2012

[9] WTO Agreement on technical barriers to trade (TBT), Uruguay Round Agreement, World Trade Organization, https://www.wto.org/english/docs_e/legal_e/17-tbt_e.htm

[10] ISO 2394 General Principles on reliability for structures, ISO, Geneva, Switzerland, 1998

[11] EN 1990, Eurocode – Basis of structural design, CEN – European Committee for standardization, Avenue Marix 17, B-1000 Brussels, Belgium, 2002

[12] Harrison T.: CEN/TR 15868 Survey of national requirements used in conjunction with EN 206-1:2000, CEN, Brussels, Belgium, 2009

[13] EN 1992-1-1, Eurocode 2: Design of concrete structures – Part 1-1: General – Common rules and rules for buildings, CEN, Brussels, Belgium, 2004

[14] EN 13670 Execution of concrete structures, CEN, Brussels, Belgium, 2009

[15] EN 206-1 Concrete – Part 1: Specification, performance, production and conformity, CEN, Brussels, Belgium, 2000

[16] Bamforth Ph.: Enhancing reinforced concrete durability, Concrete Society Technical Report no 61. The Concrete Society, Riverside House, 4 Meadows Business Park, Station Approach, Blackwater, Camberley, Surrey, GU17 9AB, 2004

[17] ISO 22965-1 Concrete – Part 1: Methods of specifying and guidance for the specifier, ISO, Geneva, Switzerland, 2007

[18] Maage M., Smeplass S.: Carbonation – A probabilistic approach to derive provisions for EN 206-1, DuraNet, Third workshop, Tromsø, Norway, June 2001, Reported in “Betongkonstruksjoners Livsløp” report no 19, Norwegian Road Administration, P.O.Box 8142, 0033 Oslo, 2001

[19] Helland S., Aarstein R., Maage M.: In-field performance of North Sea offshore platforms with regard to chloride resistance, Structural Concrete, Journal of the fib, Vol. 11, No. 2, June 2010

[20] ISO 22966 Execution of concrete structures, ISO, Geneva, Switzerland, 2009

[21] ISO/DIS 16311 Maintenance and repair of concrete structures, ISO, Geneva, Switzerland, 2011

[22] ISO 13315 Environmental management for concrete and concrete structures, ISO, Geneva, Switzerland, 2012

[23] CEN TC250/SC2 document N 833 Future development needs in EN 1992’s, Secret. DIN, mailing address: 10772 Berlin, Germany

CEMEX A VUT V BRNĚ SPOLUPRACUJÍ NA VÝZKUMU

VYUŽITÍ FLUIDNÍCH POPÍLKŮ VE STAVEBNICTVÍ

1 16 / 2 0 1 3 ❚ t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e • B E T O N

F I R E M N Í P R E Z E N T A C E ❚ C O M P A N Y P R E S E N T A T I O N

Společně s růstem pozornosti, která je věno-vána ochraně životního prostředí, se význam-ným způsobem zvyšují nároky na stavební prů-mysl a ekologické otázky s ním spojené. Záso-by a zdroje přírodních surovin jsou omezené, proto je nutné i v tomto odvětví hledat prostor pro možnosti využívání alternativních zdrojů. Těmi mohou být např. druhotné resp. odpad-ní materiály vzniklé při výrobě primárních su-rovin nebo energie. Z ekonomického hledis-ka je výhodné nakládat s odpadními materiály, protože není potřeba je těžit ani jinak získávat. Z hlediska ekologického je výroba z druhot-ných surovin také výhodná – jejich vícenásob-né použití pomáhá šetřit zdroje přírodních suro-vin pro další generace a obecně chrání životní prostředí.

Z těchto důvodů začaly spolupracovat firmy CEMEX Czech Republic, s. r. o., a ČEZ Ener-getické produkty, s. r. o., spolu s Fakultou sta-vební VUT v Brně. Na společný projekt – Mož-nosti průmyslového využívání fluidních popílků z nízkoteplotního spalování pro výrobu staveb-ních hmot – získali účelovou podporu v rámci programu TIP Ministerstva průmyslu a obcho-du ČR (projekt ev. č. FR-TI4/582).

Projekt si klade za cíl zvýšit efektivitu využi-

trná rozdílnost obou druhů. Zejména tvar částic a od něj odvíjející se měrný povrch.

Složení popílku je ovlivněno druhem použité-ho sorbčního činidla – vápence nebo dolomitu. Z toho také plyne poměr obsahu CaO (oxidu vápenatého) a MgO (oxidu hořečnatého). Hod-nota ztráty žíháním je zvýšena v důsledku ob-sahu zbytků uhlíku a vázané vody a CO2 (oxi-du uhličitého) v CaCO3 (uhličitanu vápenatém), resp. MgCO3 (uhličitanu hořečnatém).

Fluidní popílek není ve většině zemí brán v úvahu jako příměs do betonu. Vymyká se totiž požadavkům na chemické složení. Zejména se jedná o obsah síranů a CaO. V případě síranů se jedná o nebezpečí pozdějšího vzniku ettrin-gitu, čímž by došlo k narušení vnitřní struktury betonu, a tím ke snížení jeho pevností. Podob-ně je tomu u oxidu vápenatého, kdy by moh-lo docházet k opožděné hydrataci, a tím nabytí objemu výsledného produktu a možnému roz-padu zatvrdlého cementového kamene.

V současném stavu výzkumných prací jsou testovány možnosti využití fluidních popílků v betonech jako částečná náhrada portland-ského cementu. Ověřovány jsou možnosti úprav fluidního popílku z produkce elektráren ČEZ, a. s., a to lokality Ledvice a Tisová. Jako

tí fluidního popílku jako složky pro výrobu sta-vebních hmot na bázi cementu. Sníží se tak spotřeba energie při výrobě cementu, přírod-ní suroviny se nahradí surovinou odpadní a zá-roveň se sníží náklady na ukládání fluidních po-pílků na složiště (úložiště / skládky). Začlenění fluidního popílku do průmyslové výroby dalších stavebních hmot a výrobků by zajistilo efektivní využití fluidního popílku produkovaného uhel-nými elektrárnami v České republice a nabídlo velký ekonomický a ekologický potenciál.

Konsorcium tří účastníků projektu disponuje potřebným technickým zázemím, týmy vyško-lených odborníků a pokrývá rozhodující většinu činností potřebných k realizaci a dosažení vý-sledků. Prozatím došlo k uzavření 1. etapy vý-zkumu. Zde by bylo zajímavé představit ales-poň dílčí závěry výzkumu.

Fluidní spalování se stává stále běžnější tech-nologií pro „čistší“ produkci elektrické energie. Tato technologie je používána v několika evrop-ských státech, v Indii, Japonsku a USA. Hlav-ním přínosem je možnost snížení obsahu SO2

(oxid siřičitý) a NOx (oxidy dusíku) ve spalinách.V případě fluidního popílku částice nema-

jí kulový tvar a ani nejsou z větší části skelné. Na obr. 1 jsou snímky fluidního popílku a popíl-ku z klasického spalování. Na obrázcích je pa-

možnosti úprav popílků pro přímé použití v be-tonech byly navrženy následující metody. Prv-ní metodou bylo předvlhčení fluidních popílků, čímž mělo dojít k přeměně oxidu vápenatého na portlandit. V úvodních testech bylo potvrze-no, že k hydrataci CaO je potřeba množství vo-dy odpovídající 5% hmotnosti popílku. Popílek tříděný byl předvlhčen a důkladně homogeni-zován před přimícháním k cementu.

V následujícím textu jsou uvedeny výsled-ky úvodních experimentálních ověření mož-né substituce portlandského cementu fluidním popílkem z elektrárny Ledvice. Pro výrobu zku-šebních těles byly použity vstupní suroviny: ce-ment Rudersdorf a Dětmarovice CEM I 42,5 R, kamenivo frakce 8 – 16 mm Olbramovice, pí-sek frakce 0 – 4 mm Žabčice, plastifikátor Cem Flow, fluidní popílek Ledvice.

Byly použity vždy oba výše uvedené cemen-ty pro receptury označené jako referenční (Ref). Dále byly navrženy receptury s částečnou ná-hradou cementů fluidním popílkem Ledvice (A – 30 %, B – 36 %, C – 42 %). Z každé varianty byla vyrobena zkušební tělesa – krychle o hra-ně 100 mm, z každé receptury 9 těles. Násled-ně byly na zatvrdlých betonech stanovené ob-jemové hmotnosti a pevnosti v tlaku po 7 a 28 dnech zrání. Dosažené výsledky po 28 dnech zrání jsou uvedeny na obr. 2 a 3.

SHRNUTÍ VÝSLEDKŮ ÚVODNÍCH

ZKOUŠEKPotvrdil se možný potenciál využívání uprave-ných fluidních popílků jako částečné náhra-dy cementového pojiva pro dosažení i lepších pevností v tlaku, zejména po 28 dnech zrání. Vývoj pevností je pro jednotlivé receptury mír-ně odlišný pro stejné receptury, ale jiný typ po-užitého portlandského cementu. V dalších ex-perimentech bude sledován dopad na dlou-hodobý vývoj pevností a hlavně na stav mik-rostruktury a případných degradačních změn v závislosti na složení a granulometrii fluidních popílků z lokalit Tisová a Ledvice.

VÍCE O SPOLEČNOSTI CEMEXCEMEX je globální firmou vyrábějící stavební materiály, která poskytuje vysoce kvalitní vý-robky a spolehlivé služby zákazníkům a spo-lečenstvím ve více než 50 zemích po celém světě. Jako výrobce stavebních surovin a sou-visejících výrobků si uvědomuje své zásahy do přírody, ale také svou úlohu dodavatele pro stavební průmysl. Proto klade důraz na využí-vání přírodních zdrojů co nejšetrněji, snaží se co nejvíce chránit přírodu a usiluje o hospo-dárné využití zásob surovin včetně funkčního zapojení vytěžených ploch do krajiny tak, aby byly využity pro přírodu, rekreaci a jiné.

1a 1b

2

3

Obr. 1 Porovnání snímku fluidního popílku

(vlevo) a popílku z klasického spalování

(vpravo)

Obr. 2 Pevnosti v tlaku po 28 dnech

normálního zrání pro cement Dětmarovice

Obr. 3 Pevnosti v tlaku po 28 dnech

normálního zrání pro cement Rudersdorf

Pevnost v tlaku [N/mm2]Cement Dětmarovice

Pevnost v tlaku [N/mm2]Cement Rudersdorf

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


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

Luděk Rýzner, Jiří Vincenc,

Pavel Hladík, Michala Hubertová

Článek popisuje návrh a realizaci rodinného

domu postaveného s využitím lehkého tepelně

izolačního betonu. Jedná se o teprve dru-

hou významnou aplikaci tohoto typu betonu

v České republice. Technologie monolitického

lehkého betonu je náročná jak na přípravu

všech částí projektu a návrh betonové směsi,

tak i na vlastní realizaci, která vyžaduje důsledné

dodržování pokynů projektu ve všech tech-

nologických fázích. ❚ This article describes

design and realization of a family house built

from lightweight insulating concrete. It is only

a second significant application of this type of

concrete in the Czech Republic. The lightweight

concrete technology is demanding not only

concerning preparation of all project parts and

the concrete mixture recipe, but also concerning

the realization of its own – keeping the project

directions consistently in all technologic phases.

KONCEPT DOMU

Stavba vychází ze základního obdél-

níkového půdorysu. Hmotově je po-

jednána jako těžký, betonový kvádr

(2. NP) na odlehčené, prosklené pod-

noži (1. NP). Systém vnitřních atrií za-

ručuje maximální intimitu ve všech pro-

storách a řeší tak těsný kontakt domu

s veřejnou plochou.

Dům má jedno podzemní podlaží, dvě

nadzemní a malou pracovnu na horní

střeše. 1. NP má obytný charakter,

smě rem do ulice je uzavřeno, do zah-

rady se masivním prosklením ote-

vírá. 2. NP je klidovou zónou objek-

tu s ložnicemi všech členů rodiny, je-

ho půdorysná plocha přesahuje pří-

zemí a vytváří tak kryté prostory a stí-

nění. Pracovna na střeše je odsazená

od hran objektu, z lehké konstrukce

a pohledově maximálně potlačena.

Konstrukčně je budova navržena ja-

ko čtyřpodlažní, železobetonová stav-

ba v kombinaci s ocelovými sloupy.

Na domě bylo použito několik typů be-

tonu – dle konkrétního umístění.

Hlavní inovace vychází z použití izo-

lačního pohledového Liaporbetonu,

takže mohly být vyloučeny složité de-

taily kolem sendvičových konstrukcí

a isonosníků. Použité stěny o tloušťce

700 mm nevyžadují žádnou dodateč-

nou tepelnou izolaci. Také stropy jsou

vybetonovány včetně konzol v jednom

monolitickém celku tloušťky 530 mm.

Konstrukční výška je proměnlivá,

světlá výška místností je ve všech hlav-

ních prostorách 2,8 m.

Střechy jsou ploché, pochozí s terasa-

mi nebo ozeleněné extenzivní vegetací.

KONSTRUKCE DOMU

Dům byl navržen nad poměrně strmým

erozně denudačním údolním svahem

potoka. Řešené území je v 2. ochran-

ném pásmu vodárny.

Založení a konstrukce suterénu

Založení konstrukce domu je navrženo

plošné pomocí základové desky v pod-

sklepené části a na základovém roštu

nepodsklepená část.

Pod základovou desku byl prove-

den podkladní beton tloušťky 100 mm

z betonu C8/10. Základová deska

a suterénní stěny jsou navrženy z „vo-

dostavebného“ betonu v systému „bí-

lá vana“. Základová deska horní stav-

by má dvě hlavní výškové úrovně. Po

vnějším obvodu základové desky 1. PP

1a

1 3



a v místech změn výškových úrovní

jsou základové prahy (náběhy), které

mají zešikmená čela.

Výztuž základové desky je váza-

ná, distanční výztuže z vláknobetonu.

Střední distanční výztuž u tloušťky ví-

ce jak 450 mm byla provedena z váza-

né výztuže, jinak dle zvyklosti dodava-

tele. V místech kotvení ocelových slou-

pů byly osazeny kotevní plechy před

betonáží základové desky. V extrém-

ně namáhaných místech byly použity

pro přenos smykového napětí v desce

smykové lišty (Schöck Bole). Krytí vý-

ztuže bylo navrženo 35 mm.

Svislé konstrukce 1. PP byly navrženy

spolu se základovou deskou v systému

„bílé vany“ s těsněním pracovních spár

a se systémem řízených smršťovacích

spár. Tloušťky železobetonových stěn

jsou 200 a 300 mm. Vnitřní stěny jsou

napojeny pomocí vylamováků (Dumbo-

-Stahl) na obvodové stěny. Armokoše

byly navrženy z vázané výztuže s krytím

35 mm u vnějších stěn a 20 mm u vnitř-

ních stěn. Distanční prvky z vláknobeto-

nu. U vnitřních stěn, které nejsou v po-

hledové úpravě betonu, bylo možno po-

užít distanční prvky dle zvyklostí doda-

vatele. Do obvodové stěny byly osazeny

prvky pro přerušení tepelného mostu

(Schöck Isokorb) mezi zázemím bazé-

nu a konstrukcí domu. Do stěn střední

stěny jsou zakotveny schodišťové stup-

ně pomocí navrtané a nalepené výztu-

že stupňů (na HILTI HIT-RE500).

Stropní konstrukce nad 1. PP byly na-

vrženy v jedné výškové úrovni o tloušť-

ce 200 mm. Do této stropní desky byly

před betonáží osazeny kotevní plechy

ocelových sloupů 1. NP. Výztuž byla

navržena vázaná, v horní vrstvě z KARI

sítí s krytím 20 mm, distanční podlož-

ky dolní výztuže z vláknobetonu, hor-

ní výztuže dle zvyklostí dodavatele.

Ve stropní desce je smyková výztuž ře-

šena pomocí vázané výztuže a třmín-

kovými lištami (Schöck BOLE).

Sloupy v 1. PP jsou ocelové o prů-

měru 300 mm přivařené ke kotevním

plechům zabetonovaným v základo-

vé desce. V hlavě jsou sloupy opatřeny

hlavicí, ke které byla přivařena dolní vý-

ztuž stropní desky nad 1. PP.

Nosné konstrukce horní stavby

Horní stavba v 1. až 3. NP kombinuje

materiály: ocelové sloupy, výztuhy že-

lezobetonových konstrukcí, konstruk-

ce z běžných tříd betonu a konstrukce

z Liaporbetonu.

Stěny v 1. NP jsou navrženy jak

z obyčejného betonu tloušťky 200, 250

a 300 mm, tak z Liaporbetonu v tloušť-

ce 700 mm. Část vnitřních stěn je na-

pojena pomocí vylamováků (Dumbo-

-Stahl) na obvodové stěny. Armokoše

jsou navrženy z vázané výztuže s kry-

tím v tloušťce 40 mm u stěn z Liapor-

betonu, 20 mm u vnitřních stěn z oby-

čejného betonu a 35 mm u vnějších

stěn z obyčejného betonu. Distanční

prvky jsou z vláknobetonu, jen u vnitř-

ních stěn, které nejsou v pohledové

úpravě betonu, byly použity distanční

prvky dle zvyklostí dodavatele.

V 1. NP jsou ocelové sloupy o průmě-

ru 245 mm přivařené ke kotevním ple-

chům zabetonovaným ve stropní desce

nad 1. PP. V hlavě jsou sloupy opatřeny

1.011.071.061.051.04 1.02

1.03

1.08

1.09

1.10

1.01 ZÁDVEŘÍ1.02 GARÁŽ1.03 OBÝVACÍ POKOJ1.04 SPÍŽ1.05 KUCHYŇSKÝ KOUT1.06 PŘEDSÍŃ WC1.07 WC1.08 TERASA1.09 VNITŘNÍ SCHODIŠTĚ1.10 VENKOVNÍ SCHODIŠTĚ

2.01

2.02

2.03

2.04 2.06 2.09

2.05 2.07

2.08

2.12

2.11

2.10

2.01 HALA2.02 KOUPELNA2.03 ŠATNA2.04 POKOJ2.05 KOPELNA2.06 POKOJ2.07 KOUPELNA2.08 ŠATNA2.09 LOŽNICE2.10 ATRIUM2.11 VNITŘNÍ SCHODIŠTĚ2.12 VENKOVNÍ SCHODIŠTĚ

Obr. 1 Pohled na rodinný dům ze zahrady ❚ Fig. 1 View from the garden

Obr. 2 Půdorysy, a) 1. NP, b) 2. NP ❚ Fig. 2 Ground plan, a) ground floor, b) 1st above-

ground floor

Obr. 3 Řezy konstrukcí, a) podélný, b) příčný ❚ Fig. 3 Construction sections, a) longitudinal,

b) cross section

2b

3a 3b

2a



hlavicí, ke které byla přivařena dolní vý-

ztuž stropní desky nad 2. NP.

Stropní konstrukce byla navržena

tloušťky 530 mm, v částech 700 mm

z Liaporbetonu, část stropní desky nad

garáží je z obyčejného betonu tloušť-

ky 200 mm. Do této stropní desky by-

ly před betonáží osazeny kotevní ple-

chy ocelových sloupů 2. NP. Výztuž by-

ly navržena vázaná ve třech úrovních,

dolní, střední a horní, distanční podlož-

ky dolní výztuže z vláknobetonu, střed-

ní a horní výztuže dle zvyklostí do-

davatele. Ve stropní desce je smyko-

vá výztuž řešena pomocí třmínkových

lišt. Ve stropní desce je osazen ocelo-

vý průvlak uložený na ocelové sloupy

a spřažený se stropní deskou pomocí

spřahovacích trnů.

Obr. 4 a) Kuchyně, b) obytný prostor se

schodištěm do 2. NP, c) jídelna ❚

Fig. 4 a) Kitchen, b) living room and staircase

to the 1st above-ground floor, c) dining room

Obr. 5 a) Schodišťový prostor, b) detail

vykonzolovaných schodišťových stupňů ❚

Fig. 5 a) Staircase, b) detail of the cantilevers

of the stairs

4a

4b

4c

1 5



Stěny v 2. NP jsou opět navrženy z obyčejného betonu

i z Liaporbetonu, ve stejných tloušťkách jako v 1. NP. Téměř

všechny vnitřní stěny jsou v tomto podlaží navrženy jako stě-

nové nosníky a spřažením se stropními deskami tvoří prosto-

rovou nosnou konstrukci. Armokoše jsou opět navrženy z vá-

zané výztuže s krycími vrstvami a distančními podložkami na-

vrženými dle stejných pravidel jako v 1. NP.

Ocelové sloupy mají v 2. NP průměr 160 mm, jsou opět při-

vařeny ke kotevním plechům zabetonovaným ve stropní des-

ce nad 1. NP a v hlavě jsou opatřeny hlavicí, ke které byla při-

vařena dolní výztuž stropní desky nad 2. NP.

Stropní konstrukce nad 2. NP je navržena tloušťky 530 mm,

v částech 700 mm z Liaporbetonu. Do této stropní desky by-

ly před betonáží osazeny kotevní plechy ocelových sloupů

3. NP. Výztuž je navržena stejná jako u stropů v nižších pod-

lažích.

Svislé konstrukce jsou železobetonové o tloušťce 250

a 200 mm, které vybíhají nad stropní desku ve formě železo-

betonových atik. Stropní konstrukce nad 3. NP byla navržena

v jedné výškové úrovni o tloušťce 200 mm z běžného betonu.

Schodiště v celém objektu byla navržena jako konzo-

ly vetknuté do železobetonových stěn v podlažích. Vetknu-

tí bylo provedeno dodatečně vrtanou a vlepenou výztuží. Vý-

ztuž stupňů je z vázané výztuže a distanční podložky z vlák-

nobetonu.

Doporučení a požadavky pro realizaci konstrukce

Před realizací konstrukce byl vypracován plán betonáže v ná-

vaznosti na pohledové plochy a požadavky na spáry mezi

bedněním stropních konstrukcí a stěn. U konstrukcí z pohle-

dového betonu byly zešikmeny hrany lištami 10/10 mm a by-

lo nutno dodržet kladečské plány bednících dílců dle staveb-

ní části projektové dokumentace, včetně rozmístění „schwub-

tyčí“ apod.

Vibrování betonové směsi muselo být prováděno zvlášť

pečlivě, hlavně v místech, kde jsou stropní desky silně vy-

ztuženy.

Úpravě pracovních spár mezi jednotlivými betony byla věno-

vána zvláštní pozornost.

Zpracovatel statické části projektové dokumentace upozor-

nil účastníky projektu na možný výskyt trhlinek v místě svo-

dů kanalizace, kde jsou tloušťky železobetonových stěn osla-

beny.

Před betonáží konstrukcí bylo nutno zkontrolovat, zda jsou

všechny prostupy provedeny v souladu se statickou i staveb-

ní částí projektové dokumentace.

Před betonáží byly do konstrukcí vloženy veškeré rozvody

elektro (chráničky, krabice, svítidla, zemnící prvky apod.) dle

příslušné části projektové dokumentace.

V projektu bylo předepsáno, aby po betonáži obvodových

stěn, které jsou součástí „bílé vany“, byly tyto ponechány min.

pět dnů v bednění pro minimalizaci negativních vlivů při rych-

lém poklesu gradientu teploty na rozvoj smršťovacích trhli-

nek. Stejné doporučení platilo i pro všechny stěny z pohle-

dového betonu.

POHLEDOVÝ MONOLIT ICKÝ TEPELNĚ IZOLAČNÍ

BETON

Pohledový monolitický tepelně izolační beton není sice běž-

ným stavebním materiálem, ale je v posledních letech využí-

ván evropskými architekty pro ztvárnění velmi zajímavých sta-

veb [1]. Výhodou tohoto betonu je zejména možnost využití

pohledového betonu současně v exteriéru i interiéru bez při-

5a

5b



dání tepelných izolací. Na druhou stranu

je vhodné si uvědomit, že tento druh be-

tonu patří z hlediska technologie výro-

by, ukládání a ošetřování mezi náročněj-

ší aplikace a je proto nutné na tento fakt

brát zřetel již při přípravě stavby.

Vylehčení betonu se provádí dvěma

způsoby.

• Přidáním lehkého kameniva Liapor

a napěněním cementové matrice. Lia-

porbeton dosahuje nízké objemové

hmotnosti pod 1 000 kg/m3. Pórovi-

tost charakteristická i pro kamenivo

Liapor zabezpečuje výbornou tepel-

nou izolaci.

• Napěnění cementové matrice se do-

cílí použitím napěňujících přísad. Exis-

tuje několik variant receptur tohoto ty-

pu betonu a místně se jeho vlastnos-

ti mohou lišit, což je dáno právě pou-

žitými surovinami v dané lokalitě. Před

návrhem konstrukce z tohoto beto-

nu je doporučeno na určené betonár-

ně provést průkazní zkoušku betonu.

Objemová hmotnost ztvrdlého betonu

ve vysušeném stavu se pohybuje mezi

900 a 950 kg/m3, s přirozenou vlhkostí

do 1 000 kg/m3. Pevnostní charakteris-

tiky jsou znázorněny na obr. 9.

Napěněním struktury betonu dochází

ke zvýšení jeho objemu o 17 až 20 %.

Stanovením charakteristik vzducho-

vých pórů (Spacing factor) se tyto hod-

noty víceméně potvrzují. Uvedené vý-

sledky ale do určité míry ovlivňuje fakt,

že při míchání betonu se vždy částečně

podrtí lehké kamenivo a do výsledků te-

dy mohou vstupovat póry rozdrcených

částeček lehkého kameniva. Obsah mi-

kroskopického vzduchu (do 300 μm) se

ale pohybuje kolem 6 %.

Metodou horkého drátu byl u receptu-

ry stanoven koeficient tepelné vodivosti

λ = 0,24 W/m.K.

Specifika výstavby s použitím

lehkého izolačního betonu

Monolitický izolační beton s využitím

kameniva na bázi expandovaného jílu

zajišťuje žádoucí statické a požadova-

né tepelně izolační hodnoty pro mono-

litické nosné tepelně izolační konstruk-

ce, u kterých se nemusí používat doda-

tečná izolace ani jakékoliv jiné úpravy

povrchů. Od parotěsných zábran, izo-

lace nebo omítky se naprosto upouš-

tí. Stavební fáze se tak zkracuje na od-

Obr. 6 Terasa a atrium v 1. NP ❚

Fig. 6 Terrace and atrium in the ground floor

Obr. 7 Terasa ve 2. NP ❚ Fig. 7 Terrace

on the 1st above-ground floor

Obr. 8 Betonová fasáda domu z ulice a ze

zahrady ❚ Fig. 8 Concrete façade a) from

the street, b) from the garden

Obr. 9 Grafické znázornění pevnostních

charakteristik lehkého betonu ❚

Fig. 9 Graph of the lightweight concrete

strength

6

7

1 7



stranění bednění a vysušení stavební-

ho prvku.

Monolitickou konstrukci je třeba na-

vrhnout tak, aby se v ní nevytvářely te-

pelné mosty. Docílené betonové povr-

chy jsou homogenní a jemně strukturo-

vané, není nutné je dále upravovat nebo

dodatečně zušlechťovat. Estetický do-

jem, jež vyvolávají, odpovídá dnešnímu

duchu doby. Doporučuje se však opat-

řit povrch hydrofobním nátěrem na be-

ton, a to nejen kvůli vytvoření povrchu

odpuzujícímu vodu, ale také z důvodu

snížení špinivosti povrchu pohledové-

ho betonu.

Při technologii výroby, ukládání a ošet-

řování existují určité odlišnosti, které je

třeba akceptovat.

Např., tak jako u jiných typů lehkých

betonů s využitím lehkého pórovitého

kameniva, se jedná o vyřešení nasáka-

vosti lehkého kameniva. Použitím před-

máčeného lehkého kameniva se do-

sáhne stabilnějšího reologického cho-

vání čerstvého betonu a lépe se regulu-

je napěnění cementové matrice.

Tento monolitický izolační beton lze

ukládat bádiemi. Nelze ho čerpat, čímž

se zpomaluje samotná rychlost betoná-

že a musí se s tím tedy počítat již při ná-

vrhu samotné konstrukce.

Doba zpracovatelnosti se dle okol-

ních podmínek (zejména počasí) pohy-

buje od 60 do 90 min. Zejména vysoké

letní teploty nejsou pro betonáž vhod-

né. Aby byly splněny tepelně technické

požadavky, stěna z tohoto typu beto-

nu musí být cca 700 mm silná. Lehké

kamenivo Liapor má výraznou tepelně

akumulační vlastnost, a proto může při

vyšších teplotách prostředí docházet

po uložení čerstvého betonu do bed-

nění k velkému nárůstu teploty samot-

ného betonu.

Velmi důležité je dodržovat technolo-

gickou kázeň při hutnění betonu ponor-

nými vibrátory. Pokud se během vibra-

ce vibrátor dotýká stěn bednění, do-

chází k vadám povrchu. Také kontakt

s výztuží není vhodný.

ZÁVĚR

Rodinný dům v Praze Kunraticích je

druhou významnou aplikací pohledo-

vého tepelně izolačního betonu v Čes-

ké republice a poprvé zde byl tento typ

betonu použit nejen na stěny, ale také

na stropní konstrukci. Před výstavbou

byly provedeny zkušební stěny, které

napomohly k nalezení optimální techno-

logie na dané stavbě.

Závěrem lze konstatovat, že se ten-

to inovační ultralehký beton výborně

osvědčuje v praxi i přes některá techno-

logická úskalí, která je třeba během mí-

chání, dopravy a ukládání překonat.

Investor soukromá osoba

Zpracovatel

OK Plan architects, s. r. o.,

Humpolec, Ing. arch. Luděk Rýzner,

Ing. arch. Jiří Vincenc

Projekt nosné

konstrukce

Ing. Pavel Hladík,

Hladík a Chalivopulos, s. r. o.

Generální

dodavatelROSS Holding

Dodavatel

betonuSkanska, a. s.

Návrh LWCLiaporbeton

Ing. Michala Hubertová, Ph.D., MBA

Realizace 2010 až 2013

Fotografie: Iveta Kopicová

Ing. arch. Luděk Rýzner

Ing. arch. Jiří Vincenc

oba: OK plan architects, s. r. o.

Na Závodí 631, 396 01 Humpolec

Ing. Pavel Hladík

Hladík a Chalivopulos, s. r. o.

Pekařská 398/4, 602 00 Brno


tel.: 539 085 600-2

www.hch.cz



Pevnostní charakteristiky

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 7 28 180stáří [dny]

pevn

ost

[MP

a]

Vývoj pevnosti v tlaku Vývoj pevnosti v tahu za ohybu

Literatura:

[1] Hubertová M.: Monolitický izolační beton. Beton TKS, 2008/

samostatná příloha časopisu Povrchy betonu, pp. 102–107,

ISSN 1213 – 3116

[2] Hubertová M.: Lehké betony. Beton TKS, 2012/samostatná

příloha Betonové konstrukce 21. století – betony s přidanou

hodnotou, pp. 106–119, ISSN 1213 – 3116

[3] Liapornews 2/2005; 1/2008 Liapor GmbH Pautzfeld;

www.liapor.com

[4] Liapornews 3/2007 Lias Vintířov, Lehký stavební materiál, k. s.;

www.liapor.cz

8a

9

8b

TRVANLIVOST LEHKÉHO KONSTRUKČNÍHO BETONU ❚

DURABILITY OF LIGHTWEIGHT STRUCTURAL CONCRETE


M A T E R I Á LY A T E C H N O L O G I E ❚ M A T E R I A L S A N D T E C H N O L O G Y

Michala Hubertová

Trvanlivost je schopnost výrobku provozu-

schopnosti po stanovenou dobu v určeném

prostředí. Může být také definována jako schop-

nost betonu odolávat vnějším vlivům, jako jsou

klimatické podmínky, vliv životního prostředí,

chemickým látkám a mechanickému poško-

zení. Lehký beton stejně jako obyčejný beton

podléhá normě ČSN EN 206-1/Z3 a musí být

tedy klasifikován podle tříd agresivity prostře-

dí. K trvanlivosti lehkého betonu se přistupuje

shodně jako k trvanlivosti obyčejného betonu,

která je závislá zejména na pórovitosti a vlh-

kosti ztvrdlého betonu a na okolních pod-

mínkách prostředí. Cílem článku je upozornit

na odlišnosti v chování betonu zejména díky

přidání lehkého pórovitého kameniva, které

mohou mít vliv na trvanlivost konstrukce vyro-

bené z tohoto typu betonu. ❚ Durability is the

capability of a product, component, assembly,

or construction to maintain its serviceability

over a specified period of time in a specified

environment. The durability of concrete can be

defined as its ability to resist external influences

such as climatic conditions, environmental

exposure, chemical attack and mechanical

damage. Lightweight concrete as well as

ordinary concrete belong to standard EN 206-1/

Z3 and must therefore be classified according

to classes of aggression environments. The

issue of durability of lightweight concrete is

the same as for normal concrete durability,

which is particularly dependent on the porosity

and moisture content of hardened concrete,

and then to the surrounding environmental

conditions. This article aims to highlight the

differences in the behaviour of the concrete

especially with the addition of lightweight porous

aggregates, which can affect the durability of

the construction made of this type of concrete.

Pantheon postavený kolem roku 126

stále zůstává nedotčen. Jeho kopule je

postavena z lehkého betonu vyrobené-

ho z přírodního lehkého kameniva z vul-

kanických zdrojů a objemová hmotnost

tohoto betonu se od spodní části ko-

pule směrem k vrcholu snižuje. Skuteč-

nost, že mnoho betonových konstrukcí

postavených v dnešní době má krátkou

životnost, což vede k nákladným opra-

vám, zdůrazňuje význam trvanlivosti.

U konstrukčního lehkého betonu se

očekává, že poskytne stejnou pevnost

a trvanlivost jako obyčejný beton. Lze

uvést řadu příkladů odolných konstrukcí

z lehkého betonu, přesto existují obavy

o životnost konstrukcí z lehkého beto-

nu, zejména pokud jde o mrazuvzdor-

nost, odolnost povrchu vůči CHRL

a mechanickou odolnost.

Konstrukční lehké betony obvykle ob-

sahují kamenivo vyrobené výpalem jílů

či břidlic, expandovaného či sbalkova-

ného popílku nebo strusky nebo kame-

nivo z přírodních pórovitých vulkanic-

kých zdrojů. Protože se v České repub-

lice používá zejména lehké kamenivo

na bázi expandovaného jílu, článek bu-

de zaměřen převážně na lehké betony

vyrobené z tohoto kameniva.

Trvanlivost betonu je ovlivňována pro-

pustností (permeabilita) krycí vrstvy be-

tonu. Základní podmínkou pro členění

mechanismů v betonu je přístup k vodě

a propustnost mikrostruktury určující,

jak rychle jsou agresivní kapaliny nebo

ionty dopravovány do struktury ma te-

riá lu. Pronikání agresivních iontů a teku-

tin do a z betonu závisí na mikrostruktu-

ře materiálu a povaze prostupující látky,

stejně jako na vlhkosti, teplotě a tlaku.

V praxi je nejčastějším problémem ži-

votnosti železobetonové konstrukce ko-

roze výztuže. Hlavním faktorem koroze

je propustnost betonu, konkrétně pro-

pustnost krycí vrstvy betonu.

Trvanlivostní aspekty LWAC, které je

vždy třeba zvážit podrobněji, jsou:

• propustnost (permeabilita),

• koroze výztuže,

• odolnost proti zmrazování a rozmra-

zování,

• mechanická odolnost (otěr),

• chemická odolnost,

• alkalicko-křemičitá reakce (ASR).

PROPUSTNOST (PERMEABIL ITA)

Vysoká pevnost a trvanlivost lehkého

betonu je dána kvalitní (nepórovitou) ce-

mentovou matricí a kvalitním lehkým ka-

menivem jako plnivem. V důsledku ab-

sorpce vody lehkým kamenivem v prů-

běhu zrání čerstvého betonu (zejmé-

na je-li použito suché lehké kamenivo)

mají lehké betony velmi kvalitní kontakt-

ní zónu (přechodové pásmo) mezi ka-

menivem a cementovým tmelem. Kva-

litní hutná cementová pasta a kontakt-

ní zóna zajišťují vysokou odolnost proti

průniku agresivních látek, kyslíku a vo-

dy. Proto se u kontaktní zóny lehkých

betonů často hovoří o další fázi kompo-

zitu, které je třeba věnovat pozornost.

Slabým článkem, pokud jde o propust-

nost, je samotné lehké kamenivo. Pó-

rovitost i propustnost určují vlastnos-

ti cementové matrice, lehkého kameni-

va a kontaktní zóny kameniva a cemen-

tové pasty.

Voda hraje důležitou roli ve všech de-

gradačních mechanismech v betonu

a míra absorpce vody je proto dobrým

ukazatelem potenciální trvanlivosti.

Je známo, že při vyšším vodním sou-

činiteli vznikají v cementové matrici me-

zi zrny hydratujícího cementu kapilární

póry nepravidelného tvaru, jejichž veli-

kost se pohybuje od 0,1 do 10 μm.

Množství těchto pórů lze technologic-

ky ovlivnit snížením vodního součinitele

a způsobem ošetřování zrajícího beto-

nu. Stejně jako u obyčejného i u lehké-

ho betonu platí, že čím nižší vodní sou-

činitel cementová pasta má, tím mé-

ně obsahuje kapilárních pórů. Hutnou

strukturou cementové pasty se ome-

zí možnost lehkého pórovitého kameni-

va podílet se na transportu vody v kapi-

lárním systému betonu. Opačně, zvýše-

ní vodního součinitele způsobuje hrubší

pórový systém, kapilární odpor v pastě

se sníží, což teoreticky umožní pórovi-

tému kamenivu podílet se na transpor-

tu vody uvnitř betonu.

Propustnost betonu také určuje dlou-

hodobý obsah vlhkosti lehkého betonu

a lehkého kameniva při styku s vodou

či ve vlhkém prostředí. Tento parame-

tr je důležitý pro dlouhodobou objemo-

vou hmotnost, ale i pro všechny trvan-

livostní mechanismy spojené s přítom-

ností vody. Podrobná studie zaměře-

ná na vliv úrovně dlouhodobé vlhkos-

ti lehkého betonu na trvanlivost dosud

nebyla publikována. Lze konstatovat,

že, stejně jako u obyčejného betonu,

je vhodné zajistit opatření proti dlouho-

dobému působení vlhkosti na železo-

betonové konstrukce, a to konstrukčně

i technologicky.

Vznik trhlin v krycí vrstvě betonu má

místně vliv na propustnost a může

způsobit vyšší nasákavost betonu vo-

dou a vniknutí agresivních látek s ná-

sledným vlivem na trvanlivost. Přírod-

ní kamenivo je velmi pevné v porovná-

ní s okolní matricí, což způsobuje míst-

ní koncentrace napětí a rozvoj trhlin.

Na druhou stranu pro lehké betony je

charakteristická rovnost modulu pruž-

nosti kameniva a matrice, což umožňu-

je rovnoměrnější rozložení napětí a mé-

ně rozsáhlý vznik případných trhlin [10].

Vznik trhlin může způsobit smršťová-

ní. Lehký beton má v porovnání s nor-



málním betonem velmi nízké smršťo-

vání vysýcháním i autogenní smršťová-

ní. To je způsobeno vodou obsaženou

v jednotlivých zrnech lehkého kameni-

va, která plní úlohu vodního zdroje bě-

hem zrání betonu, díky kterému dochá-

zí k lepší hydrataci cementu a reduk-

ci smrštění samovysýcháním ztvrdlého

betonu zvláště u betonů s nízkým vod-

ním součinitelem. Tento proces se čas-

to označuje jako „vnitřní samoošetřová-

ní“ betonu [11].

Vnitřní samoošetřování lehkého beto-

nu nabízí výhody ve zlepšení hydratace,

snížení průniku chloridů a nižším smrš-

ťování. To pomáhá betonu dosáhnout

svého maximálního potenciálu jako udr-

žitelného stavebního materiálu s dlou-

hou životností. Vnitřní samoošetřování

není novým pojmem, v posledních le-

tech probíhalo mnoho výzkumů na to-

to téma. Je už známo, jak tento proces

funguje a dokonce i způsob, jak navrh-

nout řízený proces vnitřního samoošet-

řování.

V USA se při návrhu lehkého betonu

začíná počítat s vnitřním ošetřováním

k zvýšení odolnosti a životnosti budova-

né konstrukce. Jde o nový přístup k ná-

vrhu lehkého betonu a dokonce oby-

čejného betonu s objemovou hmotnos-

tí nad 2 000 kg/m3. Vnitřní samoošetřo-

vání nabízí možnosti, které klasické be-

tony ani konvenční ošetřování betonu

nemůže poskytnout. Potřeba vnitřního

samoošetřování se zvyšuje při nižším

vodním součiniteli. Výzkumy ukazují, že

i u betonů s běžným v/c (0,4 až 0,46)

nedojde k úplné hydrataci cementu,

a to ani po mnoha měsících.

Ukazuje se, že vnitřního samoošetřo-

vání může být výhodně použito u be-

tonů využívajících vyšší obsah přímě-

sí (popílek, struska atd.), protože po-

třeba vody je během jejich reakce zvý-

šená. V těchto případech se objevuje

myšlenka využití pórovitého kameni-

va v běžném betonu, tzn., že objemová

hmotnost ztvrdlého betonu bude nad

2 000 kg/m3. Pouze část přírodního ka-

meniva je nahrazena pórovitým, jehož

hlavní úlohou je tzv. rezervoár vody bě-

hem hydratace betonu. Je třeba zdů-

raznit, že vnitřní samoošetřování nena-

hrazuje konvenční ošetřování povrchu

betonu [6].

Příručka ESCSI’s „Guide for Concrete

Mixture Designs using Prewetted ESCS

Lightweight Aggregates for Internal Cu-

ring“ z roku 2011 udává doporučená

množství přídavné vody [12]. Autor uvá-

dí jako vhodnější stanovit toto množství

vždy na základě druhu použitého póro-

vitého kameniva a použité technologie

míchání a ukládání betonu.

První experimenty ukládání tohoto

druhu betonu finišerem prokázaly pod-

statné snížení vzniku trhlin v betonu.

Následovaly reálné aplikace, kterých

v poslední době přibývá:

• The Union Pasific Intermodal Terminal

(Hutchins, Texas 2005),

• Texas State Highway SH 121 (Dallas,

Texas 2007),

• mostní desky (State of Indiana, USA

2010),

• atd., viz [6].

Na druhou stranu může být lehký be-

ton, vzhledem k absorpci vody v pří-

padě použití suchého kameniva, v po-

čáteční fázi zrání citlivější na plastic-

ké smršťování oproti obyčejnému be-

tonu [13].

KOROZE VÝZTUŽE

A KARBONATACE

Schopnost chránit betonářskou ocel

před korozí je rozhodující pro trvanlivost

konstrukčního lehkého betonu. Koroze

výztuže má za následek snížení efek-

tivního průřezu dané konstrukce a od-

lupování krycí vrstvy betonu. Ke koro-

zi výztuže dochází po snížení pH krycí

vrstvy betonu (tzv. depasivaci), které je

převážně důsledkem karbonatace be-

tonu, tedy pronikání iontů oxidu uhliči-

tého do betonu za přítomnosti vlhkosti.

Je-li výztuž v kontaktu se zrnem leh-

kého kameniva, které se nachází v zó-

ně napadené karbonatací, riziko koroze

se zvyšuje. Aby bylo zajištěno, že zrno

lehkého kameniva umístěné na povr-

chu betonu není v kontaktu s ocelovou

výztuží, a bylo tak zabráněno, aby zr-

no plnilo funkci „difúzního mostu“, mu-

sí být krycí vrstva lehkého betonu ales-

poň o 5 mm silnější oproti obyčejnému

betonu. Toto zohledňuje norma ČSN

EN 1992-1-1 Navrhování betonových

kon strukcí, kapitola 11 – Konstrukce

z be tonu s pórovitým kamenivem.

Kvalita krycí vrstvy betonu je stejně

důležitá jako její tloušťka. Extrémní pří-

pady rychlé karbonatace jsou způsobe-

ny spíše špatnou kvalitou betonu v kry-

cí vrstvě. Pokud je použit kvalitní, dob-

ře zhutněný beton, který měl možnost

zrát za dobrých vlhkostních podmínek,

potřeba silné krycí vrstvy je diskutabil-

ní. Silná krycí vrstva může do jisté míry

kompenzovat špatnou kvalitu betonu.

Bylo prokázáno [14], že lehkému betonu

s krycí vrstvou pouhých 30 mm, v mír-

ně vlhkém prostředí (do 20 %), s v/c

menším než 0,65, bude trvat více než

50 let, než se nasytí oxidem uhličitým

a karbonatace dosáhne výztuže. Pod-

statně důležitější je vliv okolního pro-

středí, a zejména obsah CO2 ve spolu-

působení s vlhkostí.

Stejně tak, jako u karbonace, kde má

větší vliv kvalita cementového tmele,

je tomu u pronikání chloridů či dalších

agresivních látek. Rozdíl oproti normál-

nímu betonu je pouze v zrnech lehkého

kameniva, která jsou pórovitá a můžou

urychlovat prostup agresivních médií

strukturou betonu, což je ošetřeno již

v návrhu větší minimální krycí vrstvou

výztuže. Na druhou stranu je kontakt-

ní zóna lehkého kameniva a cemento-

vého tmele v případě dobře zvolené-

ho návrhu a výroby betonu mnohem

kvalitnější.

Lehké betony s různými typy lehkých

kameniv (expandované jíly a břidlice,

popílkové kamenivo či přírodní pem-

za) nevykazují významný rozdíl v per-

meabilitě, avšak za předpokladu stejné-

ho složení cementové pasty s vysokou

kvalitou. Mikrosilika a další pucolánové

příměsi svým vlivem na zkvalitnění ce-

mentové matrice zvyšují odolnost leh-

kého betonu.

MECHANICKÁ ODOLNOST

Odolnost proti opotřebení betonu závi-

sí na tvrdosti, pevnosti a houževnatos-

ti ztvrdlé cementové pasty definované

vodním součinitelem, druhem a množ-

stvím cementu, kameniva, vazbou mezi

jednotlivými složkami a konečnou úpra-

vou povrchu betonu.

V dobrém povrchu betonové podla-

hy jsou hrubá zrna kameniva překryta

cementovým tmelem, který má nízkou

otěruvzdornost. I když lehké kamenivo

může obsahovat relativně tvrdý materiál,

jeho otěruvzdornost je relativně nízká

a může být i nižší než u vytvrzené ce-

mentové pasty. Lehký beton je tedy

méně otěruvzdorný oproti obyčejnému

betonu, a to ve chvíli, kdy se mechanic-

kým působením otevře jeho struktura

až k zrnům lehkého kameniva.

Provedené experimenty prokázaly, že

opotřebení v důsledku otěru bylo dva-

krát až pětkrát vyšší u lehkých betonů

s použitím lehkého kameniva na bá-

zi expandovaných jílů, s pevností v roz-

mezí mezi 25 a 55 MPa, oproti obyčej-

nému betonu s přírodním kamenivem

[15]. Rozptyl výsledků závisí na obje-

mové hmotnosti lehkého betonu a sa-

motného lehkého kameniva a na vod-

ním součiniteli cementového tmele.

Mechanická odolnost lehkého betonu

může být zlepšena přidáním drobného

přírodního kameniva – písku. Kombina-



ce relativně měkkého lehkého kameni-

va s tvrdým drobným kamenivem zlep-

šuje kvalitu matrice. Dalším opatřením

je použití povrchových úprav.

Vzhledem ke své nižší otěruvzdornos-

ti by lehký beton měl být používán pro

středně namáhané konstrukce. Je-li

použití ve více namáhaných konstruk-

cích nutné, je vhodné opatřit povrch

vsypem z otěruvzdorného materiálu.

MRAZUVZDORNOST

Mrazuvzdornost betonu se zvyšuje do-

datečným provzdušněním betonu, kdy

vzniklé drobné kulové póry v cemen-

tové matrici slouží pro vtlačování vody

během vzniku ledových krystalů. Tím

se snižuje hydrostatický tlak vznikají-

cí díky zvýšení objemu ledu. Stejně tak

fungují póry v lehkém kamenivu.

Obecně lze konstatovat, že lehké be-

tony jsou mrazuvzdorné. Norští vědci

prokázali, že lehké betony s vyšší pev-

ností vykazují stejnou nebo lepší mra-

zuvzdornost v porovnání s obyčejnými

betony, a ve většině případů i bez do-

datečného provzdušnění [11, 16].

Mrazuvzdornost lehkého betonu mů-

že být ale ovlivněna obsahem vody

v lehkém kamenivu [17]. Neprovzduš-

něný lehký beton obsahující suché leh-

ké kamenivo vykazuje vynikající mra-

zuvzdornost. Pokud lehký beton obsa-

huje v době zmrazování plně nasycené

pórovité kamenivo, má to za následek

velké trhliny uvnitř betonu, neboť vo-

dou zaplněné póry neslouží jako vol-

ný prostor při tvorbě ledových krysta-

lů. Na druhou stranu se plně nasycený

beton neobjevuje v mnoha případech.

Tato situace se např. řešila při výstav-

bě těžebních plošin na moři, které jsou

navrženy z lehkého betonu. Při beto-

náži byl použit beton se suchým leh-

kým kamenivem a přídavkem mikrosi-

liky. Při zkoumání vlivu obsahu vlhkosti

pórovitého kameniva na mrazuvzdor-

nost bylo zjištěno, že pokud je stupeň

nasycení vyšší než 90 %, má to za ná-

sledek snížení mrazuvzdornosti [18].

Různé druhy lehkého kameniva se liší

ve své kvalitě. Distribuce velikosti pó-

rů a struktura pórů lehkého kameniva

jsou důležité faktory ovlivňující schop-

nost jednotlivých zrn absorbovat vodu.

Kamenivo s dostatečně velkými pó-

ry vyloučí snadno vodu během zmra-

zovacích cyklů, je tedy méně náchyl-

né k poškození oproti kamenivu s ma-

lými póry, které brání snadnému trans-

portu vody.

CHEMICKÁ ODOLNOST –

SULFATACE

Chemická odolnost lehkého kameniva

je obvykle stejně dobrá, ne-li lepší než

přírodního kameniva. Zásadní je ovšem

také kvalita cementové matrice.

Potencionální sírany se nejčastěji vy-

skytují v podzemních vodách. V mi-

nulosti existovaly některé technologic-

ké postupy při průmyslové výrobě leh-

kého kameniva, jejichž důsledkem by-

la přítomnost menšího množství síranů

ve výsledném produktu. Síran reaguje

s hydroxidem vápenatým v hydratova-

né cementové pastě, což má za násle-

dek vznik trhlin v důsledku zvýšení obje-

mu vzniklých novotvarů. Pokud by leh-

ké kamenivo obsahovalo sírany, ty by

mohly postupně pronikat do struktury

cementové matrice a způsobit opoždě-

ný vznik ettringitu.

V posledních desetiletích se výrobní

postupy zdokonalily tak, že lze konstato-

vat, že lehká kameniva v zásadě neob-

sahují sírany. Dlouhodobé experimenty

prokazují, že lehký beton má v případě

přítomnosti kvalitní cementové matrice

dobrou odolnost proti pronikání sírano-

vých iontů. Problematika sulfatace je te-

dy shodná s obyčejnými betony.

ALKALICKO-KŘEMIČITÁ REAKCE

Podmínky nutné pro tvorbu ASR jsou:

• vysoký obsah alkálií v betonu,

1 4

2

3

Obr. 1 Schéma transportu vody v lehkém

kamenivu během hydratace cementu [3] ❚

Fig. 1 Scheme of water transport in

lightweight aggregate during the hydration

of cement [3 ]

Obr. 2 Princip vnitřního samoošetřování

betonu [2] ❚ Fig. 2 Principle of internal

curing [2]

Obr. 3 Schematické znázornění procesu

vnitřního samoošetřování [4] ❚

Fig. 3 Schematic illustration of the process

of internal curing [4]

Obr. 4 Vliv vnitřního samoošetřování

na propustnost (permeabilitu) betonu, zkoušeno

po 90 dnech, ošetřování 50% RH (Espinoza,

Hajazin 2010) [5] ❚ Fig. 4 Influence of

internal curing on permeability of concrete;

tested after 90 days; curing at 50% RH [5]

Obr. 5 Řez lehkým betonem – detail zrna

lehkého kameniva na bázi expandovaného jílu,

cementového tmele a jejich kontaktní zóny

❚ Fig. 5 Section of lightweight concrete –

lightweight expanded clay aggregate grain,

cement paste and their contact zone

5

Water / cement ration

Carg

e p

assed

(co

ulo

mb

s)

Mixture without internal curing

Mixture with internal curing



• množství oxidu křemičitého v kame-

nivu,

• dostupnost vody.

Kameniva na bázi expandovaného jílu

a břidlice jsou nereaktivní. Např. lehké

kamenivo na bázi expandovaného jílu

vyráběné v ČR má následující odolnost

vůči alkalicko-křemičité reakci: rozpíná-

ní po šesti měsících ≤ 0,02 % (dilatome-

trická zkouška dle ČSN 721179).

Vzhledem k nedostatečné reaktivitě

lehkého kameniva je nepravděpodob-

né, že by k ASR došlo i v případě, že by

ostatní dva faktory byly přítomny. Sa-

mozřejmě v případě použití kombinace

lehkého a přírodního kameniva se musí

přihlédnout k případné reaktivnosti po-

užitého přírodního kameniva.

ZÁVĚREČNÉ KOMENTÁŘE

Zvýšená odolnost a životnost lehkého

betonu jsou dány zejména:

• vylepšenými vlastnostmi cementové

matrice (propustnost) díky vnitřnímu

samoošetřování,

• kvalitní kontaktní zónou mezi lehkým

kamenivem a cementovou matricí,

• větší kompatibilitou modulu pružnos-

ti lehkého kameniva a cementové ma-

trice,

• sníženým rizikem vzniku trhlin v leh-

kém betonu díky omezenému smrš-

ťování.

Přestože je trvanlivost obyčejného be-

tonu často korelována s pevností, u leh-

kého betonu tomu tak být nemusí, a to

vzhledem k různým vlastnostem růz-

ných typů lehkých kameniv.

Nejzřetelnější rozdíl mezi lehkým

a obyčejným betonem je v objemo-

vé hmotnosti. To je způsobeno tím, že

při použití lehkého kameniva je obsah

vzduchu v betonu výrazně vyšší.

Srovnává-li se životnost lehkého

a obyčejného betonu o stejné pevnos-

ti (či pevnostní třídě), je třeba mít na pa-

měti, že se jedná o dvě různé směsi,

které se budou pravděpodobně pod-

statně lišit v obsahu cementu a výši

vodního součinitele. Navrhovat, vyrábět

a ukládat lehký beton či obyčejný be-

ton se stejnou pevností vyžaduje různé

úrovně znalostí a dovedností.

U lehkého betonu se očekává nižší

propustnost vzhledem ke kvalitní kon-

taktní zóně lehkého kameniva a ce-

mentového tmele, v důsledku vnitřního

samoošetřování a díky pucolánovému

charakteru materiálu lehkého kameni-

va, který umožňuje chemickou vazbu

mezi kamenivem a cementovou pas-

tou [19]. Lehký beton odolává chemic-

ké degradaci způsobené ASR či sulfa-

tací a vykazuje výbornou mrazuvzdor-

nost.

Lehký beton vykazuje horší mecha-

nickou odolnost danou měkkým leh-

kým kamenivem.

ZÁVĚR

Z uvedeného lze konstatovat, že u leh-

kého betonu je zásadní (stejně jako

u obyčejného betonu) dosáhnout kva-

litní hutné cementové matrice s mini-

mem pórů, která zásadně ovlivňuje pro-

nikání agresivních látek do betonu. Po-

užitím lehkého pórovitého kameniva lze

technologicky významně pozitivně ovliv-

nit hutnost cementové matrice a docílit

tak vysoké trvanlivosti betonu. U beto-

nů vyšších pevnostních tříd toho lze do-

sáhnout samozřejmě. V případě použití

„méně hodnotných“ lehkých betonů (tj.

betonů nízkých pevnostních tříd) to ale

samozřejmostí být nemusí.

Základní opatření, jak zabránit koro-

zi výztuže v betonu, která udává nor-

ma ČSN EN 206-1/Z3, jsou více než

dostatečná i pro lehké betony. V čes-

kých podmínkách (zejména vzhledem

k surovinové základně lehkého kameni-

va) lze označit lehké betony od pevnost-

ní třídy LC25/28 za lehké betony s vel-

mi kvalitní cementovou matricí schop-

né odolávat vnějším agresivním činite-

lům. Toto tvrzení lze jednoduše podlo-

žit faktem: beton pevnosti 25 MPa a výš

s použitím lehkého kameniva o pevnos-

ti do 7 MPa s přídavkem drobného pří-

rodního kameniva musí obsahovat velmi

kvalitní cementovou matrici už jen z dů-

vodu dosažení takovéto pevnosti.

Tento příspěvek vznikl v rámci řešení programu

MPO TIP FR-TI4/412.


tel.: 777 740 014

e-mail: michala.hubertova

@gmail.com

Literatura:

[1] Chandra S., Benstsson L..: Lightweight

Aggregate Concrete – Science,

Technology and applications, William

Andrew Publishing/Noyes, 2002, p. 471,

ISBN 978-0-8155-1486-2

[2] Expanded Shale, Clay And Slate Institute

(ESCSI) online na http://www.escsi.org

[3] Lura P., Jensen O. M., Igarashi S. I.:

Experimental Observation of Internal

Water Curing of Concrete. Materials and

Structures, 2007, 40, pp. 211–220

[4] Weiss J., Bentz D., Schindler A., Lura P.:

Internal Curing – Constructing More

Robust Concrete, Structure Magazine,

January 2012, pp. 10–14

[5] Structural Engineer‘s Ass. of Kansas &

Missouri, online na http://www.seakm.

com/

[6] EUROLIGHTCON – Economic design

and construction with lightweight agg-

regate concrete. Online na http://www.

sintef.no.

[7] Henkensiefken R., Nantung T., Weiss J.:

Internal curing – from the laboratory to

implementation, LWC Bridges Workshop

2009 IBC 1, U.S. Concrete, San Jose, CA

[8] www.liapor.com, www.liapor.cz

[9] Hubertová M.: Celosvětové trendy výzku-

mu a aplikací lehkého betonu s pórovitým

kamenivem, Sb. konf. Technologie beto-

nu 2012, ČBS ČSSI, Praha, 2012

[10] Smeplass S.: Mechanical Properties –

Lightweight Concrete. Report 4.5, High

Strength Concrete. SP4 – Materials

Design, SINTEF 1992

[11] Hammer T. A.: High Strength Concrete

Phase 3, SP4 Material Properties, Rep.

4.1 Properties of Concrete with Solite and

Lytag LWA, SINTEF Rep. STF70 A95020,

Trondheim, Norway 1995

[12] Příručka ESCSI’s (Expanded Shale, Clay

and Slate Institute; Chicago, USA) “Guide

for Concrete Mixture Designs using

Prewetted ESCS Lightweight Aggregates

for Internal Curing”, 2011

[13] Smeplass S., Havdahl J.: In Norwegian:

Submerged Tube Bridge – Laboratory

Investigation Permeability and Rebar

Corrosion, SINTEF Report STF65

A90004, Trondheim, Norway 1990

[14] Schulze W., Günzler J.: Corrosion

protection of the reinforcement in light-

weight concrete. 1st Intern. Cong. on

Lightweight Concrete, London 1968,

Vol. 1, pp. 111–122

[15] Wiegler H., Karl S.: Creep of lightweight

concrete on early loading. Betonstein-

Zeitung 35, No. 10/1969, pp. 584–592

[16] Jacobsen S., Hammer T. A., Sellevold

E. J.: Frost testing high strength light-

weight aggregate concrete: internal

cracking vs scaling. CEB/FIP Intern.

Symp. on Structural Lightweight

Aggregate Concrete, Sandefjord,

Norway 1995, pp 541–554, (Editors:

Holand I. et al.)

[17] Osborne G. J.: The durability of light-

weight aggregate concretes after

10 years in marine and acid water

environments, CEB/FIP Intern. Symp.

on Structural Lightweight Aggregate

Concrete, Sandefjord, Norway 1995,

pp. 590–603, Ed. Holand, I. et al.

[18] Fujiki K., Kakizake M., Edahiro H.,

Unisuga Y., Yamamoto Y.: Mixture pro-

portions of high strength and high-fluidity

lightweight concrete, Proc. 4th. Int

CANMET/ACI/JCI Symp. Advances in

Concrete Technology, Tokushima 1998,

Japan, pp. 407–420

[19] Holm T. A., Ries J.: Lightweight

Concrete and Aggregates. Significance

of Tests and Properties of Concrete and

Concrete Making Materials, STP 169D,

ASTM Intern., West Conshohocken, PA,

2006, pp. 548–560

POŽADAVKY NA SLOŽENÍ BETONU

VYPLÝVAJÍCÍ ZE SPECIFIKACE BETONU

– PROBLÉMY A ALTERNATIVY ❚

DEMANDS ON CONCRETE COMPOSITION

ARISING FROM THE CONCRETE

SPECIFICATION – PROBLEMS AND

ALTERNATIVES



Robert Coufal

Přílišný důraz na složení betonu vyplývající ze

specifikace přináší řadu problémů a kompli-

kací. Technolog je často nucen přizpůsobovat

složení betonu požadavkům normy místo opti-

malizace složení z hlediska požadavků reálné

budované konstrukce (smrštění, vývoj hydra-

tačního tepla) při dodržení potřebné trvanlivosti.

Porovnání požadavků na složení betonu a reál-

ných parametrů odolnosti je věnován tento člá-

nek. ❚ A very high emphasis on the concrete

composition due to the concrete specification

can cause many problems and complications.

The technologist is often forced to adapt

the concrete composition to the demands

of the codes instead of optimizing from the

point of view of the real concrete structure

(shrinkage, hydration heat development) and

fulfilling the demands of durability. This article

is focused on comparing the demands on

concrete composition and real parameters of

the durability.

Moderní beton je velmi variabilní mate-

riál s rozsáhlým uplatněním. Současná

technologie betonu je ovlivněná široký-

mi možnostmi v oblasti stavební che-

mie a příměsí a umožňuje vyrobit be-

tony pro velmi specifické využití. Příkla-

dem mohou být ultra vysokohodnotné

betony, nebo naopak betony s extrém-

ní dávkou příměsi (např. popílku) a mi-

nimální dávkou cementu. Tyto beto-

ny mají parametry, které jsou vyžado-

vány (pevnostní, trvanlivostní), ale ne-

jsou pokryty normou, dle které se be-

ton vyrábí.

Zároveň je moderní beton natolik va-

riabilní materiál, že nelze jednoznač-

ně stanovit parametry složení beto-

nu za účelem zaručení jeho vlastnos-

tí. Článek se zabývá potřebou spe-

cifikovat potřebné parametry beto-

nu (pevnost, průsak, modul pružnosti

atd.), bez předepisování složení betonu

(vodní součinitel, obsah cementu atd.),

jak to stanovuje norma ČSN EN 206-1.

SOUČASNÉ NORMOVÉ

POŽADAVKY NA BETON

V dnešní době se beton specifikuje dle

ČSN EN 206-1/Z3 (resp. Z4 – v plat-

nosti od října 2013). Dle této normy

je specifikována pevnostní třída, stu-

peň vlivu prostředí, nebo jejich kombi-

nace, plánovaná životnost konstrukce,

obsah chloridů v betonu, maximální zr-

no kameniva a konzistence. Navíc mo-

hou být předepsány libovolné doplňují-

cí parametry betonu (modul pružnosti,

průsak), které už ale touto normou ne-

jsou regulovány.

Na základě specifikovaného stupně

vlivu prostředí a životnosti (pro Z3) vy-

plývají pro technologa určité minimál-

ní parametry betonu, které při návrhu

musí dodržet. Pro příklad jsou v tab. 1

shrnuty požadavky norem v České re-

publice, Rakousku a Německu na be-

ton stupně vlivu prostředí XF2. U nás je

situace složitější o to, že jsou odlišné

požadavky na beton s plánovanou ži-

votností 50 a 100 let (tabulky F.1 a F.2).

Z tab. 1 je patrné, že ačkoliv všechny

předpisy vychází z jedné normy, poža-

davky se vlivem národních úprav dost

liší. Normy se i přes drobné odchylky

v hodnotách shodnou v požadavcích

na minimální vodní součinitel, minimál-

ní obsah cementu a minimální obsah

vzduchových pórů v čerstvém betonu.

Zaručit trvanlivost betonu dodržením

těchto parametrů je totiž původní logi-

ka normy. Norma předpokládá, že be-

ton splňující tyto parametry je zaruče-

ně dostatečně odolný a není tedy po-

třeba tuto odolnost ověřovat.

V ČR se ovšem k předepsaným pa-

rametrům předepisuje i kontrola odol-

nosti betonu zkouškami (CHRL, prů-

sak). Toto přímo odporuje původní lo-

gice normy, která předepisuje složení,

aby byla odolnost zaručena a nemu-

sela se zkoušet. Ze zkušeností ovšem

víme, že i beton splňující všechny pře-

Tab. 1 Porovnání požadavků na beton pro svp. XF2 ❚ Tab. 1 Comparison of requirements

on concrete for exposure class XF2

Norma / požadavek

ČSN

EN 206-1/Z3

– CZ, F.1

ČSN

EN 206-1/Z3

– CZ, F.2

ÖNORM B

4710-1:2007

DIN EN

206-1/A2

max. w/c 0,55 0,5 0,5 0,55

min. pevnostní třída C25/30 C25/30 – C25/30

min. obsah cementu [kg/m3] 300 300 320 300

min. obsah vzduchu v ČB [%] pro Dmax 22 mm 4 3 2,5 4

max. průsak vody [mm] 50 35 – –

odolnost betonu

vůči zmrazování

a rozmrazování, při

zkoušce dle ČSN

EN 12390-8

– metoda A [g/počet cyklů] 1 250 / 75 1 250 / 100

– –

– metoda C [g/počet cyklů] 1 500 / 50 1 250 / 75

minimální obsah mikropórů A300 [%] – 1 1 –

maximální součinitel rozložení vzduchových pórů

L [mm] 0,24 – –

1



depsané požadavky nemusí být do-

statečně odolný a naopak jsou betony,

které i přes to, že požadavky na slo-

žení nesplňují, mají odolnost dostateč-

nou. Český přístup je sice opatrný, ale

určitě bezpečnější.

Na druhou stranu tento přístup nese

zvýšené ekonomické náklady. Pokud

má beton bezpečně během celé do-

by výstavby plnit požadavky na odol-

nost v prostředí např. XF2 (tzn. vy-

hovět zkouškám odolnosti proti vodě

a CHRL), měl by se obsah cementu

pohybovat v rozmezí 360 až 420 kg/m3

(v závislosti na konkrétních surovinách

na betonárně). Oproti tomu se dle

tab. 1 může obsah cementu pro stej-

nou konstrukci v Německu pohybo-

vat na úrovni 300 kg/m3, bez rizika re-

klamace.

Provzdušnění betonu

Co se týká provzdušnění betonu, je

nutné pro životnost 100 let a prostře-

dí XF2-4 zkoušet nejenom celkový ob-

sah vzduchu v čerstvém betonu, ale ta-

ké jeho kvalitu.

Celkový obsah vzduchu v čerstvém

betonu se zkouší dle ČSN EN 12350-7

tlakovou metodou na hrnci. Tato meto-

da je nejjednodušším způsobem ově-

ření obsahu vzduchu během výroby

na betonárně i přejímky na stavbě.

Touto zkouškou ovšem nezkontroluje-

me kvalitu provzdušnění. Nejdůležitěj-

ším pro odolnost proti vodě a CHRL je

obsah mikropórů A300, tzn. obsah pórů

o průměru do 300 μm (A300) a součini-

tel jejich rozložení (L). Obsah mikropórů

a jejich rozložení se měří mikroskopic-

ky na zatvrdlém tělese, na řezné vyleš-

těné ploše dle normy ČSN EN 480-11.

Hodnoty A300 a L jsou bezesporu

důležité pro vyhodnocení kvality pro-

vzdušnění. Např. pro porovnání pro-

vzdušňovacích přísad dokážeme před-

povědět, který beton bude více a kte-

rý méně odolný. Tyto hodnoty ovšem

nelze brát jako záruku dobré, případ-

ně nevyhovující odolnosti. Problémem

je, že výsledky (hodnoty) A300 a L jsou

velmi závislé na konkrétním složení

betonu, zejména na množství jem-

ných podílů. Např. u samozhutnitel-

ných betonů, nebo betonů vyšší pev-

nosti, které mají vyšší obsah pojiva,

bude větší problém dosáhnout poža-

dovaných hodnot. Oproti tomu např.

betony s nízkým vývinem hydratačního

tepla (nízkým obsahem cementu) spl-

ní požadavky na kvalitu provzdušnění

bez problémů s velkou rezervou, zda-

leka to ovšem neznamená dostačující

odolnost. Porovnání výsledků na těch-

to typech betonů jsou uvedena v gra-

fech na obr. 2 a 3.

Podle logiky normy by z grafu na

obr. 2 měla vyplynout jasně závislost

vyšší A300 = nižší odpad. Toto z gra-

fu zjevně nevyplývá. Jak již bylo zmí-

něno, nejde o betony stejného složení.

Pokud by se jednalo o betony stejné-

ho složení, různě provzdušněné, závis-

lost se projeví.

Graf na obr. 3 by měl ukázat podob-

nou závislost, tzn. nižší L = nižší od-

pad. Tyto závislosti z grafu ovšem ze

stejných důvodů opět nejsou patrné.

Jedná se o stejně rozdílné betony jako

u předchozího grafu.

Vodní součinitel

Vodní součinitel je velmi přeceňovanou

hodnotou. Jeho význam pochází z do-

by, kdy bylo složení betonu mnohem

jednodušší než dnes, tzn. z doby, kdy

byl beton složen pouze z kameniva,

cementu a vody. Ke zvýšení pevnosti

a odolnosti betonu mohlo dojít pouze

zvýšením obsahu cementu, nebo sní-

žením obsahu vody. Oba způsoby mě-

ly za následek snížení vodního součini-

tele. Dnes je složení betonu mnohem

komplikovanější, stejně jako výpočet

vodního součinitele.

První otázkou je výpočet vodního

součinitele. Norma ČSN EN 206-1

umožňuje počítat s tzv. k-hodnotou

(pro popílek v rozmezí 0 až 0,4 dle typu

cementu). Touto k-hodnotou se přená-

sobí množství latentně hydraulické pří-

měsi a výsledná hodnota se může při-

číst k obsahu cementu pro výpočet

vodního součinitele. Příměs obsažená

přímo v cementu je ovšem do výpo-

Obr. 1 Přesná specifikace parametrů betonu je důležitá hlavně u náročných inženýrských konstrukcí, na fotografii výstavba Trojského mostu ❚

Fig. 1 Detailed specification of the concrete parameters is important in demanding structures, picture showing construction of the Trója bridge

Obr. 2 Závislost odolnosti proti vodě a CHRL na A300 ❚ Fig. 2 Dependence of water resistance and de-icing agents on A300

Obr. 3 Závislost odolnosti proti vodě a CHRL na L ❚ Fig. 3 Dependence of water resistance and de-icing agents on spacing factor

Tab. 2 Příklad vypočteného vodního součinitele ❚ Tab. 2 Example of calculated water cement ratio

Cement Samostatná příměs Celkem

pojivo

[kg/m3]

Započitatelné

pojivo

[kg/m3]

Obsah

slinku

[kg/m3]

Uvažovaná

voda

[kg/m3]

Vodní

součinitel

Slinkový

součiniteltypmnožství

[kg/m3]typ

množství

[kg/m3]k-hodnota

CEM I 42,5 350 popílek 100 0,4 450 390 332,5 190 0,49 0,57

CEM III/B 400 - - - 400 400 120 190 0,48 1,58

Od

oln

ost

pro

ti v

od

ě a

CH

RL

[g

/m2]

Obsah účinného vzduchu [%]

XF2 XF4

XF2XF4

7000

6000

5000

4000

3000

2000

1000

0

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5

O

do

lno

st

pro

ti v

od

ě a

CH

RL

[g

/m2]

Součinitel prostorového rozložení pórů [%]

XF2

XF47000

6000

5000

4000

3000

2000

1000

00 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35

XF4XF2

2 3



čtu uvažována celou hodnotou. Příklad

dvou typů betonu je uveden v tab. 2.

Cement typu CEM I obsahuje 95 až

100 % slinku a jde o cement bez pří-

měsi, pouze s doplňující složkou. Ce-

ment typu CEM III/B obsahuje pouze

20 až 34 % slinku, zbytek tvoří vyso-

kopecní struska (66 až 80 %) a dopl-

ňující složka (0 až 5 %).

Vysokopecní struska je podobně ja-

ko popílek latentně hydraulická příměs,

která se účastní procesu hydratace,

ovšem v případě cementu CEM III/B

se celá započítává do vodního souči-

nitele, oproti popílku, kterého se počí-

tá pouze 0,4násobek.

V tab. 2 jsou uvedeny příklady vodní-

ho a slinkového součinitele. Pokud by-

chom si pojivo (cement + popílek) roz-

dělili na slinek („čistý cement“) a pří-

měs (příměs z cementu + příměs z be-

tonu) a spočítali bychom „čistý vodní

součinitel = slinkový součinitel“, do-

padne u cementu CEM III/B velmi

špatně a mohli bychom dovozovat vý-

razně horší parametry betonu, než

u CEM I. Oproti tomu u standardně

počítaného vodního součinitele nám

výrazně hůře vychází beton s CEM I.

Je tedy vidět, že příměs dodávkovaná

na betonárně je výrazně znevýhodně-

ná, oproti příměsi už obsažené v ce-

mentu. Vypovídající hodnota vodní-

ho součinitele je tedy dle mého názo-

ru velmi malá.

Druhou otázkou je, jestli nižší vod-

ní součinitel vždy také znamená vyšší

odolnost zatvrdlého cementového tme-

le a zároveň lepší beton z hlediska fi-

nální konstrukce. Druhý příklad výpočtu

vodního součinitele je uveden v tab. 3.

Na první pohled by měly být betony

stejně odolné, alespoň z hlediska vod-

ního součinitele. Faktem je, že se zvy-

šujícím se obsahem cementu je sná-

ze dosažitelná dobrá zpracovatelnost

betonu. V případě s obsahem cemen-

tu 400 kg/m3 a 200 l vody tedy do-

sáhneme běžné konzistence S3 pouze

s obyčejným plastifikátorem, bez vět-

ších problémů.

Oproti tomu dosáhnout stabilní-

ho dobře zpracovatelného betonu

s 300 kg cementu a 150 kg vody bu-

de výrazně náročnější, tj. za použití sil-

ných superplastifikátorů.

Zatvrdlý cementový tmel s vyšší dáv-

kou cementu tak bude ve výsledku

mnohem méně odolný, než tmel s niž-

ší dávkou cementu, i přes stejný vod-

ní součinitel. Problémem ovšem je, že

dodržení vodního součinitele nás pa-

radoxně nutí zvyšovat obsah cementu,

což ale způsobuje vyšší smrštění beto-

nu a zvýšení rizika trhlin v konstrukci.

Třetí otázkou týkající se vodního sou-

činitele je nutnost jeho dodržení jako

parametru odolnosti konstrukce. Po-

kud budu vycházet z předpokladu, že

odolnost betonu proti většině stupňů

vlivu prostředí vychází z hutnosti beto-

nu, která je ověřitelná maximálním prů-

sakem tlakovou vodou, stává se pro

mě tento maximální průsak garantem

pro odolnost betonu. Pokud tedy bude

beton složen z kvalitních složek (hlavně

kameniva), může vyhovět průsak a te-

dy odolnost betonu i při výrazně ne-

vyhovujícím vodním součiniteli. Toto je

ukázáno v grafu na obr. 4.

Z grafu na obr. 4 je vidět, že i beton

s vodním součinitelem, který vyhovuje

pouze vlivu prostředí X0, vyhoví z hle-

diska parametru maximálního průsaku

i pro nejpřísnější stupně vlivu prostře-

dí. V grafu je uvedena sada betonů ob-

dobného složení, se stejným cemen-

tem i příměsí, pouze s odstupňova-

ným množstvím cementu a plastifikač-

ní přísady. Pokud tedy platí maximál-

ní průsak jako parametr odolnosti, pak

všechny tyto betony bez problémů vy-

hoví. Pokud ale budeme dodržovat

normu ČSN EN 206-1, pak se za odol-

nější betony dají považovat pouze po-

slední dva. U těch už se ale výrazně

zvyšuje cena ale i např. smrštění be-

tonu.

Obsah cementu

S obsahem cementu je to podobné ja-

ko s vodním součinitelem. Normou má-

me předepsáno určité množství, kte-

ré ale není zárukou odolnosti betonu,

pokud za odolnost opět budeme uva-

žovat maximální průsak. Výsledky stej-

ných betonů jako z grafu na obr. 4, ale

v závislosti na množství cementu, jsou

uvedeny v grafu na obr. 5.

Opět je zde vidět, že výrazně se zvy-

šující obsah cementu nemusí zname-

nat významné zlepšení odolností.

Tyto závislosti, jak pro obsah cemen-

tu, tak pro vodní součinitel, jsou ob-

dobné i u dalších záměsí a dalších ce-

mentů. Celkem bylo za tímto účelem

v laboratořích SQZ na Zbraslavi na-

mícháno šestnáct různých receptur,

s obdobným závěrem. Celkové vyhod-

nocení, včetně dlouhodobých zkoušek

ještě nebylo provedeno.

Zkouška odolnosti proti vodě

a CHRL

Nejdůležitější zkouškou pro stupně vlivu

prostředí XF2-4 je odolnost betonu vů-

či zmrazování a rozmrazování. Zde jsou

normou ČSN EN 206-1/Z3 předepsá-

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

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

Maxim

áln

í p

růsak t

lako

vo

u v

od

ou [m

m]

Množství cementu [kg/m3]

XD3, XA3

XF3, XF4, XA2

XC4, XD2, XF1, XF2, XA1


XD3, XF3, XA2

XF4

XA3

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0,40 0,45 0,50 0,55 0,60

Vodní součinitel [-]

0,65 0,70 0,75 0,80

XD3, XA3

XF3, XF4, XA2


XC4, XA2, XF3

XD2, XF1, XF2, XA1

XD3, XF4, XA3

Maxim

áln

í p

růsak [m

m]

Tab. 3 Příklad výpočtu vodního součinitele ❚ Tab. 3 Example

of calculation of the water cement ratio

CementÚčinná voda

[kg/m3]Vodní součinitel

typmnožství

[kg/m3]

CEM I 42,5 300 150 0,5

CEM I 42,5 400 200 0,5

4 5



ny dvě metody. Metoda A, která se pro-

vádí na krychlích, a metoda C, která se

provádí na odřezcích z válců. V obou

případech se zkouší odolnost povrchu

betonu měřením hmotnosti betonu od-

padlého ze zkoušeného povrchu vlivem

zmrazování a rozmrazování.

Nevýhodou zkoušky odolnosti pro-

ti mrazu a rozmrazování metodami

A a C je velký vliv výroby a ošetřová-

ní tělesa na výsledek zkoušky. Tento

vliv je mnohdy větší než samotná kva-

lita betonu. Zejména vlastnosti zkou-

šené povrchové vrstvy jsou velmi pro-

měnlivé. Velmi zde záleží na konzisten-

ci směsi a jí přiměřené intenzitě vibro-

vání, na uložení čerstvého i zatvrdlého

tělesa a hlavně na způsobu úpravy po-

vrchu. Další nevýhodou je, že způsob

a intenzita vibrace většinou neodpoví-

dá způsobu a intenzitě vibrace betonu

ve skutečné konstrukci.

Významným problémem těchto

zkoušek je jejich vypovídající hodno-

ta ve vztahu ke stylu namáhání kon-

strukce. Např. při zkoušení CB krytů

vozovek má zkouška jasně vypovídají-

cí hodnotu. Zkouší se stejná část těle-

sa jako konstrukce, tzn. upravený po-

vrch válce a pojížděný povrch vozov-

ky. Oproti tomu u konstrukcí namá-

haných stupněm vlivu prostředí XF2

je namáhána svislá plocha, tudíž plo-

cha z bednění, která se nezkouší. Typ

zkoušené plochy má vliv nejen na ab-

solutní hodnotu odpadu při zkoušce,

ale také na tvar grafu (obr. 6).

V grafu (obr. 6) je vidět srovnání vý-

sledků získaných na tělesech odebra-

ných ze zabetonovaného pokusné-

ho bloku a porovnání se standardně

provedeným zkušebním tělesem (vál-

cem). Tělesa byla odebrána jádrovým

vývrtem z upraveného povrchu vzor-

ku a z boku vzorku z bednění. Dále by-

la zkoušena pro srovnání i řezná plo-

cha vzorku neovlivněná ani bedněním,

ani úpravou povrchu. Z výsledků je vi-

dět podobná dynamika porušení vý-

vrtu z povrchu a standardního tělesa.

V těchto případech je porušení na po-

čátku zkoušky pozvolnější z důvodu

ochrany vzorku povrchovou vrstvou.

Ve chvíli, kdy dojde k rozpadu tohoto

hlazeného povrchu, se výrazně zvýší

rychlost rozrušování mrazovými cykly.

Oproti tomu má povrch z bednění

a řezu na počátku mírně vyšší poruše-

ní, ale po 50 cyklech dochází k zmen-

šení rychlosti porušování. Tyto rozdí-

ly by se pravděpodobně neprojevily

v případě perfektně odolného betonu,

s minimálním odpadem.

Princip specifikace betonu

na základě jeho vlastností

– PSC (performance-based

specifications for concrete)

PSC specifikace betonu vychází z prin-

cipu, že se specifikují všechny para-

metry betonu, se kterými je uvažová-

no ve výpočtu nebo při užívání. Nespe-

cifikuje se složení nebo typy vstupních

materiálů. Tento způsob specifikace se

v současné době zpracovává v pra-

covní skupině fib TG 8.10, které je au-

tor článku členem.

Základní způsob specifikace lze pře-

vzít z ČSN EN 206-1, tzn. specifikace

pevnostní třídy a stupně vlivu prostředí.

Stupeň vlivu prostředí by ovšem pou-

ze stanovoval, jakému prostředí bude

betonová konstrukce vystavena a jaké

odolnostní parametry má splnit. Další-

mi parametry by bylo vše, s čím je uva-

žováno při přípravě projektu.

Dnes se často stává, že při výpočtu

např. šířky trhliny projektant uvažu-

je s určitým smrštěním. Toto smrštění

je odvozeno na základě pevnostní tří-

dy. Převodní vztah, který se využívá, je

přitom velmi starý a vychází z výsledků

naměřených na betonech velmi odliš-

ných od těch dnešních. Výsledkem je,

že konkrétní uvažované smrštění není

známo (ze specifikace), není s ním tedy

při návrhu směsi uvažováno a výsled-

né trhliny v konstrukci mohou být větší,

než bylo spočítáno.

Podobné je to i s modulem pružnos-

ti, který už se ale ve specifikaci dnes

často objevuje. Výsledkem PSC speci-

fikace je jasně daný soubor požadavků

na zatvrdlý beton, v jednoznačně da-

ném formátu. S tímto ale souvisí i přes-

né stanovení zkušebních norem a pod-

mínek zkoušení. Nevýhodou může být

překombinování požadavků, nebo sta-

novení požadavků příliš přísných, a tu-

díž obtížně (cenově nákladně) splnitel-

ných. Zásadním způsobem se ovšem

snižuje riziko nedorozumění, a tím pro-

blémů s konstrukcí.

ZÁVĚR

Dle mého názoru je správné předpiso-

vat a ověřovat odolnostní parametry

betonu. Ty musí být pro každý stupeň

vlivu prostředí jasně stanoveny a výrob-

cem betonu dodrženy. Zkušební meto-

dy a tělesa by měly respektovat způ-

sob namáhání konstrukce.

Na druhou stranu by první část tabu-

lek NA F.1 a NA F.2, předepisující slože-

ní betonu a kvalitativní parametry pro-

vzdušnění, měla být pouze doporuču-

jící, nezávaznou částí. Alespoň částeč-

ně je toto vyřešeno změnou Z4, která

vyšla říjnu 2013 (viz str. 55, pozn. red.)

a ruší tabulku NA F.2, tzn. tabulku mez-

ního složení pro předpokládanou život-

nost 100 let. Zrušením této tabulky se

ruší i požadavky na A300 a L.

Pozn.: V článku jsou uvedeny některé výsledky

z projektu MPO ČR č. FR – TI3/531.

Ing. Robert Coufal, Ph.D.

TBG Metrostav, s. r. o.

Rohanské nábřeží 68

186 00 Praha 8

tel.: 724 283 989


www.tbgmetrostav.cz

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

0 25 50 75

3500

3000

2500

2000

1500

1000

500

0

Od

pa

dy [

g/m

2]

standardní zkušební těleso

vývrt z hlazeného povrchu

vývrt z boku konstrukce z bednění

řezaná plocha z jádra konstrukce

Obr. 4 Závislost maximálního průsaku na vodním součiniteli ❚

Fig. 4 Dependence of maximum leakage on the w/c

Obr. 5 Závislost maximálního průsaku na množství cementu

❚ Fig. 5 Dependence of maximum leakage on the amount of cement

Obr. 6 Vliv zkoušeného povrchu na odpady při zkoušce odolnosti proti

vodě a CHRL ❚ Fig. 6 Impact of the tested surface on waste during

the test of water and de-icing agent resistance

6


Jan Veselý

Článek popisuje neobvyklý způsob přepravy

betonu vrtulníkem při výstavbě podpůrných

konstrukcí a koncových stanic nové lanovky

na Sněžku v chráněné zóně Krkonošského

národního parku. Dlouhé časy přepravy betonu

od namíchání až do horní části lanovky vyža-

dovaly udržet dlouhou zpracovatelnost beto-

nu. ❚ This article presents a very unusual

transportation of concrete by helicopter when

building supporting constructions and terminals

of the new cable car to the Sněžka Mountain in

the protected area of Krkonoše National Park.

Long times from mixing to transport up to the

upper part of the cable car line required to keep

long term workability of concrete.

Sněžka je nejvyšší horou České re-

publiky. Nově však má ještě jedno pr-

venství, je i nejvýše položeným mís-

tem u nás, kam byl dosud dopravo-

ván beton (obr. 1). Na stavbu nové la-

novky vynesl přes 500 m3 betonu vr-

tulník. Oblast Sněžky je totiž součástí

Krkonošského národního parku, a vjezd

speciál ní techniky tak byl výrazně ome-

zen.

Lanovka na Sněžku, která sloužila

až do začátku září 2012, byla nejstar-

ší, nejznámější a zároveň nejvíce na-

vštěvovanou lanovkou u nás (obr. 2).

Od roku 1949 do ukončení provozu vy-

vezla na vrchol Sněžky více než 7 mil.

osob. Pokud všechny současné reviz-

ní kontrolní a zatěžkávací zkoušky dob-

ře dopadnou, už před letošními Váno-

cemi ji nahradí moderní lanová drá-

ha (obr. 3) se čtyřmístnými uzavřenými

kabinami.

Stavba nové lanové dráhy byla zahá-

jena začátkem září 2011 v místě dol-

ní stanice v Peci pod Sněžkou. No-

vá lanová dráha zachovává tři původ-

ní nástupní stanice, stanici Pec pod

1

3a 3b

Obr. 1 Vrtulník s badií

betonu pod vrcholem

Sněžky, září 2012 ❚

Fig. 1 Helicopter with

the container of concrete

on the way to the Sněžka

Mountain, September 2012

Obr. 2 a) Stará stanice

lanovky v Peci pod Sněž-

kou, b) detail infor mační

tabule na stěně stanice

s technickými údaji o pů -

vodní lanovce, srpen

2013 ❚ Fig. 2

a) The old station in Pec

pod Sněžkou, b) detail

of the information board

containing the technical

data about the old chair lift

on the wall, August 2013

Obr. 3 Informační tabule

o výstavbě nové lanovky

na Sněžku, b) detail

technických informací,

srpen 2013 ❚

Fig. 3 Info board with

data about the new cable

car construction, b) detail

of technical information,

August 2013

2a

2b

PŘEPRAVA BETONU

PŘI STAVBĚ LANOVKY

NA SNĚŽKU ❚

TRANSPORTATION

OF CONCRETE

WHEN BUILDING

THE NEW CABLE

CAR TO THE

SNĚŽKA MOUNTAIN



Sněžkou (obr. 5), stanici Růžová ho-

ra (1 339,05 m n. m.) (obr. 6) a stani-

ci Sněžka (1 588,32 m n. m.) (obr. 7),

a vede ve stejné trase jako stará lanov-

ka (obr. 8). Pouze spodní stanice v Pe-

ci pod Sněžkou je posunuta níž k cha-

tě Lesovna, kde navazuje na parkoviš-

tě. Bude tak snadněji dostupná pro

hendikepované občany.

Původní stožáry vyrobené v Poldi

Kladno nahradily nyní moderní oce-

lové podpěry. Na prvním úseku je

jich, při šikmé délce 1 747 m, celkem

sedm náct, na druhém, o šikmé délce

1 969 m, devatenáct.

Při betonážích patek podpěr byl pou-

žit beton C25/30 a C30/37, při stavbě

jednotlivých stanic pak betony C12/15,

C16/20, C20/25, C25/30, C30/37

a navíc cementové potěry MC15

a MC20 (dle technické normy PN ČMB

01-2010).

PŘEPRAVA BETONU

PO TRASE LANOVKY

Do nejvyšších poloh nebylo možné do-

vézt beton autodomíchávači, proto byl

využit vrtulník. „Stavba lanovky na Sněž-

ku je realizována z velké části v 1. zó-

ně Krkonošského národního parku. Ta-

to oblast je tím nejvzácnějším, co má-

me nejenom v Krkonoších, ale v celém

Česku. Jedná se o oblast arkto-alpínské

tundry, která je velice citlivá na jakékoliv

4a

4b

5

6Obr. 4 a) Bourání původní stanice na

Růžové hoře včetně vykopaní základových

patek sloupů, b) vykopaní základových patek

původních sloupů v trase lanovky, srpen 2013

❚ Fig. 4 a) Demolition of the former station

on the Růžová Mountain incl. digging

of the base foots of the columns, b) digging

out the footings of the original columns

of the chair lift, August 2013

Obr. 5 Výstavba nové stanice lanovky

v Peci pod Sněžkou, srpen 2013 ❚

Fig. 5 Construction of the new cable car

station in Pec pod Sněžkou, August 2013

Obr. 6 Výstavba nové stanice lanovky

na Růžové hoře, srpen 2013 ❚

Fig. 6 Construction of the new cable car

station on the Růžová Mountain, August 2013



lidské zásahy. Do tak zranitelné lokality

není možné pustit těžkou stavební tech-

niku,“ upřesňuje Radek Drahný, tiskový

mluvčí ze Správy Krkonošského národ-

ního parku, a dodává: „Využití vrtulníku

bylo proto přijatelným řešením.“

Autodomíchávače dopravovaly be-

ton pro horní část lanovky do lokali-

ty „Lví důl“, kde byl překládán do tzv.

bádií, trychtýřovitých nádob o objemu

0,7 m3, a dále přepravován vrtulníkem

(obr. 10). Celkem bylo vrtulníkem pře-

praveno přes 500 m3 betonu.

Z jednoho autodomíchávače mohlo

být naplněno až deset bádií. Na jedno

natankování paliva vrtulník vynesl po-

stupně na stavbu deset bádií a poté by-

lo nutné palivo doplnit. Vyšší spotřebu

paliva zapříčinila vysoká hmotnost ná-

kladu a náročná byla i manipulace s be-

tonem, zejména překládání. „O tom vy-

povídá například údaj o nejdelší vyklád-

ce jednoho mixu o objemu 8 m3,“ uvá-

dí zajímavost Ing. Jiří Žihlo, zástupce

dodavatele betonu.„Překládka z mixu

do bádií a doprava avií z Portášových

bud na Růžovou horu tehdy trvala té-

měř 5 h. Receptury betonů proto mu-

sely být upraveny tak, aby náběh tuh-

nutí byl pomalejší.“

Dopravu betonu a tuny dalšího sta-

vebního materiálu na nejvyšší místa za-

jišťoval víceúčelový vrtulník střední tří-

dy Mi-8T, vybavený dvěma turbínovými

motory a jedním nosným rotorem. Ten-

to stroj unese na podvěsném zaří zení,

tj. háku, váhu až 2 500 kg, až na vrchol

Sněžky pak cca 2 000 kg (obr. 11). Za

jednu hodinu však spotřebuje až 800 l

leteckého paliva. S ohledem na spotře-

bu paliva byl proto vrtulník vytěžován

i na cestě zpět. Dopravoval na místa,

odkud mohl být už odvezen, vytěžený

materiál uložený do tzv. bagů. Na sva-

zích Sněžky tak nezůstaly žádné hro-

mady, které by hyzdily zdejší krajinu.

STAVBA NOVÝCH STANIC

Největší z trojice stanic je ta v Peci pod

Sněžkou. Jde o objekt na nových beto-

nových základech, jehož suterén, příze-

mí a stěny byly realizovány jako betono-

vé monolity z šedého betonu. Na stav-

bě byly využity betony tříd C16/20,

C25/30 a C30/37 a navíc cemento-

vé potěry MC15 a MC20. Nosnou kon-

strukci nástupní haly lanovky tvoří dře-

věné vazníky a opláštění hliníkové pro-

sklené stěny. Exteriér objektu oživily čer-

vené pohledové desky.

Na místě původní stanice Růžová hora

stojí zcela nová budova, pro jejíž stav-

bu byly asi z poloviny využity betonové

základy původní stanice. Jde o druhou

největší stanici lanovky, technicky však

o její „srdce“, protože právě zde jsou

umístěny její motory. Kromě hybného

centra lanovky jsou ve stanici umístě-

ny dílny, sklady, denní místnosti a sklad

kabinek.

Nejmenší stanicí je stanice na Sněž-

ce. Částečně zděná budova stojí na no-

vých betonových základech. Při je-

jich betonážích se uplatnily betony tříd

C25/30 a C30/37.

Obr. 7 Nová stanice lanovky na Sněžce před dokončením, srpen 2013 ❚ Fig. 7 New cable car station on the Sněžka Mountain, August 2013

Obr. 8 Poslední úsek trasy lanovky ve stoupání na vrchol Sněžky, srpen 2013 ❚ Fig. 8 Last part of the cable car line coming up the Sněžka summit, August 2013

Obr. 9 Bednění a výztuž nových patek příhradových sloupů lanovky v horním úseku, srpen 2013 ❚ Fig. 9 Formwork and reinforcement of the new footings of the girder columns of the cable car, August 2013

Obr. 10 Odlet vrtulníku s naplněnou bádií, srpen 2013 ❚ Fig. 10 Take-off of the helicopter with the container, August 2013

Obr. 11 Vrtulník s bádií betonu nad svahem Sněžky, srpen 2013 ❚ Fig. 11 Helicopter with the container of concrete above the Sněžka slope, August 2013

Obr. 12 Podpěrný sloup nové lanovky ve spodním úseku, srpen 2013 ❚ Fig. 12 Support column of the new cable car in the lower part, August 2013

Obr. 13 Kabinky nové lanovky jsou již připraveny, srpen 2013 ❚ Fig. 13 Cars of the new cable car are ready to use, August 2013

7

8

9



SLOUPY NA MASIVNÍCH

BETONOVÝCH PATKÁCH

Celkem třicet šest speciálních pod-

pěr v trase lanovky stojí na betonových

patkách různých velikostí. Většina sto-

jí na místě původních sloupů. S ohle-

dem na prodloužení lanovky v jejím za-

čátku je zcela nová pouze podpěra me-

zi novou a původní stanicí v Peci pod

Sněžkou. „Všechny původní patky la-

novky musely být odstraněny a realizo-

vány nově,“ upřesňuje Ing. Daniel Slo-

vák, hlavní stavbyvedoucí dodavatel-

ské společnosti. „Byly ve velmi špatném

technickém stavu, některé nebyly ukot-

veny ani v nezámrzné hloubce. Při jejich

realizaci byl navíc použit nekvalitní be-

ton,“ doplňuje.

Spodní úsek lanovky tvoří sedm-

náct podpěr, ocelových kulatých slou-

pů (obr. 12) na masivní betonové pat-

ce. Na druhém úseku je devatenáct

ocelových sloupů příhradových, kaž-

dý na třech menších betonových pat-

kách (obr. 9). „Tyto patky jsou relativ-

ně subtilní, měří 1,5 x 1,5 m a do pod-

loží byly upevněny mikropilotami,“ popi-

suje Ing. Daniel Slovák. Mikropiloty byly

rea lizovány jako štíhlé základové prvky,

přenášející tlaková i tahová osová za-

tížení od patky do hlubších a únosněj-

ších vrstev základové půdy. Na Sněž-

ce se jednalo o vrtané piloty průmě-

ru 110 mm, které jsou svým kořenem

vetknuty do okolní horniny injektáží.

Při samotné betonáži jednotlivých

patek byl použit beton pevnostní tří-

dy C30/37. „Jde o poměrně běžnou

pevnost. I v těchto nadmořských výš-

kách bude beton rozhodně odolávat

očekávanému působení vlivu prostředí

na konstrukci,“ uvádí Ing. Jiří Žihlo a do-

plňuje: „V zimním období jsou zde, z po-

hledu cyklického zmrazování a rozmra-

zování, teploty poměrně stabilní. Proto

stačí u tohoto betonu zajistit standardní

odolnost proti působení vody a mrazu.“

ZÁVĚR

Již skutečnost, že nová lanovka vede

právě na nejvyšší horu republiky, po-

sunul tuto realizaci mezi nejzajímavěj-

ší stavby současnosti. Umístění lanov-

ky je však i technickým unikátem, tře-

ba právě z hlediska náročnosti do-

pravy betonu na stavbu a manipulace

s ním.

Lanovka je dostavěna a probíha-

jí všechny předepsané zkoušky kon-

strukcí a technologií. Pokud vše vyho-

ví, už v prosinci 2013 budou moci ná-

vštěvníci obdivovat nejen novou lanov-

ku, ale také unikátní přírodu Krkonoš-

ského národního parku (obr. 13).

Ing. Jan Veselý

Českomoravský beton, a. s.

Beroun 660, 266 01 Beroun

tel.: 311 644 039, 602 468 611


www.transportbeton.cz

Investor město Pec pod Sněžkou

Generální projektant

stavby

projekční kancelář

TRENTO, s. r. o.,

Hradec Králové

DodavatelBAK stavební společnost, a. s.,

Trutnov

Dodavatel betonu

betonárna Trutnov,

provoz TBG Východní Čechy,

člen skupiny Českomoravský

beton

celková spotřeba

betonu v letech

2012 a 2013

3 054 m3 betonu

různých pevností

v roce 2012 1 146 m3

v roce 2013 1 908 m3

10 11

12

13

TENKOSTĚNNÝ SENDVIČOVÝ SYSTÉM Z VYSOKOHODNOTNÉHO

BETONU VYZTUŽENÉHO ČEDIČOVÝMI VLÁKNY ❚ A THIN-

WALLED HIGH PERFORMANCE CONCRETE SANDWICH PANEL

SYSTEM REINFORCED WITH BFRP SHEAR CONNECTORS



Kamil Hodický, Thomas Hulin

Práce představuje nový tenkostěnný sendvičový

systém z vysokohodnotného betonu (high perfor-

mance concrete, HPC) vyztuženého čedičovými

vlákny. Systém se vyznačuje vysokou statickou

únosností, tepelně izolační schopností a šetr-

ností k životnímu prostředí. Sendvičový systém

a jeho konstrukční řešení jsou detailně popsány.

Vývoj systému byl strukturován od počátečních

zkoušek segmentů sendvičového systému až

po zkoušky panelů skutečných rozměrů zatě-

žovaných spojitým zatížením. ❚ The paper

presents a new thin-walled high performance

concrete (HPC) sandwich panel system

reinforced with basalt fibre-reinforced plastic

(BFRP). System is characteristic with a high

structural resistance, thermal resistance and

environmental friendliness. The newly developed

shear connecting system made of a BFRP grid

and its structural design is described in a detail.

The development of the system led from the

small-scale specimens to full-scale specimens

testing loaded by uniformly distributed load.

Stavební průmysl se v poslední době

rychle mění. Dle Evropské unie, obytné,

obchodní a průmyslové budovy spotře-

bují přibližně 40 % z celkové spotřeby

energie a vyprodukují obdobné procen-

to CO2 emisí v Evropě. Požadavky pro

snížení energetické spotřeby novosta-

veb jsou již nyní stanoveny nařízením

Evropské unie. Počátkem roku 2020

všechny novostavby musí být navrženy

tak, aby jejich energetická spotřeba by-

la pokryta energií z obnovitelných zdro-

jů [1]. V důsledku toho stavebnictví če-

lí rostoucí poptávce po vývoji a výrobě

modulárních, lehkých a zároveň únos-

ných stavebních prvků, které mají vyso-

kou izolační schopnost, dlouhou život-

nost, nízké emise CO2, nízkou spotře-

bu nerostných surovin a atraktivní po-

vrch s minimální údržbou. Tenkostěnné

sendvičové panely z HPC betonů jsou

velmi zajímavou volbou pro stavbu níz-

koenergetických staveb.

Typický panel je vyroben z vnitř-

ní a vnější vrstvy HPC betonu od-

dělených vrstvou tuhé pěnové izola-

ce. Speciálně navržené smykové prv-

ky prostupují vrstvou izolace a spoju-

jí vrstvy HPC betonů. Panel může být

navržen tak, aby se choval nekompo-

zitně, částečně kompozitně, nebo pl-

ně kompozitně (obr. 1), a to v závislosti

na typu a počtu spojení zajišťovaných

mezi dvěma vrstvami HPC betonů [2].

Smykové prvky musí poskytovat do-

statečnou tuhost a pevnost k dosažení

vysokého stupně kompozitního chová-

ní panelu (tj. minimálně 65 % únosnosti

plně kompozitního chování) a zároveň

přenosu návrhového zatížení v soula-

du s mezním stavem únosnosti a pou-

žitelnosti. Stupeň kompozitního chová-

ní panelu k lze určit pomocí rovnice (1)

kΔ Δ

Δ Δnekompozitní experiment

nekompozitní kompozitní

100 , (1)

kde Δnekompozitní značí teoretický prů-

hyb za předpokladu plně nekompozit-

ního chování, Δkompozitní teoretický prů-

hyb za předpokladu plně kompozitní-

ho chování a Δexperiment průhyb experi-

mentálně naměřený ve zvoleném stup-

ni zatížení.

Návrh smykového prvku představuje

kompromis mezi návrhem plně kom-

pozitního chování pro přenos zatížení

větrem anebo snížením kompozitního

chovaní za účelem snížení deformací

způsobených teplotními vlivy.

Spojení mezi panely je tradičně vy-

tvořeno použitím různě zahnutých

ocelových nebo polymerových smyko-

vých prvků. Zvýšení stupně kompozit-

ního chování použitím jakéhokoliv ty-

pu ze zmíněných smykových prvků ve-

de ke zvýšení únosnosti sendvičových

panelů. Avšak zvýšení stupně kompo-

zitního chování vede k výraznému sní-

žení tepelně izolačních vlastností pane-

lu v důsledku tepelných mostů. Kromě

toho, může dojít k nežádoucímu vy-

boulení zapříčiněnému rozdílem tep-

lot mezi vnitřní a vnější stěnou. Tepel-

né deformace dlouhých panelů mohou

být značné a mohou vést až k praská-

ní HPC betonu v případě jižní expozice,

zejména v rozích budovy [3]. Tuhost

smykového prvku je tedy úměrná tep-

lotním deformacím a hraje důležitou roli

při návrhu sendvičových konstrukcí [4].

Nastavení nových standardů

System Connovate představuje kon-

strukčně a tepelně výhodné sendvičo-

vé panely pro konstrukci vnějších stěn

obytných, obchodních a průmyslových

budov (obr. 2).

Hlavními přednostmi systému jsou

nízká hmotnost, trvanlivost, rych-

lá montáž a atraktivní architektonický

vzhled. Prvky kombinují vysoké hod-

noty izolačních vlastností s minimál-

ní tloušťkou nosné stěny (vrstva HPC

betonu jen 30 mm). Součinitel pro-

stupu tepla panelu se pohybuje v roz-

mezí 0,15 až 0,06 W/m2K v závislosti

na tloušťce a typu izolace. Sendvičo-

vé panely systému Connovate jsou vy-

ráběny jako nosné prvky s výztužnými

žebry v zadní stěně nebo jako nenos-

né fasádní panely. Nízká hmotnost prv-

ků zajišťuje levnou dopravu a snadnou

manipulaci na místě.

Hlavním materiálem sendvičových pa-

nelů je samozhutnitelný HPC beton

s pevností v tlaku 110 MPa, který je vy-

ztužen čedičovými vlákny o průměru

0,9 mm a délky 10 mm. Pevnost HPC

betonu v příčném tahu byla naměřena

6,2 MPa a pevnost v tříbodovém ohy-

bu 13,1 MPa. Použitím nízkého vodního

součinitele, optimalizací křivky zrnitos-

ti kameniva a minerálních přísad je za-

ručeno, že obsah vzduchu v HPC be-

tonu je maximálně 0,8 %. Přestože ne-

lze zajistit dostatečné krytí výztuže pře-

depsané Eurokódem 2, byl proveden

penetrační test chloridových iontů. Vý-

sledky testu ukázaly téměř nulový náboj

[Coloumb]. Výztuž je tedy dostatečně

(a) Nekompozitní

(b) Kompozitní

(a) Částečně kompozitní1



chráněna před korozí po celou předpo-

kládanou dobu životnosti stavby (100

let).

Čedičová mřížovina se používá v nej-

novější generaci stěnových panelů

k dosažení kompozitního chování a zá-

roveň zachování tepelně izolačních

vlastností. Plně kompozitní chování

může být dosaženo spojením pásů če-

dičové sítě orientované pod úhlem 45°.

Kontinuální nebo polo-kontinuální pásy

čedičových vláken jsou zabetonová-

ny na rozhraní dvou HPC betonů. Pá-

sy prochází štěrbinami v tepelné izola-

ci a vzhledem k relativně nízké tepelné

vodivosti čedičových vláken ve srov-

nání s ocelí nevytváří tepelné mosty.

Kromě toho nabízí vysokou únosnost

a odolnost proti korozi.

Zdokonalením výrobních metod a po-

užitím laserových zaměřovacích zaříze-

ní je zajištěno, že prvky jsou vyrobeny

v toleranci ±0,75 mm. Systém byl do-

plněn o nově vyvinutý systém těsně-

ní, kde obvyklé těsnění ze silikonu ne-

bo obdobných materiálů je nahrazeno

těsnicími profily z nerezové oceli. Pou-

žití nerezové oceli jako těsnění zajišťu-

je dlouhodobou životnost a bezchybný

estetický vzhled v porovnání s tradič-

ním řešením.

PREFABRIKACE

Prefabrikované sendvičové panely jsou

vyráběny na dlouhých výrobních linkách

(obr. 3). Vnější hladký povrch je docí-

len betonáží do ocelového bednění. Vý-

ztuž vnější HPC betonové vrstvy (ocelo-

vá svařovaná síť/čedičová síť) je umístě-

na do prázdné formy. Pro docílení po-

žadovaného architektonického vzhle-

du mohou být na dno prázdné formy

vloženy speciální matrice, textury nebo

tenké cihelné pásky. Poté je do přede-

psané výše ve formě nalita vrstva HPC

betonu. Následně jsou na horní plochu

čerstvé vnější HPC betonové vrstvy při-

tisknuty čedičové pásy a tepelná izo-

lace. Čedičové pásy jsou obvykle pře-

dem upevněny do štěrbin izolace a vy-

čnívají z izolace alespoň 15 mm na obě

strany. Na izolaci je položena betonář-

ská výztuž, která může být doplněna

o předpínací výztuž, ocelovou svařova-

nou nebo čedičovou síť. V této fázi jsou

do formy vloženy také kotvy pro zvedá-

ní a manipulaci či jiné kotvící prvky.

V průběhu výroby musí být dodržo-

vána vysoká pracovní kázeň, aby ne-

došlo k poškození čedičových pásů

vyčnívajících z tepelné izolace. Panel

je dokončen zalitím vrstvou HPC beto-

nu do požadované výše a vyhlazením

speciální hladicí lištou.

VÝZKUM A VÝVOJ

Vytvoření nového stavebního systé-

mu, který nabízí srovnatelné mechanic-

ké vlastnosti jako stávající prefabrikova-

né systémy a zároveň je konkurence-

schopný s vyšším stupněm kvality pro-

vedení, vyžaduje mnoho úsilí v oblas-

ti vývoje. Výzkumný projekt zabývající

se tímto vývojem zahrnoval spolupráci

Technické univerzity v Dánsku (Techni-

cal University of Denmark), Výzkumné-

ho ústavu pro vývoj (IPU), Státního po-

žárního institutu (DBI), výrobce betono-

vých sendvičových panelů (AmberCon)

a byl finančně podpořen Státním fon-

dem pro vědu a výzkum (Højteknolo-

gifonden).

K pochopení chování sendvičového

systému a jeho následné optimalizace

byl třeba experimentální výzkum zahr-

nující všechny komponenty systému.

Zkoušky sendvičových panelů zahrno-

valy: materiálové zkoušky HPC smě-

si, tepelné izolace a smykových prv-

ků z čedičových/uhlíkových vláken;

zkoušky prvků sendvičového systé-

mu ve smyku; ve čtyřbodovém ohy-

bu; skutečné panely zatížené spojitým

zatížením a zkoušky požární odolnosti

všech komponentů.

Dále byl výzkum zaměřen na mode-

lování rozvoje trhlin v tenkostěnných

panelech v důsledku kombinace auto-

genního smrštění a teplotního zatíže-

ní [3] a modelování jejich požární odol-

nosti [6]. Studie pokračovala optimali-

zací tepelně izolačních vlastností, mi-

nimalizací tepelných mostů, návrhem

nových typů oken a dveří a integrací

technického zařízení budov do sendvi-

čového systému [1].

Zkoušky ve smyku

Při návrhu sendvičových panelů je dů-

ležité, aby projektant znal návrhovou

pevnost prvku ve smyku a tuhost spo-

jení. Tyto parametry jsou kritické pro

stanovení počtu a délky smykových

prvků k dosažení určitého stupně kom-

pozitního chování. Smyková pevnost

spojení byla určena pomocí segmen-

tů sendvičového systému zkoušených

ve speciálně navrženém ocelovém rá-

mu. Velikost segmentů sendvičového

systému byla 400 x 700 mm.

Vlastní zkoušky se skládaly z uložení

každého segmentu do rámu ve vodo-

rovné poloze a tlačení pístu na spodní

HPC stěnu proti horní HPC stěně. Za-

tížení bylo vnášeno pomocí 25 kN hyd-

raulického pístu a jeho nárůst byl rovno-

měrný (lineární). Horní stěně bylo brá-

něno ve vodorovném posunu, kdežto

spodní stěna byla uložena na válečko-

Obr. 1 Průběh napětí v panelu

❚ Fig. 1 Panel stress diagram

Obr. 2 Detail Connovate sendvičového

panelu z HPC betonu ve spojení

s okenním otvorem a stropními dutinovými

panely ❚ Fig. 2 Detail of Connovate

sandwich wall element with connection to

window opening and hollow core concrete

deck

Obr. 3 Betonáž sendvičových panelů

ve výrobní hale ❚ Fig. 3 Casting the

sandwich elements in the production hall

2 3



vá ložiska s nízkým koeficien tem tření,

aby se mohla v zatíženém stavu volně

pohybovat. Během experimentu byly

na sedmi místech kromě zatížení mě-

řeny také relativní vodorovné/svislé po-

suny mezi oběma HPC stěnami pomo-

cí LVDT senzorů (obr. 4). Pro porovná-

ní smykové únosnosti byly použity růz-

né konfigurace žebra, typu smykového

prvku a izolace [5].

Pracovní diagramy ukázaly (obr. 5), že

všechny konfigurace měly vliv na smy-

kovou únosnost segmentů. Výsledky

navíc prokazují, že segmenty s EPS

izolací mají výrazně vyšší smykovou

únosnost (Fmax = 6,2 kN) než segmen-

ty s Kingspan izolací (Fmax = 2,5 kN).

Toto chování lze vysvětlit výrazně vyš-

ší soudržností EPS izolace s HPC be-

tonem. Segmenty s žebrem ukázaly

očekávanou vyšší smykovou únosnost

než segmenty bez žeber.

Typický způsob porušení segmentů

sendvičového systému během smyko-

vé zkoušky zahrnuje kombinaci ztráty

soudržnosti mezi vrstvami HPC betonů

a tepelné izolace doprovázenou ztrá-

tou stability tlačených diagonál a pře-

tržením tažených diagonál pásů čedi-

čových vláken (obr. 6).

Zkoušky v ohybu

K rozšíření znalostí získaných ze smy-

kových zkoušek bylo navrženo a zkou-

šeno šestnáct sendvičových prvků 450

x 2 000 mm ve čtyřbodovém ohybu

(obr. 7). Pro porovnání chování panelu

v ohybu bylo vyšetřováno různé umís-

tění a délky čedičových pásů. Pane-

ly ukázaly vysoký stupeň kompozitní-

ho chování a daly tak základ pro návrh

skutečných panelů [5].

Pro zkoušky panelů ve skuteč-

né velikosti byly vybrány dva pane-

ly, jež byly použity v pilotním Conno-

vate projektu a navrženy podle dopo-

sud získaných znalostí. Velikost pane-

50kN Upevňovací

popruh

Píst Fmax=25kN

Horizontalní LVDT

Vertikální LVDT

Ztráta stability

tlačených diagonál

Přetržení tažených diagonál

Vytržení baz. vláken

Odtržení vlákenod HPC betonu

0 5 10 15 20 25 30 35 40 450

2

4

6

8

10

12

Posun [mm]

Síla

F [kN

]

Kingspan izolaceEPS izolacePás z bazaltových vláken bez žebraPás z karbonových vláken bez žebraPás z bazaltových vláken s žebremPás z karbonových vláken s žebrem

4

5

6

7a 7b



lů byla stanovena 4 m na délku a 2,7 m

na výšku.

Zkušební rám se skládal ze dvou

podpor, spodní bránila posunům v ro-

vině panelu a ve směru bočního zatíže-

ní, zatímco horní bránila pouze posu-

nům ve směru bočního zatížení. Uspo-

řádání zkoušky umožňovalo součas-

ně panely zatížit vlastní váhou a boč-

ním zatížením. Boční zatížení simulující

zatížení větrem bylo vnášeno pomo-

cí obřího polštáře se stlačeným vzdu-

chem, který se opírá do zadní stěny

panelu.

Cílem experimentu bylo získat co

nejvíce informací o skutečném chová-

ní panelu a následné ověření analýzou

modelu pomocí MKP softwaru.

Horizontální deformace a relativní de-

formace mezi oběma HPC stěnami

byly měřeny pomocí LVDT senzorů

na sedmnácti různých místech (obr. 8).

Byla použita optická technika Aramis

umožňující měření deformací a napě-

tí na povrchu panelu před a po zatí-

žení. Aramis byl umístěn tak, aby sní-

mal oblast přibližně uprostřed výšky

panelu, kde byly očekávány první trh-

liny v důsledku největšího ohybového

momentu.

Zatížení bylo vneseno ve třech cyk-

lech: zatížení odpovídající návrhové-

mu zatížení větrem; odtížení a zatížení

do absolutního porušení.

Výsledky zkoušek ukázaly vysoký

stupeň kompozitního chování. U pa-

nelu 1 (obr. 9) byl naměřen nižší stu-

peň kompozitního chování v důsled-

ku nižšího stupně vyztužení čedičový-

mi vlákny. Dále zkoušky potvrdily, že

vhodným výběrem spojení pomocí če-

dičových vláken může projektant do-

sáhnout požadovaného stupně kom-

pozitního chování.

POŽÁRNÍ ODOLNOST

Zajímavých výsledků bylo dosaženo

při zkouškách systému v oblasti po-

žární odolnosti. Návrh systému s vrst-

vami HPC betonu jen 30 mm je velmi

neobvyklý. Pro popisovaný sendvičo-

vý systém nebylo možno uplatnit stá-

vající normy ani předpisy. Teorie, která

by vysvětlovala chování HPC betonů,

vazbu mezi HPC betonem a izolací,

či spolupůsobení čedičových vláken

s HPC betonem během požáru, také

doposud neexistovala. Během pěti let

se podařilo vyvinout HPC beton, který

vydrží více než 1 050 °C (ISO 834 ná-

vrhová teplotní křivka v požáru) po do-

bu 2 h bez známek odprýskávání, kte-

ré je typickým jevem u podobných ty-

pů betonů. Dosažené výsledky oteví-

rají možnosti pro nové aplikace HPC

betonu, jehož chování zatím neby-

lo v souladu s vysokými požadavky

na požární odolnost.

Při vyhodnocování požárních zkou-

šek byly objasněny i některé pře-

nosové jevy v HPC betonu a rozší-

řeny znalosti chovaní sendvičových

konstrukcí při požáru [6]. V červen-

ci roku 2013 byly uskutečněny sta-

tické požární zkoušky pro zatížené

sendvičové panely. Panely byly za-

tíženy váhou 60 t a vystaveny požá-

ru (ISO 834 návrhová teplotní křiv-

ka v požáru) po dobu 60 a 120 min.

Na základě těchto zkoušek panely

Connovate získaly mezinárodní certi-

fikaci pro požární odolnost, a je tedy

možno v nejbližší době očekávat jejich

rozšíření do ostatních zemí Evropské

unie.

Spodní podpora

Horní podpora

Polštáře se stlačeným

vzduchem

Aramis kamery

LVDT

Testovaný panel

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

Deformace [mm]

p [kN

/m2]

Panel 2

Panel 1

Obr. 4 Přední a boční pohled

na instrumentaci smykové zkoušky ❚

Fig. 4 Front and side view of shear test

instrumentation

Obr. 5 Pracovní diagramy segmentů

testovaných ve smyku ❚ Fig. 5 Load-

deflection diagrams of segments tested

in shear

Obr. 6 Typický způsob porušení segmentů

testovaných ve smyku ❚ Fig. 6 Typical

failure modes of shear test specimen

Obr. 7 a) Zkoušky panelů ve čtyřbodovém

ohybu, b) schéma zkoušky ❚

Fig. 7 a) Testing of panels in four-point

bending, b) scheme of the testing

Obr. 8 Pohled na instrumentaci skutečného

panelu před zkouškou ❚ Fig. 8 The view

on instrumentation of the full-scale test prior

testing

Obr. 9 Pracovní diagramy ❚ Fig. 9 Load-

deflection diagrams

9

8



ZÁVĚR

Cílem článku je představit nový ten-

kostěnný sendvičový systém z HPC

betonu vyztuženého pomocí čedičo-

vých vláken. Systém se vyznačuje vy-

sokou statickou únosností, tepelně izo-

lační schopností a šetrností k životnímu

prostředí.

Vývoj systému byl detailně popsán

od zkoušek segmentů sendvičové-

ho systému ve smyku až po panely

ve skutečných velikostech zatěžované

spojitým zatížením.

Systém Connovate kombinuje nej-

novější stavební trendy s tradičním

Obr. 10 První série úspěšných zkoušek požární odolnosti ❚

Fig. 10 The first series of successfully passed fire certification testing

Obr. 11 Vila Vid pilotní Connovate projekt ❚

Fig. 11 Villa Vid the pilot Connovate project

Obr. 12 Vila Vid pilotní Connovate projekt – vnitřní pohled

❚ Fig. 12 Villa Vid the pilot Connovate project – interior look

Obr. 13 Administrativní budova v Horsens, Dánsko ❚ Fig. 13 Office

house in Horsens, Denmark

Obr. 14 Studentské koleje v přístavu, Aarhus, budova navržena

na prestižní britskou cenu WAN Sustainable Buildings Award 2012

❚ Fig. 14 Student accommodation tower block at Aarhus harbour

has been long listed for the prestigious British sustainability prize WAN

Sustainable Buildings Award 2012

Literatura:

[1] Hansen S., Vanhoutteghem L. (2012):

“A method for economic optimi-

zation of energy performance and

indoor environment in the design

of sustainable buildings”, Publ. in

proc. to 5th Intern. Building Physics

Conference, Kyoto, Japan

[2] Rizkalla S. H., Hassan T. K., Lucier G.

(2009): “FRP Shear Transfer

Mechanism for Precast, Prestressed

Concrete Sandwich Load-Bearing

Panels”, Special Publ., Vol. 265,

603–625

[3] Hodicky K., Hulin T., Schmidt J. W.,

Stang H. (2013): “Assessment risk

of fracture in thin-walled fiber reinfor-

ced and regular High Performance

Concretes sandwich elements”, Publ.

in proc. to 8th Intern. Conf. on Fracture

Mechanics of Concrete and Concrete

Structures, Toledo, Spain

[4] Einea A., Salmon D. C., Tadros M. K.,

Culp T. (1994): “A new structurally and

thermally efficient precast sandwich

panel system”, PCI Journal, 39(4),

90–101

[5] Hodicky K., Hulin T., Schmidt J. W.,

Stang H. (2013): “Performance of new

thin-walled concrete sandwich panel

system reinforced with BFRP shear

connectors”, Publ. in proc. to Asia-

Pacific Conf. on FRP in Structures,

Melbourne, Australia

[6] Hulin T., Hodicky K., Schmidt J. W.,

Stang H. (2013): “A model for spalling

of HPC thin plates exposed to fire”,

Publ. in proc. to 5th Intern. conf. on

Structural engineering, mechanics and

computation, Cape Town, SAR

12

11

10



prefabrikovaným řešením. Na zákla-

dě prvních úspěšných užití systému

na různých typech bytových a admini-

strativních budov v Dánsku (obr. 11 až

14) lze očekávat, že systém brzy najde

uplatnění i na mezinárodním trhu.

Kamil Hodický, M.Sc.


www.connovate.dk

Thomas Hulin, M.Sc.


oba: Technical University

of Denmark

Dept. of CE, Sect. of SE

Brovej, Building 118, Kgs. Lyngby

DK-2800

Denmark

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

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

Aktuální informace

www.dlubal.cz

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

FEM program pro výpo et 3D konstrukcí

Program pro výpo et prutových konstrukcí

Inzerce 71.7x259 spad Update 08-2013 (Beton CZ)_01.indd 1 25.8.2013 13:49:33

Firem

ní p

reze

nta

ce

14

13

OŠETROVANIE ČERSTVÉHO BETÓNU – 10. VNÚTORNÉ

OŠETROVANIE A ELEKTRICKÉ CHARAKTERISTIKY BETÓNU ❚

CONCRETE CURING – 10. INTERNAL CURING AND ELECTRICAL

CHARACTERISTICS OF CONCRETE



Peter Briatka, Peter Makýš

Vo viacerých článkoch tohto cyklu sme sa venovali vnútornému ošetro-

vaniu (IC). Väčšina z nich sa v rámci vnútorného ošetrovania zamerala

na použitie ľahkého kameniva (LWA). V článkoch sa popísal princíp

fungovania IC [32, 33], spôsob návrhu [34, 35] a charakteristiky LWA

determinujú ce jeho vhodnosť pre IC [37]. Neskôr sa pristúpilo k rôznemu

overovaniu pôsobenia IC v maltách a betónoch [36, 38, 39]. V tomto

pokračovaní cyklu dokumentujeme pôsobenie IC vo vzorkách mált pomo-

cou merania elektrických charakteristík, ktoré sú primárne ovplyvnené

vlhkosťou cementového tmelu (množstvom pórového roztoku) a koncent-

ráciami iónov. ❚ In several of the previous papers of this series, we were

dealing with internal curing (IC). Most of them, within the frame of internal

curing, were focused on use of lightweight aggregate (LWA). In the papers,

there was described a principle of IC [32, 33], a designing procedure [34,

35] and LWA characteristics determining its fitness for IC [37]. Later, we

proceed with various verifying of IC action in mortars and concretes [36,

38, 39]. In this episode of the series, we document an action of IC in mortar

samples by measuring of electrical characteristics which are primarily

affected by moisture of the cement paste (amount of pore solution) and

ions´ concentrations.

Meranie elektrických charakteristík sa navrhlo ako metóda

hodnotenia účinnosti IC použitím LWA. Metóda mala poskyt-

núť kvalitatívny obraz o priebehu i stave hydratácie a súvisia-

cich reologických vlastnostiach – zrelosť betónu, stupeň hyd-

ratácie, množstvo pórového roztoku a celková vlhkosť ce-

mentového tmelu. Vychádzalo sa z predpokladu priame-

ho vplyvu IC na dostupnosť vlhkosti pre priebeh hydratácie

a tým aj množstvo pórového roztoku.

Zjednodušený predpokladaný priebeh meraných elektric-

kých charakteristík zachytáva obr. 1. V prvých hodinách ve-

ku, po rozpustení povrchu zŕn cementu za vzniku pórového

roztoku, keď dochádza k pozvoľnému vyzrážaniu CSH gélu,

sa odpor cementového tmelu ustáli a zostáva určitú dobu

(počas tuhnutia) konštantný. Postupne, ako cementový tmel

tuhne a tvrdne (s klesajúcou koncentráciou vodivostných ió-

nov v pórovom roztoku), sa elektrický odpor zvyšuje. Zvyšo-

vanie elektrického odporu je dané vytváraním pevných vä-

zieb, čo súvisí so zmenou stavu fyzikálne viazanej (voľnej)

vody na vodu chemicky viazanú. Zmena množstva fyzikálne

viazanej vody v cementovom tmele (napr. formou vnútorné-

ho ošetrovania) sa predpokladane mala prejaviť na elektric-

kých charakteristikách cementového tmelu – napr.: elektric-

ký odpor, rezistivita alebo konduktivita.

TEORETICKÉ ZÁKLADY

Známymi elektrickými charakteristikami, ktorých vzťah k dy-

namickému systému cementu reagujúceho s vodou je kva-

litatívne popísaný, sú merný elektrický odpor (rezistivita)

ρ [Ωm] a jeho obrátená hodnota, merná elektrická vodivosť

(konduktivita) σ [S/m]. Tieto charakteristiky možno za istých

okolností, ak sa dodržia presné postupy skúšok a skúšky tak

budú reprodukovateľné, pretransformovať do absolútneho

vyjadrenia napríklad elektrického odporu R [Ω].

Teóriou elektrických charakteristík cementového tmelu, ich

meraním a vyhodnocovaním sa v rôznych výskumných úlo-

hách a vedeckých článkoch venovalo viacero autorov [9, 10,

11, 12]. Aj ich pričinením je dnes známe, že s rastúcim ve-

kom cementového tmelu (rastúcim stupňom hydratácie α)

dochádza ku znižovaniu pórovitosti, a tým k poklesu elek-

trickej vodivosti [10].

Princíp merania elektrickej vodivosti spočíva v meraní pre-

chádzajúceho prúdu I [A] cez cementový tmel, do ktoré-

ho sú umiestnené dve kovové elektródy pripojené na zdroj

konštantného napätia U [V]. Dve elektródy prútového tva-

ru (vždy rovnakej dĺžky) sú umiestnené vždy v rovnakej vzá-

jomnej vzdialenosti. Prechádzajúci elektrický prúd sa v ča-

se mení, čo indikuje zmenu vodivosti (konduktivity) ce-

mentového tmelu. Aktuálna konduktivita σ [S/m] cemen-

tového tmelu sa vypočíta podľa vzťahu (1), kde l [m] je

vzdiale nosť elektród a A [m2] je plocha, cez ktorú medzi

elektródami preteká elektrický prúd. Vzhľadom na to, že

elektródy majú tvar líniových vodičov a stanovenie efektív-

nej plochy A sa potýka s problémami nerovnomernej inten-

zity elektrického toku a rozmernosti prostredia, pristupu-

je sa ku zjednodušeniu vzťahu. Tým je nahradenie prvého

zlomku konštan tou. Táto konštanta G [m] sa získa kalibro-

vaním meracej sústavy na prostredí (látke) so známou kon-

duktivitou. Takouto látkou je napr. voda s teplotou 18 °C,

ktorej konduktivitu je možné jednoducho odvodiť, podľa

vzťahu (2), zo známej rezistivity 2,27.105 Ωm [16]. Dosade-

ním σW a nameraných hodnôt napätia U = 14,04 V a prie-

merného prúdu I 8,23 mA do vzťahu (1) sa získa konštanta

G = 7,51.10-3 m.

l

A

I

UG

I

U

I

U7 51 10

3, . [S/m] (1)

WW

14 405 10

6, . [S/m] (2)

Vo vzorke je z hľadiska konduktivity rozhodujúca zlož-

ka tuhnúci a tvrdnúci cementový tmel (kamenivo sa v ča-1Vek betónu [h]

Očakávaný e

lek

trti

ck

ý o

dp

or

[Ω]

Tuhnutie

MAX



se nemení). V cementovom tmele prispieva k toku elektric-

kého prúdu zásadne len pórový roztok [10]. Elektrický prúd

sa v cementovom tmele prenáša prostredníctvom iónov. Je

preto zrejmé, že vodivosť cementového tmelu je nelineárnou

funkciou koncentrácie iónov c, ich nábojom z a ekvivalent-

nou iónovou vodivosťou λ, podľa vzťahu (3) [9,10].

f cj,, ,z

j jj

[S/m] (3)

Ekvivalentná iónová vodivosť λ je funkciu teploty a naras-

tá o cca 1,5 až 2,5 % s každým kladným 1 °C teploty pó-

rového roztoku, čo s najväčšou pravdepodobnosťou súvisí

s klesajúcou viskozitou [17]. Ióny prítomné v pórovom roz-

toku sa dajú predpokladať z chemického zloženia portland-

ského cementu (6C3S, 2C2S, 2C3A a C4AF) a reakcií prebie-

hajúcich počas hydratácie – vzniku CSH gélu, vzťah (4) a (5),

kde H označuje H2O a CH značí Ca(OH)2.

C S H C S H CH3 6 33 3 2 3

(4)

C S H C S H C2 43 3 2 3

HH (5)

Hydratácia cementu sa môže rozdeliť do piatich fáz (obr. 2)

– predindukcia (II), indukcia (I), akcelerácia (III), spomale-

nie (IV) a difúzia (V) [18,19]. Predindukcia sa začína praktic-

ky ihneď po zmiešaní cementu s vodou a trvá niekoľko má-

lo desiatok minút pokiaľ sa vápenaté (Ca) a hydroxidové ió-

ny rozpúšťajú v roztoku. V indukčnej (latentnej) fáze dochá-

dza k pozvoľnému vyzrážaniu CSH gélu, zatiaľ čo koncen-

trácia Ca2+ a OH- pomaly rastie. Na začiatku akceleračnej

fázy dosiahne Ca2+ úplnú saturáciu a začínajú prvé reak-

cie hydratácie – kryštalizácia Ca(OH)2 a ukladanie CSH gélu

v póroch. Počas formovania štruktúry sa znižuje pórovi tosť

a klesá množstvo dostupnej vody, čo vedie k spomaleniu

hydratácie (fáza IV), a ktoré za určitých okolností môže viesť

až k jej zastaveniu. V bežných podmienkach fáza III začína

cca 3 h po zamiešaní a fáza V nastupuje cca po 24 h. Identi-

fikovateľnosť rozhrania medzi fázou III a IV je závislá od vod-

ného súčiniteľa.

Z uvedeného je zrejmé, že pre vodivosť cementového tme-

lu sú rozhodujúce ióny Ca2+ a OH- (najmä OH-) [9]. V póro-

vom roztoku však možno nájsť aj ióny Na+, K+ a SO42-. Kon-

centrácie iónov Ca2+ a SO42- so začiatkom hydratácie po-

maly klesajú, zatiaľ čo koncentrácie Na+, K+ a OH- pomaly

stúpajú [20 až 23]. Obzvlášť vo veku viac ako 24 h sa vďaka

vysokému podielu iónov K+ tieto významne podieľajú na cel-

kovej vodivosti cementového tmelu, a to i napriek približne

tretinovej ekvivalentnej vodivosti v porovnaní s OH- [9]. Kon-

centrácie hlavných vodivostných iónov v pórovom roztoku,

v CSH géle a neskôr v cementovom kameni nie sú konštant-

né [23]. Rozhodne preto nie je možné predpokladať, že vodi-

vosť systému na báze cementu bude konštantná.

Zistilo sa, že vodivosť cementového tmelu ovplyvňujú dva

činitele. Prvým je množstvo pórového roztoku (dané voľ-

nou, resp. zámesovou vodou). Druhým je koncentrácia vo-

divostných iónov (napr. OH-, Ca2+, Na+ alebo K+) [12]. Elek-

trická vodivosť tekutej fázy (pórového roztoku) sa v závislos-

ti od koncentrácie iónov mení v rozsahu cca 1 až 20 S/m.

Elektrická vodivosť betónu (teda systému s pevnou i teku-

tou fázou) je daná najmä zastúpením tekutej fázy v systé-

me a nadobúda hodnoty, ktoré klesajú rádovo k 1.10-9 S/m,

zatiaľ čo (pre porovnanie) konduktivita vzduchu sa pohy-

buje v okolí 1.10-15 S/m [24, 25]. Aktuálny stav resp. zme-

ny v elektrickej vodivosti tuhnúceho a tvrdnúceho cemen-

tového tmelu formálne popisuje vzťah (6). Tento je modifiká-

ciou závislosti konduktivity betónu od konduktivity pórové-

ho roztoku, pričom rešpektuje zmenu pomerov objemu te-

kutej a pevnej fázy, čiže stav či stupeň hydratácie. Vo vzťahu

vystupuje konduktivita betónu σ [S/m], konduktivita pórové-

ho roztoku σPS [S/m], objemový podiel množstva pórového

roztoku φPS [-] a parameter zohľadňujúci prepojenie, efektív-

nu dĺžku a veľkosť pórov (kapilár) v cementovom tmele β [-]

[12, 26, 27].

PS PS

[S/m] (6)

Vnútorné ošetrovanie koncentráciu vodivostných iónov ne-

ovplyvní pretože nezvyšuje vodný súčiniteľ a pôsobiť nezač-

ne skôr, ako dôjde k poklesu relatívnej vlhkosti (RH). Abso-

lútne množstvo pórového roztoku taktiež neovplyvní, no za-

bezpečí vodu potrebnú pre hydratáciu, a teda saturáciu pó-

rov po dlhšiu dobu, čím teda mení φPS, vzťah (6). Na základe

výsledkov merania desorpcie [37] sa predikovala účin nosť

(efekt zvýšenej vodivosti) v závislosti od w/c (ovplyvňuje

čas zvýšenej intenzity samovysychania), a to rádovo vo ve-

ku 18 h.

POUŽITÉ MATERIÁLY

Pre skúšky sa použil portlandský cement CEM I 42,5 N

s mer nou hmotnosťou 3 077 kg/m3. Chemické zmrašťo-

vanie použitého cementu bolo 7 % a jemnosť stanovená

podľa Blaina 344,77 m2/kg. Začiatok tuhnutia sa podľa STN

Obr. 1 Predpokladaný vývoj elektrického odporu cementového tmelu

v čase ❚ Fig. 1 Anticipated development of electrical resistance of

the cement paste in time

Obr. 2 Teplotné a vodivostné správanie cementového tmelu pri teplote

25 °C [10] ❚ Fig. 2 Thermal and conductivity behaviour of cement

paste at 25 °C [10]2

Čas [h]

Tep

lota

[˚C

]

Ko

nd

uk

tivita

[S/m

]



EN 1015-9 stanovil 185,3 min, pričom koniec tuhnutia sa

zistil v 254,6 min. Ako plastifikačná prísada (WRA) sa pou-

žil superplastifikátor Berament HT2 s účinnou látkou na bá-

ze polykarboxylátu.

Ako hutné kamenivo sa použilo prírodné ťažené kameni-

vo frakcie 0/4 s mernou hmotnosťou a ostatnými vlastnosťa-

mi podľa tab. 1. Ako ľahké kamenivo sa s ohľadom na pred-

chádzajúce výskumné úlohy a skúšky použilo LWA s ob-

chodným názvom Liapor, a to vo frakciách 0/4 (M) a 0/1 (D),

dávkované vo vzájomnom pomere 3 : 1. Všetky podstatné

vlastnosti LWA sú uvedené v tab. 1.

RECEPTÚRY

Vzorky na meranie elektrických charakteristík tuhnúceho

a tvrdnúceho cementového tmelu sa vyrobili s a bez vnútor-

ného ošetrovania (IC). Vzorky bez IC sa označili ako refe-

renčné a obsahovali 0 % LWA. Vzorky s IC sa líšili hmotnost-

nou dávkou LWA (4; 7; 10 a 13,2 %). Horná medzná dáv-

ka 13,2 % sa stanovila na základe návrhu vnútorného ošet-

rovania [33] ako dávka postačujúca na dokonalé IC tzv. uza-

vretého systému (sealed system) pri w/c = 0,36. Vzorky sa

navzájom líšili aj vodným súčiniteľom w/c (0,3; 0,36 a 0,42)

zabezpečujúcimi dosiahnutie stupňa hydratácie α (0,83; 1

a 1). V každom variante w/c sa použili všetky uvedené dáv-

ky LWA, a teda každý variant obsahoval päť vzoriek. Pres-

ná receptúra pre každú zámes je uvedená v tab. 2. Jedným

z východísk overovania účinnosti IC ľahkým kamenivom pri

rôznych w/c bol predpoklad výraznejšieho prejavu vplyvu IC

na vodivosť cementového tmelu vo vzorkách, u ktorých sa

očakával významný nedostatok voľnej vody na hydratáciu –

t.j. w/c ≤ 0,36 (obzvlášť 0,3). Nedostatok voľnej vody (spô-

sobujúci nízku vodivosť cementového tmelu) mal byť nahra-

dený vodou postupne sa uvoľňujúcou z LWA, čo sa malo

prejaviť zvýšením konduktivity (resp. znížením elektrického

odporu) cementového tmelu v čase účinnosti IC.

Každá samostatná vzorka pozostávala z 8 skúšobných te-

lies. Pre tri sady (varianty w/c) a päť možných dávok LWA

to činí pätnásť vzoriek, z ktorých každá je reprezentovaná 8

skúšobnými telesami. Celkovo sa teda vyrobilo sto dvadsať

skúšobných telies (obr. 3).

VÝROBA A KONDICIOVANIE VZORIEK

Pred samotnou výrobou vzoriek sa vykonali pomocné a prí-

pravné procesy. Jedným z nich bola príprava hutného ka-

meniva sušením po dobu 24 ± 2 h pri teplote 110 ± 5 °C

(podľa STN EN 1097-6). Vysušené hutné kamenivo sa uloži-

Obr. 3 Sada skúšobných telies ❚ Fig. 3 Set of testing specimens

Obr. 4 Schéma zapojenia a meranie elektrických charakteristík

cementového tmelu ❚ Fig. 4 Circuit diagram and measurement of

electrical characteristics of cement paste

Tab. 1 Vlastnosti použitého hutného

a ľahkého kameniva ❚

Tab. 1 Characteristics of used aggregate

and lightweight aggregate

Vlastnosť

Kamenivo

Hutné

kamenivo

Ľahké kamenivo

LWA

0/4 0/4 (M) 0/1 (D)

Merná hmotnosť

[kg/m3]2510 1070 1700

Sypná hmotnosť

[kg/m3]1630 410 610

Nasiakavosť [%] 1,8 7,73 4,8

Medzerovitosť [%] 35,06 61,68 54,12

Tvarový index [%]

Pozn.: Tabuľka 1 obsahuje aj kolonku

„Tvarový index“, ktorý sa ale pre frakcie

0/4 nestanovuje. Tabuľka je prispôsobená

prípadnému použitiu aj hrubších frakcií.

Pozn. redakce: tab. 1 a 2 jsou v [38], uvádíme

zde pro pohodlí čtenářů

Tab. 2 Použité receptúry ❚

Tab. 2 Used proportionings

Vhodný

súčiniteľ

(w/c)

Zložka

Použitá receptúra [kg/m3]

Referenčný 4 % LWA 7 % LWA 10 % LWA 13,2 % LWA

0,30

Cement 492,782 485,522 422,404 392,352 360,369

Voda 184,191 163,549 153,454 143,26 132,276

Kamenivo 0/4 1705,792 1628,372 1562,750 1490,71 1406,857

WRA 1,891 1,739 1,625 1,511 1,389

LWA 0/4 (M) 0,000 46,376 83,464 122,508 166,293

LWA 0/ (D) 0,000 24,561 44,202 64,88 88,068

0,36

Cement 449,014 412,321 384,872 357,484 328,337

Voda 198,643 176,341 165,394 154,439 142,461

Kamenivo 0/4 1706,850 1629,304 1563,588 1491,455 1407,505

WRA 1,725 1,587 1,483 1,379 1,268

LWA 0/4 (M) 0,000 46,403 83,509 122,57 166,370

LWA 0/ (D) 0,000 24,575 44,226 64,912 88,108

0,42

Cement 412,459 378,746 353,526 328,366 301,289

Voda 210,770 187,072 175,411 163,653 151,005

Kamenivo 0/4 1707,637 1629,997 1564,211 1491,01 1407,988

WRA 1,586 1,459 1,363 1,268 1,166

LWA 0/4 (M) 0,000 46,423 83,542 122,615 166,427

LWA 0/ (D) 0,000 24,585 44,243 64,936 88,139

3



lo v plastových uzatvárateľných nádobách tak, aby nedošlo

k absorpcii vzdušnej vlhkosti. V prípade výroby vzoriek s IC

sa 24 ± 2 h pred miešaním do uzatvárateľnej plastovej ná-

doby pripravila dávka LWA (v danom pomere) spolu s celko-

vou dávkou zámesovej a ošetrovacej vody.

Miešanie sa vykonávalo v počítačom riadenej maltárskej

miešačke (STN EN 196-1) s užitočným objemom 2,5 dm3.

Zložky sa dávkovali vždy v rovnakom poradí. Ako prvé sa

nadávkovali voda a cement. V prípade nenulovej dávky LWA

sa namiesto zámesovej vody pridalo SLWA aj s dekantova-

nou vodou, do ktorej sa pridala WRA. Po 30 s miešania sa

pridalo hutné kamenivo.

Zámes sa po miešaní naplnila do pripravených uzatvára-

teľných valcových foriem (objemu 33,20 cm3) a v závislos-

ti od konzistencie (vyplývajúcej z pomeru objemu kameni-

va a cementového tmelu) sa zhutnila buď poklepom o pod-

ložku alebo ubíjaním. Po zhutnení sa formy uzavreli (sea-

led system) a cez uzáver sa do cementového tmelu zaviedli

(do hĺbky 30 mm) kovové elektródy vo vzájomnej vzdiale-

nosti 23 mm.

Vzorky sa po dobu 72 h uchovávali v prostredí s teplotou

20 ± 2 °C, pričom sa priebežne vykonávalo meranie elek-

trických charakteristík (pretekajúceho elektrického prúdu I).

EXPERIMENTÁLNA ČASŤ

Meranie elektrických charakteristík sa vykonávalo na skú-

šobných telesách utesnených proti strate vlhkosti do pro-

stredia (sealed system) a uchovávaných v prostredí s teplo-

tou 20 ± 2 °C. Dôležitou podmienkou merania bolo použi-

tie striedavého prúdu, aby sa predišlo elektrolýze pórového

roztoku na elektródach. Prístup použitím striedavého prúdu

sa nahradil použitím usmerneného prúdu, no pretekajúce-

ho iba v krátkom čase počas merania. Ako zdroj napätia

cca 14 V sa použil transformátor. Prúd pretekajúci vzorka-

mi sa v čase výrazne menil a hodnoty sa rádovo pohybovali

v mA.

Intervaly medzi meraniami sa menili. Počas prvých 10 až

12 h veku boli približne 30 min. Vo veku 12 až 16 h s pou-

žívali intervaly merania 60 min a ďalej sa predlžovali. Mera-

nie vo veku nad 24 h sa vykonávalo v intervaloch 4 až 6 h.

Meranie elektrických parametrov sa vykonávalo vždy rov-

nakým spôsobom za použitia jedinej aparatúry, čím sa vylú-

čil vplyv vnútorného odporu vodičov a zdroja. Meranie má

komparatívny charakter. Pripúšťa sa chyba spôsobená me-

raním svorkového napätia US, ktoré sa (za splnenia vyššie

uvedených podmienok merania) pre zjednodušenie pova-

žuje za napätie elektromotorické UE akoby bol zdroj neza-

ťažený.

Elektrický odpor R [Ω] cementového tmelu sa stanovil nu-

mericky (podľa vzťahu (7)) z meranej veličiny – jednosmerné-

ho elektrického prúdu I [mA] prechádzajúceho vzorkou me-

dzi dvomi susednými elektródami vzdialenými d [mm] pri za-

pojení obvodu s konštantným svorkovým napätím US v ča-

se t. Princíp merania elektrického prúdu prechádzajúceho

vzorkou zachytáva obr. 4. Z meraných hodnôt svorkového

napätia US a prúdu I [mA] sa podľa vzťahu (7) vypočítal prie-

merný elektrický odpor každej skúšobnej vzorky. Pomocou

vzťahov (1) a (2) sa z priemerných hodnôt US a I v čase t vy-

počítala konduktivita σ (elektrická vodivosť) vzoriek.

R d t

U

I d t

n

S

ii

n

,, 10

31

3

[Ω] (7)

4

Firem

ní p

reze

nta

ce



INTERPRETÁCIA VÝSLEDKOV

Konduktivita

Časový priebeh vypočítanej vodivosti jednotlivých vzoriek

s hmotnostnou náhradou frakcie 0/4 hutného kameniva LWA

0; 4; 7; 10 a 13,2 % zachytávajú obr. 5 až 9 (v tomto po-

radí). Obrázky zachytávajú aj vplyv vodného súčiniteľa (0,3;

0,36 a 0,42) na elektrickú vodivosť vzoriek. Ako doplnková

informácia je v obrázkoch prezentovaný začiatok tuhnutia

cementového tmelu s príslušným vodným súčinitieľom, kto-

rý orientačne vymedzuje nástup tzv. akceleračnej fázy kedy

saturácia pórového roztoku Ca2+ dosiahla maximum a začí-

najú sa formovať prvé väzby (kryštalizácia) za vzniku Ca(OH)2

a poklesu množstva pórového roztoku (voľnej vody). Prezen-

tovaním elektrickej vodivosti sa pri pevnej mierke presnejšie

zobrazuje mladší vek vzoriek.

Z priebehu konduktivity možno najmä pri nižších dávkach

LWA (nižšia náhrada hutného kameniva frakcie 0/4) jas-

ne identifikovať prvé tri fázy hydratácie utesneného (sea-

led) systému. V počiatku akceleračnej fázy, keď sa začí-

najú vytvárať prvé väzby a voľná voda prechádza do formy

pevných chemických väzieb vo vznikajúcich kryštáloch, je

možné pozorovať pokles konduktivity spôsobený prevažne

úbytkom množstva pórového roztoku. Z dôvodu neoptima-

lizovanej čiary zrnitosti pre jemné frakcie (malty) sa so zvy-

šujúcou dávkou LWA (dôsledok zmeneného pomeru kame-

nivo / cementový tmel, obr. 10) mení ako celková hutnosť,

tak aj objemová hmotnosť kompozitu. V cementovom tmele

Citované a súvisiace dokumenty:[1] STN EN 196-3: 2009 Metódy skúšania cementu.

Časť 3: Stanovenie času tuhnutia a objemovej stálosti[2] STN EN 197-1: 2007 Cement. Časť 1: Zloženie, špecifikácie

a kritériá na preukazovanie zhody cementov na všeobecné použitie

[3] STN EN 1015-10: 2007 Metódy skúšania mált na murovanie. Časť 10: Stanovenie objemovej hmotnosti zatvrdnutej malty

[4] STN EN 1015-11: 2007 Metódy skúšania mált na murovanie. Časť 11: Stanovenie pevnosti zatvrdnutej malty v ťahu pri ohybe a v tlaku

[5] STN EN 13139 2004 Kamenivo do malty[6] STN EN 196-1: 2005 Metódy skúšania cementu.

Časť 1: Stanovenie pevnosti[7] STN 73 1315: 1989 Stanovenie objemovej hmotnosti,

hustoty a pórovitosti betónu[8] STN EN 12390-7: 2009 Skúšanie zatvrdnutého betónu.

Časť 7: Objemová hmotnosť zatvrdnutého betónu[9] Snyder K., Feng X., Keen B., Mason T.: Estimating

the Electrical Conductivity of Cement Paste Pore Solutions from OH-, K+ and Na+ Concentrations, Cement and Concrete Research, Vol. 33, No. 6., 2003, pp:793-798

[10] Backe K., Lile O., Lymov S.: Characterizing Curing Cement Slurries by Electrical Conductivity, Society of Petroleum Engineers, Drilling & Completion, 2001, pp:201–207

[11] Ridha S., Irawan S., Ariwahjoedi B., Jasamai M: Conductivity Dispersion Characteristic of Oilwell Cement Slurry during Early Hydration, International Journal of Engineering & Technology IJET-IJENS, Vol. 10, No. 6, 2010, pp:129–132

[12] Rajabipour F., Sant G., Weiss J.: Development of Electrical Conductivity-Based Sensors for Health Monitoring of Concrete Materials, in: TRB 2007 Annual Meeting CD-ROM, Transportation Resear ch Board, Indianapolis, 2007, p:16

[13] Kusák I., Luňák M., Topolář L., Pazdera L., Bílek V.: Sledování hydratace betonu impedanční spektroskopií, Proceedings: 37. mezinárodní konference: Defektoskopie 7.–9.11. 2007, Praha, 2007, pp:123-128

[14] Bentz D.: Influence of water-to-cement on hydration kinetics: Simple models based on spatial considerations.Cement and Concrete Research, Vol. 36, No. 2, 2006, pp:238–244

5

6

7

8

9

Čas [hod]

Čas [hod]

Čas [hod]

Čas [hod]

Čas [hod]

Ele

ktr

ická v

od

ivo

sť

[S/m

]E

lek

tric

ká v

od

ivo

sť

[S/m

]E

lek

tric

ká v

od

ivo

sť

[S/m

]E

lek

tric

ká v

od

ivo

sť

[S/m

]E

lek

tric

ká v

od

ivo

sť

[S/m

]



sa vytvorili makropóry, ktoré znížili absolútne hodnoty kon-

duktivity vzoriek.

Výsledky desorpcie vlhkosti z SLWA [37] indikovali, že LWA

bude ako IC účinkovať v neskoršom veku vzoriek. Predpo-

klad sa potvrdil, čo sa dokumentuje vzhľadom na referenč-

né vzorky (obr. 5). Účinnosť IC použitím skúmaného LWA

je logicky nepriamo úmerná vodnému súčiniteľu. Vzhľadom

na utesnený (sealed) systém je zrejmé, že vzorky vysychajú

len chemicky (spotreba vody na hydratáciu), a preto je za-

čiatok účinkovania IC determinovaný práve vodným súčini-

teľom. S rastúcim vodným súčiniteľom sa začiatok pôsobe-

nia IC oddiaľuje, ako to je zrejmé z porovnania obr. 5 a 6 (w/c

0,3 – cca 6. hodina; w/c 0,36 – cca 18. hodina a w/c 0,42 –

cca 48. hodina). V priebehu konduktivity vzoriek s w/c 0,36

a 0,42 možno pozorovať relatívne malé rozdiely. Vysvetľuje

to Powers-ov fázový model hydratácie, kedy pre úplnú hyd-

ratáciu cementu je potrebných 0,36 g vody na 1 g cementu.

Pri prekročení tohto pomeru sa dosahuje maximálny stupeň

hydratácie rovný 1 bez ohľadu na ďalšie zvyšovanie pomeru.

Potvrdila sa účinnosť IC pomocou skúšaného LWA, a to

najmä v neskoršom veku. Najvyššia hodnota konduktivity sa

zaznamenala v 72 h vo vzorke s dávkou LWA 7 % (obr. 7),

Obr. 5 Elektrická vodivosť referenčných vzoriek s rôznymi vodnými

súčiniteľmi ❚ Fig. 5 Electrical conductivity of reference samples with

various water-cement ratios

Obr. 6 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 4 % s rôznymi vodnými

súčiniteľmi ❚ Fig. 6 Electrical conductivity of samples with 4 %

of LWA and various water-cement ratios

¨Obr. 7 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 7 % s rôznymi vodnými

súčiniteľmi ❚ Fig. 7 Electrical conductivity of samples with 7 % of

LWA and various water-cement ratios

Obr. 8 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 10 % s rôznymi vodnými

súčiniteľmi ❚ Fig. 8 Electrical conductivity of samples with 10 %

of LWA and various water-cement ratios

Obr. 9 Elektrická vodivosť vzoriek s LWA 13,2 % s rôznymi vodnými

súčiniteľmi ❚ Fig. 9 Electrical conductivity of samples with 13,2 % of

LWA and various water-cement ratios

Obr. 10 Zmeny pomeru kameniva a cementového tmelu pri zvyšovaní

dávky LWA ❚ Fig. 10 Changes in aggregate to cement paste ratio

within increasing LWA dosage

[15] Sant G., Rajabipour F., Fishman P., Lura P., Weiss J.: Electrical Conductivity Measurements in Cement Paste at Early Ages. In International Conference on Advanced Testing of Fresh Cementitious Materials, Stuttgart, Germany, 2006

[16] Mikulčák J., Klimeš B., Široký J., Śůla V., Zemánek F.: Matematicko fyzikálne a chemické tabuľky pre stredné školy, Slovenské pedagogické nakladateľstvo, Bratislava, 1989, p:232

[17] Prentice G.: Electrochemical Engineering Principles, Prentice-Hall, Englewood Cliffs, New Jersey, 1991, p:21

[18] Perez-Pena M., Roy D., Tamás F.: Influence of Chemical Composition and inorganic Admixtures on the Electrical Conductivity of Hydrating Cement Pastes, Journal of Materials Research, Vol. 4, No. 1, 1989, p. 215

[19] Michaux M., Nelson E., Vidick B.: Chemistry and Characterization of Portland Cement, Well Cementing, Elsevier Science Publisher, Amsterdam, 1990

[20] Christensen B. et al.: Impedance Spectroscopy of Hydrating Cement-Based Materials: Measurement, Interpretation, and Application, Journal of the American Ceramic Society, Vol. 77, No. 11, 1994

[21] Michaux M., Fletcher P., Vidick B.: Evolution at Early Hydration Times of the Chemical Composition of Liquid Phase of Oil-Well Cement Pastes With and Without Additives, Part I, Additive Free Cement Pastes, Cement and Concrete Research, Vol. 19, No. 3, 1989, p: 443

[22] Vidick B., Fletcher P., Michaux M.: Evolution at Early Hydration Times of the Chemical Composition of Liquid Phase of Oil-Well Cement Pastes With and Without Additives, Part II, Cement Pastes Containing Additives, Cement and Concrete Research, Vol. 19, No. 4, 1989, p: 567

[23] Lothenbach B.: Modeling pore solutions in the cement-water sys-tem, Materials Day held in EMPA on January 24, 2003. p:17

[24] Rajabipour F.: Insitu Electrical Sensing and Material Health Monitoring in Concrete Structures, PhD. Dissertation Thesis, Purdue University, West Lafayette, Indiana, 2006

[25] Rajabipour F., Weiss J.: Electrical Conductivity of Drying Cement Paste, Materials and Structures, submitted for publication (2006)

[26] Garboczi E. J.: Permeability, Diffusivity, and Microstructural Parameters: A Critical Review, Cement and Concrete Research, Vol. 20, No. 4, 1990, pp: 591–601

[27] Christensen B. J., Coverdale R., Olson R., Ford S., Garboczi E.,

Jennings H., Mason T.: Impedance Spectroscopy of Hydrating Cement-based Materials: Measurement, Interpretation, and Application, Journal of the American Ceramic Society, Vol. 77, No. 11, 1994, pp: 2789–2802

[28] Briatka P., Makýš P.: Nepriame meranie účinnosti vnútorného ošetrovania, Proceedings: Príprava, navrhovanie a realizácia inži-nierskych stavieb, Coneco, 31.3.2011, Bratislava, 2011

[29] Schießl A., Weiss W. J., Shane J.D., Berke N.S., Mason T. O., Shah S. P.: Assessing the moisture profile of drying con-crete using impedance spectroscopy, Concrete Science and Engineering, Vol. 2, June 2000, USA, 2000, pp. 106–116.

[30] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 1. Strata vody z betónu, Beton TKS, Vol. 10, No. 1, Beton TKS, Praha, 2010

[31] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 2. Superabsorpčné polyméry, Beton TKS, Vol. 10, No. 2, Beton TKS, Praha, 2010

[32] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 3. Nasiaknuté ľahké kamenivo, Beton TKS, Vol. 10, No. 3, Beton TKS, Praha, 2010

[33] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 4. Konvenčný návrh ošetrovania pomocou ľahkého kameniva, Beton TKS, Vol. 10, No. 6, Beton TKS, Praha, 2010, pp:40–43

[34] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 5. Návrh receptúry čerstvého betónu s vnútorným ošetrovaním, Beton TKS, Vol. 11, No. 5, Beton TKS, Praha, 2011, pp: 36–42

[35] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 6. Odparovanie vody, konvencia a skutočnosť, Beton TKS, Vol. 12, No. 6, Beton TKS, Praha, 2012

[36] Briatka P., Janotka I., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 7 DTA, TG a DSC overenie pôsobenia vnútorného ošetrovania, Beton TKS, Vol. 13, No. 1, Beton TKS, Praha, 2013

[37] Briatka P., Makýš P.: Možno účinne použiť pórovité kamenivo na vnútorné ošetrovanie betónu?, Beton TKS, Vol. 11, No. 4, Beton TKS, Praha, 2011

[38] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 8. Malty s vnútorným ošetrovaním – pevnosti a objemové zmeny, Beton TKS, Vol. 13, No. 2, Beton TKS, Praha, 2013

[39] Briatka P., Makýš P.: Ošetrovanie čerstvého betónu – 9. Metódy ošetrovania a vplyv na mechanické vlastnosti, Beton TKS, Vol. 13, No. 3, Beton TKS, Praha, 2013

10



a to bez výrazného zníženia konduktivity v počiatočnom ve-

ku (čerstvá zmes), t.j. nedochádza k radikálnej zmene spra-

covateľnosti vyplývajúcej zo zmeny pomeru množstva ce-

mentového tmelu a kameniva. Optimalizované vnútor-

né ošetrovanie použitím skúšaného LWA (Liapor 0/4 (M) :

0/1 (D) – 75 % : 25 %) by sa malo využívať preferujúc nižšie

dávky. Väčší dôraz na znižovanie dávky LWA sa požaduje

pri betónoch s nižším vodným súčiniteľom (menej ako 0,36).

Zabezpečenie potrebného množstva ošetrovacej vody v be-

tóne je preto nevyhnutné riešiť nosičom (materiálom na IC)

s vyššou kapacitou (nasiakavosťou). Na základe zisteného

sa v ďalších pokračovaniach cyklu pracuje s obmedzeným

rozsahom dávok LWA 0 % (referenčné) a 7 %.

Objemová hmotnosť

Priemerná objemová hmotnosť ρV [kg/m3] sa stanovila nu-

mericky zo stredných hodnôt meraného objemu V [cm3]

a hmotnosti m [g]. Pre skúšobné telesá tvaru valca (obr. 4) sa

použil postup podľa STN 73 1315. Výsledky merania obje-

movej hmotnosti v závislosti od dávky LWA a vodného súči-

niteľa zachytáva obr. 11. Pokles objemovej hmotnosti vzo-

riek s rastúcou dávkou LWA sa predpokladal, pretože časť

hutného kameniva frakcie 0/4 mm s mernou hmotnosťou

2 510 kg/m3 sa nahrádza zmesou LWA s mernou hmotno-

sťou 1 228 kg/m3. Pokles objemovej hmotnosti s rastúcim

vodným súčiniteľom je spôsobený, už viackrát spomínanou,

zmenou pomeru cementového tmelu a kameniva.

ZÁVER

Riešením tejto čiastkovej úlohy overenia účinnosti IC použi-

tím LWA prostredníctvom merania elektrických charakteris-

tík cementového tmelu je možné vyvodiť parciálne kvalitatív-

ne závery.

Ako to dokumentujú najmä obrázky 5, 7 a 9, časový prie-

beh konduktivity vzoriek sa najmä u betónov s nižším vod-

ným súčiniteľom (≤ 0,36) zvýšil, čo je dôkazom zásobovania

pórového systému vodou z IC. Zistenie je v súlade s navr-

hovaným účelom použitia IC pre vysokohodnotné alebo vy-

sokopevnostné betóny (nízky w/c). Účinnosť, z hľadiska ča-

su, sa prejavuje v závislosti od doby, kedy začína betón tr-

pieť tzv. samovysychaním. Tento čas je podmienený vod-

ným súčiniteľom a desorpčnou schopnosťou LWA. IC v be-

tónoch s nízkym w/c začína pôsobiť už po cca 6 h, zatiaľ

čo v betónoch s relatívne vysokým w/c (0,42) začína pôso-

biť až po cca 48 h.

Z pohľadu vplyvu dávky LWA na účinnosť IC je potreb-

né poznamenať, že zmena pomeru objemu cementové-

ho tmelu k objemu kameniva, po pridaní LWA, sa pri vyš-

ších dávkach LWA prejavila na pórovitosti vzoriek, čo vied-

lo ku skresleniu výsledkov hodnotiaceho parametra. Mož-

no však usudzovať, že pre vnútorné ošetrovanie sú vhodné

skôr menšie dávky LWA, t.j. do cca 10 % hmotnosti frak-

cie 0/4 hutného kameniva (v závislosti od pomeru mieša-

nia frakcií LWA). V prípade použitia LWA s vhodnejšou pó-

rovou štruktúrou a zrnitosťou sa odporúčaná horná hrani-

ca môže zvýšiť.

Poďakovanie

Publikované informácie sú čiastkovými závermi dizertačnej práce

„Ošetrovanie plošných betónových konštrukcií proti strate vlhkosti“,

ktorú materiálne podporili STU v Bratislave, TSÚS Bratislava, LIAS Vintířov,

PCLA Ladce a BASF.

Ing. Peter Briatka, PhD.

TSÚS

Studená 3, 821 04 Bratislava


[email protected]

Doc. Ing. Peter Makýš, PhD.

Stavebná fakulta STU

Radlinského 11, 813 68 Bratislava

Obr. 11 Závislosť objemovej hmotnosti od dávky LWA

❚ Fig. 11 Dependence of bulk density on LWA dosage

Obr. 12 Zmeny pomerného objemu cementového tmelu v závislosti

od dávky LWA a porovnanie zmeny objemovej hmotnosti vzoriek

s w/c = 0,36 ❚ Fig. 12 Changes in relative volume of cement

paste in dependence on LWA dosage and comparison of bulk density

changes of samples with w/c = 0,36

11

12

Dávka LWA [%]

Po

m.

ob

jem

cem

. tm

elu

[%

]

Ob

jem

ová h

mo

tno

sť

[kg

/m3]

Dávka LWA [%]

Ob

jem

ová h

mo

tno

sť

[kg

/m3]

MOŽNOSTI POUŽITÍ POČÍTAČOVÉ TOMOGRAFIE (CT) KE STUDIU

BETONU ❚ POTENTIALS IN USE OF X-RAY COMPUTER

TOMOGRAPH (CT) TO STUDY CONCRETE


V Ě D A A V Ý Z K U M ❚ S C I E N C E A N D R E S E A R C H

Éva Lublóy, György L. Balázs

Beton je kompozitní materiál složený převážně

z kameniva ukotveného v matrici hydratované

cementové pasty. Matrice je porézní a obsahuje

relativně velké množství volné vody, pokud není

uměle vysušena. Je-li beton vystaven vysokým

teplotám, dochází ke změnám v jeho chemic-

kém složení, fyzické struktuře a v obsahu vody.

K těmto změnám dochází zejména v cemento-

vé pastě a projevují se následně ve fyzikálně-

-mechanických vlastnostech betonu vystavené-

mu nárůstu teploty. K sledování a kvantifikování

velikosti zrn kameniva, jejich rozložení v beto-

nu, vzniku a sledování rozvoje trhlin, stejně

jako pórů v matrici byla postupně vyvinuta řada

různých postupů. Článek je zaměřen na před-

stavení možností počítačové tomografie (CT)

ve studiu 3D mikrostruktury betonu. Počítačová

tomografie ukazuje různou hustotu materiálu

v různých řezech. Následná analýza několika

postupných řezů umožňuje sestavit 3D vizualiza-

ci. Jako příklad je v článku uvedena CT analýza

tunelového ostění vystaveného požární zkouš-

ce. ❚ Concrete is a composite material that

consists mainly of mineral aggregates embedded

in a matrix of hydrated cement paste. The matrix

is porous and contains relatively large amount of

free water unless artificially dried. When exposed

it to high temperatures, concrete undergoes

changes in its chemical composition, physical

structure and water content. These changes

occur primarily in the hardened cement paste in

unsealed conditions. Such changes are reflected

by changes in the physical and mechanical

properties of concrete that are associated with

temperature increase. Several methods have been

developed to observe and quantify aggregate

size and distribution, crack size and distribution

as well as pore structure of concrete. In this

study we would like give some demonstration to

the potentials of Computer Tomography (CT) to

study the three dimensional (3D) microstructure

of concrete. Computer Tomography gives density

differences in the versions concrete sections.

Further analysis of several subsequent sections

may lead to 3D visualisation. As an example

present paper includes the CT analysis of

a concrete tunnel lining after fire test.

Existuje mnoho situací, kdy potřebuje-

me informace o vnitřní struktuře beto-

nu. Jako příklad lze uvést požadavek

na stanovení zbytkové únosnosti be-

tonové konstrukce zasažené požárem.

Je to velmi obtížný úkol, protože tradič-

ní destruktivní i nedestruktivní zkušeb-

ní postupy nejsou obecně vhodné pro

zkoumání vnitřku tak vysoce heterogen-

ního materiálu (fib, 2007, [1]).

Jako zcela nová, je v článku předsta-

vena nedestruktivní metoda počítačo-

vé tomografie (CT), která byla původně

užívána pro lékařská vyšetření lidského

těla. Vedle času, po který se data zpra-

covávají, závisí výsledná kvalita obra-

zu na řadě faktorů. Zobrazení je vypo-

čítáváno na základě elektrických signá-

lů, není to tedy skutečný obrázek jako

tradiční fotografie či radiogram. Teore-

tický základ počítačové tomografie po-

ložili v sedmdesátých letech Hounsfield

a Cormack.

Rentgenové paprsky při průchodu

různými materiály, jejich texturami, sláb-

nou. Stupeň absorpce je menší nebo

větší v závislosti na různé hustotě mate-

riálu, závisí tedy na vlastnostech zkou-

maného materiálu. Schopnost pohlco-

vat rentgenové záření lze vyjádřit koefi-

cientem absorpce záření. Pokud je vy-

zařovaná energie konstantní, pohlcová-

ní rentgenových paprsků závisí pouze

na materiálu, kterým procházejí. Radia-

ce snížená průchodem materiálu je za-

chycována detektorem, který generuje

elektrické signály v závislosti na intenzi-

tě zachycené radiace.

Trubicový detektor se stále otáčí ko-

lem sledovaného objektu a ukládá po-

stupně stovky a tisíce údajů z měře-

ní, z kterých je pomocí CT sestavována

prostorová matice. Na konci procesu

výstupní zařízení vypočítá všechny prv-

ky matice a přiřadí jim příslušné měřítko

zobrazení bodu, které vyjadřuje právě

v místě platný koeficient absorpce záře-

ní. Měřítko je také nazývané Hounsfiel-

dovo měřítko a jeho jednotka Hounsfiel-

dova jednotka [HU]. (Nobelova cena by-

la udělena společně Alanu M. Cormac-

kovi and Siru Godfrey N. Hounsfieldovi

za výzkum a vývoj počítačové tomo-

grafie v roce 1979.) Po přiřazení růz-

ných hodnot dle Hounsfieldova měřít-

ka různým bodům matice lze zaměře-

nou představu vnitřní struktury zobrazit.

Pro zobrazení struktury můžeme použít

předdefinované barevné měřítko nebo

si vytvořit vlastní.

Existuje vztah mezi CT relativní hus-

totou a gravitační hustotou různých mi-

nerálů. Hounsfieldovy hodnoty buněk

jsou ovlivněny dvěma faktory, prvním je

Hounsfieldova hodnota zrnek minerá-

lů v určité buňce a druhým Hounsfiel-

dova hodnota prostoru póru vyplně-

ného tekutinou nebo plynem (vzdu-

chem) (Cnudde, Cwirzen, Masschaele,

Jacobs, 2009, [2]).

Mikrostruktura betonu má zásadní vliv

na jeho fyzikální a mechanické vlast-

nosti, a tím na jeho trvanlivost. Během

posledních let byla popsána řada me-

tod pro sledování a popsání mikrostruk-

tury materiálů (Földes, Kiss, Árgyelán,

Bogner, Repa, 2000, [3]). Počítačová

rentgenová mikrotomografie (micro-CT)

umožňuje nedestruktivní 3D zobrazení

vnitřní mikrostruktury materiálů (Landis,

Keane, 2010, [5]).

V zobrazeném betonovém vzorku je

1

Obr. 1 Zobrazení prahového dělení fází

betonu v jednotlivých složkách: zrna kameniva,

cementová matrice a obsažený vzduch

(Kocur, Saenger, Vogel, 2010, [4]) ❚

Fig. 1 Visualization of the threshold

segmentation of concrete phases of

the constituents of interest: aggregate

grains, cement matrix and air inclusions

(Kocur, Saenger, Vogel, 2010, [4])



jasně viditelné vnitřní uspořádání zrn

kameniva [1480; 3071] HU (obr. 1 vle-

vo). Cementová matrice [745; 1480] HU

(uprostřed) je zobrazena jako průhledná.

Obsažený vzduch [-1024; 745] HU (vpra-

vo), vzduchové póry a vzduchové bubli-

ny cca 40 mm dlouhé, je zobrazen čer-

ně. To vše lze identifikovat z CT zobra-

zení betonu pomocí přiřazených vyso-

kých hodnot Hounsfieldových jednotek.

UŽIT Í CT PRO BETON

Zdá se, že počítačová tomografie doká-

že ukázat rozdíly v hustotě i u betonu.

Analýzy řady po sobě následujících řezů

umožňují sestavit 3D vizualizaci.

Sledovaným parametrem v betono-

vých prvcích (tab. 1) byl obsah mikrosi-

liky (0; 3 a 9 mc %).

Experimentálně byly studovány ná-

sledující charakteristiky betonových

prvků: pórovitost, efektivní pórovitost,

trhliny na povrchu a snižování tlako-

vé pevnosti. Pórovitost byla stanove-

na na základě určování objemu pórů

ve vzorcích a následně určováním ob-

jemu materiálového skeletu bez pórů

pomocí počítačové tomografie. Efek-

tivní pórovitost byla měřena tradiční

zkouškou s nasáknutím vody a počíta-

čovou tomografií. Výsledky měření jsou

uvedeny v tab. 2.

DISKUZE VÝSLEDKŮ

Hodnoty pórovitosti naměřené tradiční-

mi laboratorními postupy i počítačovou

tomografií jsou podobné, a protože oba

použité postupy jsou vzájemně nezávis-

lé, je možno metodu počítačové tomo-

grafie označit jako vhodnou pro stano-

vení pórovitosti betonu.

Informace o rozložení pórů v betonu

jsou rovněž důležité (obr. 2). Hodnoty

pórovitosti a efektivní pórovitosti betonu

mají vliv na jeho odolnost vůči působe-

ní požáru a zmrazovacím a rozmrazo-

vacím cyklům.

VLASTNOSTI BETONU

PO POŽÁRU

Zkoušky kompozitních materiálů by-

ly prováděny na CT zařízení s techno-

logií vícenásobných řezů. Rozlišení ma-

trice záviselo na několika faktorech.

Při použití nejvyššího rozlišení použité-

ho CT zařízení mohla být nejmenší veli-

kost základní jednotky na řezu 0,1 x 0,1

x 0,8 mm. Změření jednoho řezu trva-

lo 0,1 až 1 s.

Vyšetřovaný prvek byl betonový jád-

rový vývrt odebraný z prefabrikované-

ho tunelového ostění, které bylo vysta-

veno působení požáru (hoření uhlovodí-

ků) po dobu 2 h. Na obr. 3 je fotografie

povrchu betonového ostění po požáru.

Tab. 1 Složení betonových směsí ❚ Tab. 1 Concrete compositions

Beton.

směs

Cement

[kg/m3]

Mikrosilika

[kg/m3]

Voda

[kg/m3]

Kamenivo

[kg/m3]

Plastifikátor

[kg/m3]

M1 400 - 140 1 888 6

M2 400 12 140 1 871 7,2

M3 400 36 140 1 840 8

Tab. 2 Naměřené hodnoty pórovitosti ❚ Tab. 2 Measured porosity

values

BetonCelková

pórovitost [%]

Celková

pórovitost

měřená CT [%]

Efektivní

pórovitost [%]

Efektivní

pórovitost

měřená CT [%]

M1 9,23 7,373 8 8,41

M2 11,67 9,07 9,49 6,89

M3 9,62 7,3 8,29 8,92

M4 10,38 6,72 (nenasáklý) 8,59 4,9 (nenasáklý)

Obr. 2 Mapa obsahu vody v betonových vzorcích (Lublóy, Balázs,

Földes, 2011, [6]), a) CT zobrazení, b) mapa nasáknutých pórů,

c) CT zobrazení a mapa nasáknutých pórů ❚ Fig. 2 Saturation map

of concrete sections (Lublóy, Balázs, Földes, 2011, [6]), a) CT image,

b) saturation map, c) CT image and saturation map

Obr. 3 Tunelové ostění po dvouhodinovém požáru (hoření uhlovodíků)

❚ Fig. 3 Tunnel lining after 2 hours hydrocarbaon fire

Obr. 4 CT řezy jádrovým vývrtem a Hounsfieldovy hodnoty, a) jádrový

vývrt z tunelového ostění, b) černo-bílé CT zobrazení, c) barevné CT

zobrazení, d) rozdělení změřených Hounsfieldových hodnot ❚

Fig. 4 The CT section of core and the Hounsfield values, a) concrete

core from tunnel lining, b) CT image in black and white, c) CT image in

colours, d) distribution of measured Hounsfield values

32a 2b 2c

4d

4b

4c

4a



PROF. ING. BŘETISLAV TEPLÝ, CSC. – OSMDESÁTILETÝZačátkem října 2013 se dožil

prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc., osmde-

sátin ve výborné duševní i tělesné kon-

dici! Zásluhu na tom má bezesporu pé-

če jeho milé ženy Anky, nicméně ob-

dobně významným faktorem je zřejmě

nadstandardní odborné a vědecké na-

sazení v rámci řešení projektů přede-

vším na jeho domovské Stavební fakul-

tě VUT v Brně, ale také na ČVUT v Pra-

ze. Je stále zapojen i do činnosti profes-

ních organizací, např. v Inženýrské aka-

demii a RILEM.

Jen v minulém roce byl autorem

a spoluautorem celé řady zahranič-

ních i tuzemských publikací, namátkou

lze jmenovat „Reinforcement corrosion:

Limit states, reliability and modelling“,

„The role of modelling in the probabi-

listic durability assessment of concrete

structures“, „Probabilistic modelling of

concrete structures degradation“, „Limit

states of concrete structures subjected

to environmental actions“, či „Hodno-

cení zakázek a životní cyklus staveb“ a „Jak lze chápat eko-

nomickou výhodnost u veřejné zakázky?“. Témata článků jsou

světově aktuální, užitečná a zajímavá. Ve své současné prá-

ci zúročuje dlouhodobou orientaci a zkušenosti s řešením spo-

lehlivosti konstrukcí a metod odhadu životnosti zejména žele-

zobetonových konstrukcí. Témata jeho zájmu jsou meziobo-

rová, v posledních letech se zaměřil v souvislosti s životností

konstrukcí na degradaci materiálů těch-

to konstrukcí, zejména betonu a ocelové

výztuže; v časopise Beton TKS např. pu-

blikoval v létech 2008 až 2013 šest pří-

spěvků.

Je rádcem mladým spolupracovníkům,

vždy vstřícně a nezištně poskytuje bohaté

zkušenosti získané během profesního ži-

vota, ochotně s nimi spolupracuje na ře-

šených tématech.

Profesor Teplý je přátelský, ve společ-

nosti přispívá k zábavě svým anglickým

humorem. Do dnešní doby je sportov-

ně aktivní (obr. 1), kolo, lyže a plavání pa-

tří k činnostem, z kterých má potěše-

ní a radost.

Jeho přátelé a spolupracovníci mu také

nedávno poděkovali u příležitosti jeho ju-

bilea v rámci 11. Mezinárodního pravdě-

podobnostního workshopu IPW.

Přejeme jubilantovi všechno dobré

k těmto kulatým narozeninám, nadále vy-

sokou imunitu proti nemocem duše i tě-

la a radostné a důstojné pokračování té spousty aktivit odbor-

ných i rodinných!

Pavla Rovnaníková, Zbyněk Keršner a Drahomír Novák

Obr. 1 Dokumentace aktivit prof. Břetislava Teplého

(s paní Ankou na běžkách na Vysočině)

1

Na obr. 4 je fotografie betonového vý-

vrtu, CT zobrazení černobílé a v bar-

vě a rozdělení hodnot Hounsfieldových

jednotek podél osy vývrtu po požár-

ní zkoušce.

Naměřené hodnoty v Hounsfieldo-

vých jednotkách (obr. 4d) ukazují určité

kmitání v závislosti na proměnném ob-

sahu kameniva a cementového kame-

ne. Významné snížení Hounsfieldových

hodnot lze sledovat poblíž povrchu be-

tonu, který byl vystaven působení požá-

ru (řezy 180 až 260). Tato oblast se vel-

mi dobře shoduje s oblastí změny bar-

vy na obr. 4a (z šedé na světle růžovou).

Nejvyšší hodnoty Hounsfieldových jed-

notek v místě řezu Nr. 30 ukazují na pří-

tomnost ocelové výztuže ve vývrtu.

ZÁVĚRY

Článek v úvodu popisuje princip metody

počítačové tomografie a způsob, jak by

ji bylo možno použít pro výzkum betonu.

Pórová struktura materiálů založených

na hydrataci cementu je velmi význam-

ná pro pochopení a modelování trans-

portních jevů, které ovlivňují jejich trvan-

livost. Metoda počítačové tomografie je

schopná změřit a zobrazit rozdíly v hus-

totě materiálu uvnitř prvku. Porovnáva-

cí zkoušky byly provedeny na čtyřech

betonových vzorcích různého složení

za účelem experimentálního určení pó-

rovitosti a efektivní pórovitosti.

Možnosti počítačové tomografie by-

ly představeny na prefabrikovaném

železobetonovém ostění, které bylo

po 2 h vystaveno působení požáru.

Z ostění byly po požární zkoušce

odebrány jádrové vývrty a vyzkouše-

ny pomocí CT. CT zobrazení a rozděle-

ní Hounsfieldových jednotek podél osy

vývrtu bylo prezentováno. Bylo ukáza-

no, že výsledky CT vyšetření se shodu-

jí se změnou vnitřní struktury materiá-

lu působením vysokých teplot při požá-

ru, jak je zachycena na fotografii vývrtu

změnou barvy cementové pasty.

Éva Lublóy


Prof. György L. Balázs


oba: Budapest University

of Technology and Economics

Műegyetem rakpart

H-1111 Budapest, Maďarsko

Literatura: [1] fib, (2007): Fire design of concrete

structures – materials, structures and modelling, fib bulletin 38, ISBN: 978-2-88394-078-9

[2] Cnudde V., Cwirzen A., Masschaele B., Jacobs P. J. S. (2009): Porosity and microstructure characterization of building stones and concretes, Engineering Geology 103, pp. 76–83

[3] Földes T., Kiss B., Árgyelán G., Bogner P., Repa I. (2000): Application of medical computer tomograph measurements in 3D reservoir charac-terization, EAGE SAID Conference, Paris, France, Conference Volume November

[4] Kocur G. K., Saenger E. H., Vogel T. (2010): Elastic wave propagation in a segmented X-ray computed tomo-graphy model of a concrete specimen, Construction and Building Materials 24, pp. 2393–2400

[5] Landis N. E., Keane T. D. (2010): X-ray microtomography, Materials characteri-zation, Vol. 61, pp. 1305-1316

[6] Lublóy É, Földes T, Balázs L. G. (2011): Potencials in use of X-ray computer tomography, In: Balázs L. G., Lublóy É. (szerk.) Innovative Materials and Technologies for Concrete Structures: CCC2011, Balatonfüred, Hungary, 2011.09.22-2011.09.23. Balatonfüred: pp. 37–40, ISBN: 978-963-313-036-0

MOŽNOSTI A OMEZENÍ RECYKLACE BETONU ❚

OPPORTUNITIES AND LIMITATIONS OF CONCRETE RECYCLING



Anette Müller

Výroba betonu by v budoucnosti mohla více

využívat recyklované kamenivo. První část pří-

spěvku je zaměřena na optimalizaci návrhu

směsi a procesu míchání ve vztahu k mechanic-

kým vlastnostem výsledného betonu s recyklo-

vaným kamenivem. ❚ In the future, concrete

production could increasingly rely on use of

recycled aggregates. Part I of this article deals

with the optimization of the mix design and

mixing process and refers to the mechanical

properties of recycled-aggregate concrete.

Beton je celosvětově nejužívanější sta-

vební materiál. Uvažujeme-li množ-

ství cementu vyrobeného v Německu

od roku 1950 a určeného pro výrobu

betonu a spočítáme-li množství beto-

nu, které je obsaženo ve stávajících bu-

dovách a konstrukcích, dostaneme se

k hypotetickému výsledku přesahující-

mu 12 bil. t (obr. 1).

Avšak skutečné množství betonu

ve stávajících stavbách od roku 1950

je menší, protože je třeba odečíst ob-

jem uskutečněných demolic. Předpo-

kládáme-li, že tento objem betonu od-

povídal 18 % jeho roční produkce až

do roku 1995, množství betonu ob-

sažené v existujících budovách a kon-

strukcích se rovná zhruba 10 bil. t.

Člověkem vyrobené zásoby betonu

tak dosahují významné úrovně. Vzrůs-

tající podíl těchto zásob se bude po-

stupně užívat jako surovina, přestože

objem těchto zásob je stále významně

nižší než stávající zásoby písku a štěr-

ku odhadované na 220 mld. t [2].

ZAVÁDĚNÍ DO PRAXE

Každý rok podlehnou demolici stav-

by, v kterých je obsaženo asi 80 mil. t

umělých stavebních materiálů. Po re-

cyklaci je asi 50 až 60 mil. t materiá-

lu opět použito v silničním a inženýr-

ském stavitelství (obr. 2). V této oblasti

jsou používány materiály získané recy-

klací asfaltových vrstev a drceného be-

tonu. Tento sektor tak může těžit z té-

měř uzavřeného materiálového cyklu.

Naopak v oblasti pozemního stavitelství

je podíl použitých recyklovaných mate-

riálů zatím nízký. Např. v průměru pou-

ze 1,2 mil. t drceného betonu je recyk-

lováno jako kamenivo pro použití ve vý-

robě betonu. Tato čísla odpovídají asi

2,2% podílu v celkovém objemu recyk-

lovaného stavebního odpadu.

Jedna z předběžných podmínek

k stanovení produkce betonu z recyk-

lovaného kameniva v praxi je existence

pravidel a standardů, které definují po-

žadavky na toto kamenivo a jeho pří-

padné použití v betonu. Tato pravidla

byla připravována částečně na základě

poznatků ze společného výzkumného

projektu „Materiálový cyklus v betono-

vém stavebnictví“ a v souvislostech se

zaváděním evropských norem. Mezi-

tím jsme dosáhli stadia, kdy je mož-

né, v závislosti na specifickém použi-

tí betonu, nahradit určitou část přírod-

ního kameniva recyklovaným materiá-

lem definovaného složení, které by se

následně nemělo měnit.

Výstavba modelových budov je další

nástroj, který byl před několika lety po-

užit k upozornění na aspekty recyklace

v oblasti výstavby budov. Iniciativy, kte-

ré začaly v Ludwigshafenu a ve Stutt-

gartu v roce 2009, ukázaly, že beton

s použitím recyklovaného kameniva vy-

ráběný podle odpovídajících pravidel

a norem je vyspělý materiál, který může

mít významné přínosy zejména z hle-

diska udržitelnosti prostředí [4, 5, 6].

V urbanizovaných aglomeracích, kam

je nutné přírodní kamenivo dovážet

z velkých vzdáleností, poskytuje recy-

klované kamenivo řadu výhod, protože

je dostupné buď místně, nebo ze zdro-

jů místu blízkých. Očekáváme nárůst

použití recyklovaného kameniva pro

výrobu betonu, zvláště v takových ob-

lastech, kde je současně vysoká po-

ptávka po stavebních činnostech.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0

5 000

10 000

15 000

1950 1960 1970 1980 1990 2000 2010 2020

Jäh

rlic

he,

rückg

eb

au

te B

eto

nm

en

ge [M

io.

t]

Dem

olis

hed

co

ncre

te v

olu

me p

er

year

[mt]

Ku

mu

liert

e B

eto

np

rod

uktio

n [M

io.

t]

Cu

mu

lative c

on

cre

te p

rod

uctio

n [m

t]

YearJahr

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

Cumulative concrete production taking account of demolition

Kumulierte Betonproduktion mit Berücksichtigung des Rückbaus

Demolished concrete volume Rückgebaute Betonmenge

0

10

20

30

40

50

60

70

1996 1998 2000 2002 2004 2006 2008

Men

gen

un

d E

insatz

geb

iete

vo

n

au

fbere

itete

m B

au

ab

fall

[Mio

. t/

a]

Qu

an

tities a

nd

field

s o

f u

se o

f re

pro

cessed

co

nstr

uctio

n w

aste

[m

t/year]

Year Jahr

Total Road construction: 66,7 %

Earthworks: 22,3 %

Concrete: 2,2 %

Other: 8,7 %

Gesamt Straßenbau: 66,7 %

Erdbau: 22,3 %

Beton: 2,2 %

Sonstiges: 8,7 %

1

2



SOUČASNÝ STAV VÝZKUMU

VÝROBY BETONU S POUŽIT ÍM

RECYKLOVANÉHO KAMENIVA

Vliv postupů přípravy na kvalitu

recyklovaných materiálů

Zrna recyklovaného kameniva do beto-

nu tvoří směs, přestože demolice a ná-

sledné třídění materiálu probíhalo při-

měřeně pečlivě. Složení se může měnit

zrno od zrna (obr. 3).

To, že recyklované kamenivo tvoří

směs, má vliv na kolísání jeho vlastnos-

tí. Zvláště hodnoty pórovitosti se mohou

měnit od hodnot pórovitosti cementové

pasty až po pórovitost přirozeného ka-

meniva, což snižuje věrohodnost kvali-

ty recyklovaných materiálů. Kromě toho

kvalita těchto materiálů kolísá ve srov-

nání s přírodními materiály mnohem ví-

ce. Cílem různých výzkumů je proto re-

dukovat pórozitu těchto materiálů.

Jeden z přístupů se zaměřil na vývoj

postupů přípravy zrn recyklovaného

kameniva bez zbytků cementové pas-

ty. Lze je rozlišit do tří kategorií:

• metody zaměřené na vytvoření taho-

vých a tlakových napětí působících

na rozhraní cementové pasty a zrn

přírodního kameniva,

• metody spoléhající na účinky brusiva,

• metody kombinující účinky tepla

a brusiva.

Elektrodynamický proces

a mikrovlny

Literatura [9] zahrnuje přehled těchto

metod. Metoda zaměřená na vytvoření

tahových a tlakových napětí na rozhraní

složek betonu byla popsána teprve ne-

dávno [10]. Byl použit elektrodynamic-

ký proces, při kterém byl beton pono-

řen do vody, kde byl vystaven podvod-

ním výbojům. Jiný proces vyšetřoval uži-

tí mikrovln k zeslabení struktury betonu.

Ve srovnání s referenčním betonem by-

lo možno sledovat zvýšené množství zrn

kameniva bez cementové pasty. Pro pří-

klad: podíl těchto zrn v intervalu 6,3 až

8 mm dosahoval 26 % u referenčního

betonu, zatím co u betonu vystavenému

působení mikrovln tento podíl stoupnul

na 33,2 % a při působení elektrodyna-

mického procesu na 45,6 %.

Noguchi [11] popisuje také použití mi-

krovln k přípravě recyklovaného ka-

meniva do betonu prostého cemento-

vé pasty. Na povrch zrn přírodního ka-

meniva použitého do betonu pozdě-

ji určeného k recyklaci je předem na-

nesen dielektrický (nevodivý) materiál.

Jsou-li takové betony později vystave-

ny působení mikrovln, „úprava“ kame-

niva způsobí zahřátí pouze přechodo-

vé vrstvy mezi kamenivem a cemento-

vou pastou a následné rozdělení kom-

pozitu právě v tomto místě.

Sui [12, 13] vyčerpávajícím způso-

bem zkoumal působení tepla a abra-

ze. Podle závěrů těchto prací teplo-

ty od 250 do 300 °C jsou dostatečné

k tomu, aby cementová pasta zkřeh-

la tak, že může být odstraněna z po-

vrchu zrn přírodního kameniva během

následného mletí v bubnovém mlýnu.

Jeden z parametrů, podle kterých lze

posoudit kvalitu předchozího „ošetře-

ní“ teplem, je podíl pasty. Před ošetře-

ním se podíl pasty na zrnech velikosti

2-4 mm a 4-8 mm pohyboval od 18,5

do 22,3 hm. %, po ošetření klesnul

na 6,9 až 9,7 hm. %.

Noguchi tvrdí [11], že příprava recy-

klovaných zrn kameniva bez cemen-

tové pasty kombinovaným působe-

ním tepla a abraze už byla odzkouše-

na na úrovni provozní zkoušky. Zaříze-

ní o denním výkonu 4 t vyrábělo hrubé

a jemné kamenivo téměř bez cemento-

vé pasty a jemně dispergovaný druhot-

ný produkt obohacený vysokým podí-

lem pasty.

Povrchová úprava mikrosilikou

Tam [14] navrhuje oddělit cemento-

vou pastu od hrubých zrn recyklované-

ho kameniva pomocí kyseliny. 0,1 mol.

roztoky kyseliny chlorové, sírové a fos-

forečné byly použity k tomuto účelu.

Dosažené výsledky však byly relativ-

ně malé. Vyhodnocení probíhala na zá-

kladě porovnávání změn nasákavosti

a tlakové pevnosti.

Jiný přístup jak zlepšit vlastnosti recy-

klovaného kameniva je řízené utěsně-

ní povrchu zrn recyklovaného kameni-

va. Katz [15] použil ultrazvukové čiště-

ní na hrubá zrna recyklovaného kame-

niva odebraného ze tří laboratoří s růz-

nou tlakovou pevností a následně je

ponořil do suspenze mikrosiliky s 10 %

pevných částic. Tento krok způsobil

usazení pevného materiálu na povr-

chu zrn kameniva v množství cca 0,5

Obr. 1 Množství betonu nashromážděného

ve stávajících budovách a konstrukcích

v Německu (data o produkci cementu

použita z [1], zjednodušený výpočet objemu

betonu vylučuje použití cementu v jiných

produktech) ❚ Fig. 1 Amount of concrete

accumulated in existing buildings and

structures in Germany (cement production

data taken from [1], simplified calculation of

the concrete volume excluding the use of

cement in other products)

Obr. 2 Recyklovaná množství stavebního

od padu a obory, které užívají recyklovaný

stavební materiál z tohoto odpadu v Německu

[3] ❚ Fig. 2 Recycled amount of

concruction waste and fields of use of

recycled building materials produced from this

waste in Germany [3]

Obr. 3 Drcený beton různých složení

odebraný z haldy štěrku, a), c) zrna kompozitu

tvořená zrny kameniva spojenými cementovou

pastou, b) kousek malty, d) téměř od malty

očištěné zrno kameniva ❚

Fig. 3 Granulated concrete in various

compositions taken from a rubble stockpile,

a), c) composite particles from aggregates

bonded by cement paste, b) mortar particle,

d) almost mortar-free gravel particle

3a

3c

3b

3d



až 0,8 % hmotnosti kameniva. Betony

vyrobené z tohoto „potahovaného“ ka-

meniva vykazovaly vzrůst tlakové pev-

nosti ve srovnání s betony z neošetře-

ného kameniva. Tento nárůst byl vý-

znamnější u sedmidenních pevnos-

tí než u 28denních. Beton z přírodního

kameniva po ošetření stejným postu-

pem vykazoval pokles pevnosti.

Descarrega [16] zkoušel také potaho-

vat povrch zrn recyklovaného kameni-

va mikrosilikou. Analýza ukázala puco-

lánový efekt mezi přidanou mikrosili-

kou a hydroxidem vápníku, který vedl

ke zvýšení pevnosti zrn.

Tsujino [17] zkusil upravit povrch čás-

tic recyklovaného kameniva pomocí

vodu odpuzujících přísad. Vybral dva

produkty běžně používané v technolo-

gii betonu: odbedňovací olej a hydro-

fobní silan. Pevnosti betonů, které ob-

sahovaly zrna kameniva ošetřené si-

lanem, byly podstatně nižší než beto-

nů obsahujících neošetřené kamenivo

nebo kamenivo ošetřené odbedňova-

cím olejem.

Karbonatace

Kou [1] vyšetřoval impregnaci hrubých

zrn recyklovaného kameniva pomo-

cí polyvinyl alkoholu (PVA) jako meto-

du ke zlepšení jejich kvality. Z hledis-

ka jejich pevnosti, ošetřené kameni-

vo vykazovalo bezvýznamné zlepšení

po 28 dnech ale mnohem významněj-

ší po 90 dnech ve srovnání s neošetře-

ným kamenivem. Znatelné zlepšení by-

lo shledáno také u dalších charakteris-

tik, např. smrštění vysýcháním a odol-

nost proti pronikání chloridových iontů.

Zlepšení kvality pomocí tzv. „samo-

hojení“, v tomto případě šlo o ponoře-

ní podrceného betonu do vody s oče-

kávanou následnou hydratací, popiso-

vané v [19] bylo shledáno jako zane-

dbatelné. Vyšetřovaný drcený beton

byl odebrán z laboratoře zabývající se

zkoušením betonu, což mohlo být pří-

činou toho, že beton byl relativně mla-

dý a nereprezentoval tak beton ode-

braný ze stojící budovy. Obr. 4 ukazu-

je různé použité metody úprav povr-

chů recyklovaného kameniva a jejich

vliv na tlakovou pevnost. Tyto výsledky

dovolují učinit závěr, že ošetřením mik-

rosilikou lze dosáhnout nejvýznamněj-

šího zlepšení. Účinky jiných postupů

jsou buď zanedbatelné, nebo dokonce

přispívají k poklesu tlakové pevnosti.

Seidemann [20] a Garbiec [21] popi-

sují cílenou karbonataci recyklované-

ho kameniva určeného pro beton jako

postup k utěsnění povrchu zrn. Seide-

mann upravoval recyklované kameni-

vo v trubkovém reaktoru, kterým pro-

cházela směs dioxidu uhlíku a vzdu-

chu. Použitím rtuťového porozimetru

bylo změřeno, že za dvanáctihodino-

vé vystavení kameniva působení CO2

(20 obj. % ve vzduchu) klesla jeho pó-

rovitost z 35 obj. % na 25,2 obj. %.

Garbiec vystavil zrna recyklované-

ho kameniva usazování biomateriálu

použitím určitého druhu bakterií, což

způsobilo pokles absorpce vody až

na 1 hm. %.

Vliv změn v návrhu

směsi na kvalitu betonu

z recyklovaného kameniva

Metoda používaná pro výpočet složení

směsi betonu s recyklovaným kameni-

vem je obvykle stejná, jaká se používá

pro beton s přírodním kamenivem. Ná-

vrh směsi může zahrnovat dodatečnou

vodu, jejíž požadavek je dán absorpcí

vody do pórů recyklovaného kameniva.

V tom případě je nutné rozlišovat me-

zi účinným poměrem vody a cemen-

tu, který vychází z množství cementu

a množství vody potřebné k jeho hyd-

rataci a tzv. „velkým“ nebo celkovým

poměrem vody a cementu, který zahr-

nuje přídavné množství vody absorbo-

vané recyklovaným kamenivem.

V literatuře [22, 23] jsou popsány další

metody, které jdou za objemovou spe-

cifikaci návrhu betonu:

• Direct weight replacement method

(DWR) – určité váhové množství pří-

rodního kameniva je nahrazeno stej-

ným množství recyklovaného ka-

meniva. Množství cementu a vody

ve směsi se nemění.

• Equivalent mortar replacement me-

thod (EMR) podle Fathifazla [23] –

recyklované kamenivo je považová-

no za dvoufázový kompozit, který se

skládá z malty ulpívající na zrnech ka-

meniva a původního hrubého přírod-

ního kameniva. Objem malty na zr-

nech je zahrnut do výpočtu návrhu

směsi.

Použití druhé metody vyžaduje expe-

rimentální určení množství malty obsa-

žené v recyklovaném kamenivu. Použí-

vají se následující postupy:

• Po nasáknutí vodou a následném vy-

sušení je malta ze zrn mechanicky

odstraněna [24].

• Struktura malty je uvolněna ošetře-

ním Na2SO4 a vystavením zmrazova-

cím cyklům. Potom je malta odstra-

něna mechanicky [25].

Srovnávací analýza účinků jednot-

livých přístupů ke kompozici návrhu

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4

SF-RA, Reference concrete / Ausgangsbeton 27,4 MPa

SF-RB, Reference concrete / Ausgangsbeton 52,5 MPa

SF-RC, Reference concrete / Ausgangsbeton 66,8 MPa

Microsilica treatment / Behandlung mit Mikrosilika [Katz]

Middle quality RC aggregate, w/z=0,6

Low quality RC aggregate, w/z=0,6



Mold oil treatment / Behandlung mit Schalöl [Masato Tsujio]


Low quality RC aggregte, w/z=0,6



Silane treatment / Behandlung mit Silan [Masato Tsujio]

60°C drying / 60°C-Trocknung

Atmospheric drying / Lufttrocknung

PVA treatment / Behandlung mit PVA [Shi-Cong Kou]

Relative 28-day compressive strength [-]

Relative 28-Tage-Druckfestigkeit [-]

Obr. 4 Účinky různých metod ošetření

povrchu recyklovaného kameniva na relativní

tlakovou pevnost betonu, jako referenční

byl použit beton z recyklovaného kameniva

s neošetřeným povrchem, [15, 17 a 18] ❚

Fig. 4 Effects of various surface treatment

methods on relative compression strength,

with untreated recycled-aggregate concrete

used as a reference [15, 17, 18]

Obr. 5 Proces míchání užívající dvoufázový

postup (TSM) dle Tam [30] ❚ Fig. 5 Mixing

process applying the two-stage mixing

approach (TSM) according to Tam [30]

Obr. 6 Proces míchání užívající třífázový

postup podle Deyu Kong [33] ❚

Fig. 6 Mixing process applying the triple

mixing method according to Deyu Kong [33]

4



směsi betonu s jeho výslednými cha-

rakteristikami je popsána v [22]. Z hle-

diska kompozice směsi analýza ukáza-

la relativně zanedbatelné rozdíly v ná-

vrzích směsi počítaných na základě

objemové a váhové metody (tab. 1).

Použitím metody EMR k výpočtu návr-

hu směsi bylo dosaženo významných

rozdílů, když 42 obj. % přírodního hru-

bého kameniva bylo nahrazeno recyk-

lovaným kamenivem.

EMR betony

Při vyčíslování charakteristik betonu dle

Knaacka [22] pro porovnatelné směsi

byl shledán dramatický pokles zpraco-

vatelnosti v závislosti na rostoucím po-

dílu recyklovaného kameniva pro EMR

betony, dokonce i když byl přidáván

plastifikátor k zvrácení tohoto trendu.

Jen malé rozdíly v pevnosti se ukázaly

u směsí s náhradou kameniva určenou

objemově a váhově. Pevnosti EMR be-

tonů jsou nižší než betonů vyráběných

dle postupu objemového a váhové-

ho návrhu směsi. EMR betony vyrobe-

né Fathifazlem [23] nevykazovaly změ-

ny v pevnosti, protože obsah cemen-

tu a vody v nich se lišil jen nevýznam-

ně od těch betonů, které byly navrženy

konvenčním způsobem. Bylo však za-

znamenáno zvýšení modulu pružnosti.

Porovnání různých postupů návrhu

směsi betonu ukazuje, že EMR postup

nevede k přesvědčivým výhodám.

Předpoklady, na kterých je tato me-

toda založena (že stará malta na po-

vrchu zrn je příčinou zhoršených vlast-

ností betonu z recyklovaného kameni-

va), jsou však příliš neurčité. Za prvé,

je to stará cementová pasta spíše než

malta, co způsobuje změny. Za dru-

hé, zdá se přijatelnější identifikovat va-

rianty pro opětovné zpracování drce-

ného betonu takovým způsobem, aby

výsledná zrna kameniva byla zbavena

cementové pasty a předešlo se snižo-

vání kvality. Dále, je otázkou, zda po-

stup užívaný ke stanovení obsahu mal-

ty je opravdu praktický. Z výše popsa-

ných důvodů by měl být přednostně

uváděn poměr staré cementové pas-

ty pro charakterizování recyklovaného

kameniva. Tento parametr lze stanovit

částečným rozrušením působením ky-

seliny chlorovodíkové. Tato metoda je

založena na určování obsahu cemen-

tu dle DIN 52170-3:02-1980 [26] a by-

la modifikována Weimannem [27] pro

určení podílu cementové pasty v re-

cyklovaném kamenivu. Dává spolehli-

vé výsledky pro recyklované kameni-

vo, které neobsahuje vápencová zrna

nebo prach, jak bylo prokázáno vyšet-

řováním modelových směsí z čisté ce-

mentové pasty a křemičitého kameni-

va [28].

Poon [29] zkoumal vliv dodatečného

přidání vody na kvalitu betonu. Při po-

užití v peci vysušeného hrubého recyk-

lovaného kameniva přidání vody zlep-

šilo počáteční konzistenci ve srovnání

s užitím vodou saturovaného kameni-

va. Zhoršení konzistence, tzn. postu-

pující tuhnutí směsi po přidání vody, je

větší ve srovnání s betonem z recyk-

lovaného kameniva nasáklého vodou,

protože vysušené recyklované kameni-

vo absorbuje vodu ze směsi čerstvého

betonu. Poon doporučuje použití recy-

klovaného kameniva s vyváženým ob-

sahem vlhkosti. Betony z něj vyrobené

mají vyšší tlakové pevnosti než betony

vyrobené z vodou nasyceného recyk-

lovaného kameniva.

Konzistenci betonu z recyklovaného

kameniva lze řídit přidáním plastifiká-

torů stejným způsobem jako je tomu

u betonů vyráběných z přírodního ka-

meniva. Tento postup obvykle eliminu-

je potřebu dalšího přidávání vody.

Vliv změn v procesu míchání

a užití přísad na kvalitu betonu

z recyklovaného kameniva

Tam [30, 31 a 32] zkoumal několik

změn postupu míchání. Nejvýznam-

nější vzrůst pevnosti byl dosažen, když

upravený postup zahrnoval předmí-

chání kameniva a jeho následné zvlh-

čení částí vody z navrhovaného množ-

ství vody potřebné do betonové smě-

si. Cement byl přidán v následujícím

kroku. Zbývající část vody byla přidá-

na až po dalším míchání. Podíl hrubé-

ho recyklovaného kameniva dosahoval

až 30 hm. %.

Byly vyšetřovány i další úpravy včet-

ně rozdělení dávky cementu na dvě

po sobě přidávané dávky nebo přidání

mikrosiliky v první fázi. Výsledná zlep-

šení však byla zanedbatelná.

Tab. 1 Porovnání složení betonů navržených dle různých postupů návrhu betonové směsi,

[22] ❚ Tab. 1 Comparison of the composition of concretes according to [22], calculated

according to various mix design methods

BetonVoda

[dm3/m3]

Cement

[dm3/m3]

Hrubé kamenivo Jemné

kamenivo

[dm3/m3]

přírodní

[dm3/m3]

recyklované

[dm3/m3]

referenční 160,1 117,2 444,1 0 278,6

objemový návrh směsi:

42 obj. % hrubé recykl. kamenivo159,1 116,4 259,9 187,8 276,8

hmotnostní návrh směsi:

41 hm. % hrubé recykl. kamenivo =

43 obj. % hrubé recykl. kamenivo

160,1 117,2 262,1 197,1 263,6

návrh směsi dle EMR postupu:

42 obj. % hrubé recykl. kamenivo114,4 83,9 349,8 252,6 199,3

5

6

MixingMischen

MixingMischen

MixingMischen

MixingMischen

Fine aggregateFeine Gesteins-körnung

Prewettet mixVorgenässteMischung

Coatet aggregateGecoateteGesteinskörnung

Semi-fi nishedconcreteVorbeton

Coarse recycledaggregateGrobe, rezyklierteGesteins-körnung

FinishedconcreteFertigbeton

Water 1Wasser 1

Water 2Wasser 2

CementZement

AdmixtureZusatzstoff

Natural aggregateNatürl. Gesteinskörnung

Coarse recycledaggregateGrobe, rezyklierteGesteinskörnung

MixingMischen Dry mix

Trocken-mischung

Prewetted mixVorgenässteMischung

Semi-fi nishedconcreteVorbeton

Finished concreteFertigbeton

Water 1Wasser 1

Water 2Wasser 2

CementZement

MixingMischen

MixingMischen

MixingMischen



Deyu Kong [33] porovnal tři různé po-

stupy míchání:

• všechny složky byly promíchány

v suché stavu a následně byla přidá-

na voda,

• postup míchání dle Tama, kdy před-

vlhčené kamenivo bylo mícháno

s cementem a případně přísadami

a na konci procesu byl přidán zby-

tek vody,

• do míchané směsi byly nejprve přidá-

ny příměsi a až po nich cement.

Všechno hrubé kamenivo bylo nahra-

zeno recyklovaným kamenivem. Malý

vzrůst 28denní pevnosti byl naměřen

při použití dvoufázového míchání opro-

ti míchaní všech složek společně. Vý-

znamné zlepšení bylo naměřeno u be-

tonů, kde směs byla míchána ve třech

postupných krocích.

Jiusu Li [34] zkoumal proces míchá-

ní, který začínal promícháním recyklo-

vaného kameniva v suspenzi příměsi

(obr. 7). V tomto případě bylo všechno

hrubé kamenivo nahrazeno recyklova-

ným kamenivem.

Mikrosilika, popílek a mletá struska

jsou užívány jako příměsi. Pevnostní pa-

rametry betonu vylepšují významně, ale

i zhoršují, pokud jsou dvě příměsi kom-

binovány v měnících se poměrech.

Na obr. 8 je ukázáno porovnání

účinků jednotlivých postupů míchání

na 28denní tlakovou pevnost betonu.

Zlepšení přidáním příměsí

Nejvýznamnější zvýšení pevnosti by-

lo naměřeno pro postup míchání, kdy

byly jako první přidány příměsi a tepr-

ve po nich cement. Výzkumníci jsou

za jedno, že důvody, proč k tomu do-

šlo, jsou následující: příměsi zlepšily

hraniční fázi mezi povrchem zrna recy-

klovaného kameniva a novou cemento-

vou pastou např. vyplněním trhlin v re-

cyklovaném kamenivu. Pro studium

chování betonu v těchto specifických

případech je užívána elektronová mik-

roskopie.

Přidání příměsí obvykle vede k zlep-

šení sledovaných charakteristik a cho-

vání ve srovnání s betonem bez nich.

Když byly příměsi přidány k cementu,

pevnosti betonu s recyklovaným kame-

nivem se zvýšily v přímé úměře k přida-

nému množství příměsí. Toto zlepšení

ale nepřekonalo hodnoty stejných ve-

ličin měřené na betonu bez recyklova-

ného kameniva. Přidáním uhelného po-

pílku jako náhrady části cementu však

došlo k poklesu pevnosti a významně-

ji u betonu s recyklovaným kamenivem.

Postupem přimíchávání práškových

příměsí se zabývalo několik výzkumů.

Výsledky ukázaly vzrůst hustoty beto-

nu, což je přisuzováno zvýšení měr-

né hustoty směsi [35, 36 a 37]. Žádná

ze zkoušek však nebyla navržena tak,

aby umožnila identifikovat určité cha-

rakteristiky zrn recyklovaného kameni-

va ve spojení s užitím reaktivních práš-

kových materiálů jako náhrady cemen-

tu. Otázka, zda hydroxid vápenatý po-

tenciálně přítomný v cementové pas-

tě recyklovaného kameniva je účasten

pucolánové reakce, byla položena, ale

nebyla systematicky sledována.

Mechanické vlastnosti betonu

s recyklovaným kamenivem

Řada výzkumů se zabývala změna-

mi tlakové pevnosti, modulu pružnosti

a deformačními parametry betonu. Za-

měřovaly se zejména na podíl recyklo-

vaného kameniva z celkového použi-

tého množství kameniva. V mnoha pří-

padech bylo nahrazováno pouze hru-

bé kamenivo.

Již v roce 2003 se Müller [7] pokusi-

la shromáždit a systematicky utřídit vy-

soký počet výsledků různých výzkumů.

Hodnoty naměřené na betonech s re-

cyklovaným kamenivem byly porovná-

vány s odpovídajícími referenčními be-

tony k eliminaci možných vlivů použité-

ho nového kameniva a nové cementové

pasty. Při opakování těchto analýz s no-

vými daty dospěla k stejným závěrům,

jako už byly publikovány. Relativní tlako-

vá pevnost a modul pružnosti klesá se

zvyšováním podílu použitého recyklo-

vaného kameniva a pokles hodnot mo-

dulu pružnosti je výraznější než pokles

tlakové pevnosti (obr. 9 a 10). K tomu-

to jevu dochází, protože podíl staré ce-

mentové pasty se zvyšuje se zvyšujícím

se množstvím recyklovaného kameni-

va. Vliv této pasty je jiný na modul pruž-

nosti a jiný na tlakovou pevnost. Uvažu-

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6

RC = 0%

RC = 10%

RC = 15%

RC = 20%

RC = 25%

RC = 30%

TSMA [Tam]

RC = 5%

RC = 10%

RC = 15%

RC = 20%

RC = 25%

RC = 30%

TSMA/Microsilica / TSMA/Mikrosilika [Tam]

Two-stage mixing/Blast-furnace slag / Zweifachmischung/Schlackenmehl

Two-stage mixing/Fly ash / Zweifachmischung/Flugasche

Triple mixing/Blast-furnace slag / Dreifachmischung/Schlackenmehl

Triple mixing/Fly ash / Dreifachmischung/Flugasche

Multi-stage mixing / Mehrfachmischung [Deyu Kong]

Cement / Zement

Microsilica / Mikrosilika

Blast-furnace slag / Hüttensandmehl

Fly ash / Flugasche

Coating with suspension / Coating mit Suspension [Jiusu Li]

Relative 28-day compressive strength [-]

Relative 28-Tage-Druckfestigkeit [-] 8

7

Obr. 7 Proces míchání s úpravou povrchu

kameniva podle Jiusu Li [34] ❚

Fig. 7 Mixing process with integrated coating

according to Jiusu Li [34]

Obr. 8 Vlivy různých postupů míchání

betonové směsi na relativní tlakovou

pevnost betonu, jako refence byl užit beton

s recyklovaným kamenivem zamíchaný

obvyklým postupem [30, 31, 32, 33 a 34] ❚

Fig. 8 Effects of various mixing proccesses

on relative compressive strength, with

recycled-aggregate concretes produced

in a conventional mixing process used as

a reference [30, 31, 32, 33 a 34]

MixingMischen

MixingMischen

MixingMischen

Water 1Wasser 1

Pozzolanic/hydraulic admnixturePuzzolanischer/hydraulischer Zusatz

SuspensionSuspension

PremixVormischung

Coarse recycled aggregateGrobe, rezyklierte Gesteins-körnung

Cement, Water 2, Fine aggregateZement, Wasser 2, Feine GK

Finished concreteFertigbeton



Literatura:

[1] http://www.bdzement.de/ Stichwort Statistik

[2] Weil M.: Ressourcenschonung und Umweltentlastung bei der

Betonherstellung durch Nutzung von Bau- und Abbruchabfällen.

Schriftenreihe WAR der Technischen Universität Darmstadt. Heft

160. Darmstadt 2004

[3] Arbeitsgemeinschaft Kreislaufwirtschaftsträger Bau (KWTB):

1.-7. Monitoring-Bericht Bauabfälle für die Jahre 1996, 1998,

2000, 2002, 2004, 2006, 2008. Berlin/ Düsseldorf/Duisburg

[4] Ifeu-Institut Heidelberg, Hochwertige Verwertung von Bauschutt als

Zuschlag für die Betonherstellung. Im Auftrag des Ministeriums für

Umwelt, Naturschutz und Verkehr Baden-Württemberg, Zwischen-

bericht Dezember 2010, unter: http://www.rc-beton.de/rc-

-betonprojekte/stuttgart-ost/stuttgart-ost-download.html

[5] Bauen mit RC-Beton. Downloads: http://www.rc-beton.de/

downloads1.html

[6] Mettke A.: RC-Beton – Qualität und Qualitätssicherung.

Fachtagung Recycling R´10, Professur Aufbereitung von

Baustoffen und Wiederverwertung, Bauhaus-Universität, Weimar

2010

[7] Müller A.: Baustoffkreisläfe – Stand und Entwicklungen. Ibausil-

Tagungsbericht, S. 1-1289 – 1-1308, Weimar, September 2003

[8] Müller A.: Qualitätsparameter für rezyklierte Zuschläge – Ableitung

aus Sicht der Betontechnik und der Aufbereitungstechnik. Ibausil-

Tagungsbericht, S. 2-1015 – 2-1033, Weimar, September 2009

[9] Müller A.; Rübner K.; Schnell A.: Das Rohstoffpotenzial von

Bauabfällen. Chemie Ingenieur Technik Vol. 82 (2010), No. 11,

S. 1861-1870

[10] Menard Y.; Bru K.; Touze S.; Lemoigen A.; Poirier J. E.; Ruffie F.;

Bonnaudin F., von der Weid F.: Innovative Process Routes for

a High-Quality Concrete Recycling in the Aggregates and Cement

Industries. Proc. 13th Intern. Waste Management and Landfill

Symp., Sardinia 2011

[11] Takafumi Noguchi; Ryoma Kitagaki; Hironori Nagai; Masato

Tsujino: Completely Recyclable Concrete of Aggregate

Recoverytype by Using Microwave Heating Technology. Sao

Paulo, 2009

[12] Yuwu Sui: Untersuchungen zu den Einflussgrößen der thermisch-

-mechanischen Behandlung für das Recycling von Altbeton sowie

Charakterisierung der entstehenden Produkte, Dissertation an

der Fakultät Bauingenieurwesen der Bauhaus-Universität Weimar,

2010

[13] Yuwu Sui; Mueller A.: Development of thermo-mechanical tre-

atment for recycling of used concrete. Materials and Structures

Vol. 45 (2012) pp.1487–1495

[14] Tam Vivian W. Y.; Tam C. M.; Lea K. N.: Removal of cement

mortar remains from recycled aggregate using pre-soaking app-

roaches. Resources, Conservation and Recycling Vol. 50 (2007),

pp. 82–101

[15] Katz A.: Treatments for the Improvement of Recycled Aggregate.

Journal of Materials in Civil Engineering© ASCE (2004) November/

December, pp. 597- 603

[16] Descarrega A.: Quality improvement of the recycled aggregates

through surface treatment, Master Thesis, Universitat Politecnica

de Catalunya. Barcelona, 2011

[17] Masato Tsujio; Takafumi Noguchi; Masaki Tamura; Manabu

Kanematsu; Ippei Maruyama: Application of Conventionally

Recycled Coarse Aggregate to Concrete Structure by Surface

Modification Treatment. Journal of Advanced Concrete

Technology Vol. 5 (2007), No. 1, pp. 13-25

[18] Shi-Cong Kou; Chi-Sun Poon: Properties of concrete prepared

with PVA-impregnated recycled concrete aggregates. Cement

& Concrete Composites Vol. 32 (2010), pp. 649-654

[19] Ali Abd Elhakam; Abd Elmoaty Mohamed; Eslam Awad: Influence

of self-healing, mixing method and adding silica fume on mecha-

nical properties of recycled aggregates concrete, Construction

and Building Materials Vol. 35 (2012), pp. 421–427

[20] Seidemann M.; Müller A.; Ludwig H.-M.: Verbesserung der

Performance von Betonrezyklaten durch CO2 Speicherung in der

Zementsteinmatrix. Ibausil-Posterbeitrag, Weimar, September

2012

[21] Grabiec A. M.; Klama J.; Zawal D.; Krupa D.: Modification of

recycled concrete aggregate by calcium carbonate biodeposition.

Construction and Building Materials Vol. 34 (2012) pp. 145–150

[22] Knaack A. M.; Kurama Y. C.: Design of Normal Strength Concrete

Mixtures with Recycled Concrete Aggregates. Structures

Congress 2011, S. 3068-3079. Herausgegeben von Dana Ames;

Theodore L. Droessler; Marc Hoit. ISBN: 978-0-7844-1171-1

[23] Fathifazl G.; Abbas A.; Razaqpur A. G.; Isgor O. B.; Fournier B.;

Foo S.: New Mixture Proportioning Method for Concrete Made

with Coarse Recycled Concrete Aggregate. Journal of Materials in

Civil Engineering © ASCE (2009) October, pp. 601–611

[24] Marta Sanchez de Juan; Pilar Alaejos Gutierrez: Study on the

influence of attached mortar content on the properties of recycled

concrete aggregate. Construction and Building Materials Vol. 23

(2009), pp. 872–877

[25] Abbas A.; Fathifazl G.; Fournier B.; Isgor O..; Zavadile R.;

Razaqpur A. G.; Foo S.: Quantification of the residual mortar con-

tent in recycled concrete aggregates by image analysis, Materials

Characterization, Vol. 60 (2009), pp. 716–728

[26] DIN 52170: 1980: Bestimmung der Zusammensetzung von erhär-

tetem Beton. Teil 3

[27] Weimann K.: Untersuchungen zur Nassaufbereitung von

Betonbrechsand unter Verwendung der Setzmaschinentechnik.

Dissertation, Bauhaus-Universität Weimar 2008

[28] Wolff E.: Qualitätskriterien für rezyklierte Zuschläge für die

Betonherstellung. Bauhaus-Universität Weimar, Diplomarbeit,

2007

[29] Poon C. S.; Shui Z. H.; Lam L.; Fok H.; Kou S. C.: Influence of

moisture states of natural and recycled aggregates on the slump

and compressive strength of concrete. Cement and Concrete

Research Vol. 34 (2004) pp. 31–36

[30] Tam Vivian W. Y.; Gao X. F.; Tam C. M.: Microstructural analysis

of recycled aggregate concrete produced from two-stage mixing

approach, Cement and Concrete Research Vol. 35 (2005), pp.

1195–1203

[31] Tam Vivian W. Y.; Gao X. F.; Tam C. M.: Comparing performance

of modified two-stage mixing approach for producing recycled

aggregate concrete. Magazine of Concrete Research Vol. 58

(2006), pp.477–484

[32] Tam Vivian W. Y; Tam C. M.: Diversifying two-stage mixing

approach (TSMA) for recycled aggregate concrete: TSMAs and

TSMAsc. Construction and Building Materials Vol. 22 (2008), pp.

2068–2077

[33] Deyu Kong; Ting Lei; Jianjun Zheng; Chengchang Ma; Jun Jiang;

Jing Jiang: Effect and mechanism of surface-coating pozzalanics

materials around aggregate on properties and ITZ microstructu-

re of recycled aggregate concrete. Construction and Building

Materials Vol. 24 (2010), pp. 701–708

[34] Jiusu Li, Hanning Xiao, Yong Zhou: Influence of coating recycled

aggregate surface with pozzolanic powder on properties of

recycled aggregate concrete, Construction and Building Materials

Vol. 23 (2009), pp. 1287–1291

[35] Kou S. C.; Poon C. S.: Enhancing the durability properties of

concrete prepared with coarse recycled aggregate, Construction

and Building Materials, Vol. 35 (2012), pp. 69–76

[36] Corinaldesi V., Moriconi, G.: Influence of mineral additions on the

performance of 100% recycled aggregate concrete. Construction

and Building Materials Vol. 23 (2009), pp. 2869–2876

[37] Rattapon Somna; Chai Jaturapitakkul; Amde M. Made: Effect

of ground fly ash and ground bagasse ash on the durability of

recycled aggregate concrete. Cement & Concrete Composites

Vol. 34 (2012), pp. 848–854



jeme-li např. tlakovou pevnost (pro kte-

rou je pórovitost jeden z nejzávažněj-

ších parametrů, který ji může ovlivnit),

zvýšená pórovitost, která je důsledkem

většího podílu staré cementové pasty,

je hlavním faktorem snižujícím pevnost

betonu. Naopak, pórovitost a struktu-

ry hydroxidu vápenatého zvyšující pev-

nost struktury cementové pasty jsou

významným faktorem s vlivem na mo-

dul pružnosti a výsledky působení jsou

v tomto případě výraznější.

Zvyšující se variabilita pevnosti

Mezi relativní tlakovou pevností beto-

nu a poměrem použitého recyklované-

ho kameniva byla nalezena jen nízká

korelace. A tento výstup je konzistent-

ní s dřívějšími analýzami. Náhrada hru-

bého kameniva recyklovaným se pro-

jeví jen malým poklesem naměřených

hodnot pevnosti.

Trendová křivka pro relativní modul

pružnosti je charakterizována význam-

ně vyšším koeficientem regrese. Nic-

méně, některé závěry uváděné v litera-

tuře se odchylují významně od prezen-

tované trendové křivky. V tomto smě-

ru jsou tedy třeba ještě další vyjasně-

ní. Jedna z pravděpodobných příčin je

kvalita betonu, z kterého je recyklova-

né kamenivo připravováno.

Lineární analýza, která tvoří zá-

klad pro odhadovaný pokles pevnos-

ti a modulu pružnosti, je pouze hru-

bá aproximace, alespoň co se týká zá-

vislosti pevnosti na poměru použitého

recyklovaného kameniva. V porovná-

ní použití jemného a hrubého recyklo-

vaného kameniva, pokles pevnosti je

méně významný, pokud je recyklova-

ným kamenivem nahrazen pouze hru-

bý štěrk (obr. 10).

Při porovnání kolísání pevnosti beto-

nu s recyklovaným jemným i hrubým

kamenivem a betonu z přírodního ka-

meniva se ukazuje, že kolísání naměře-

ných pevností je u betonů z přírodního

kameniva výrazně nižší.

Na rozdíl od betonu z přírodního ka-

meniva, beton z recyklovaného kameni-

va obsahuje dva typy cementové pasty:

„novou“ pastu vytvářející pevnost beto-

nu a „starou“ pastu, jejíž parametry, je-

jí složení, vodní součinitel a stupeň kar-

bonatace, nejsou známé. Dále takové

betony obsahují „staré“ kamenivo, je-

hož původ a vlastnosti také obvykle ne-

jsou známé. Všechny složky, recyklo-

vané kamenivo, nová cementová pasta

a nové kamenivo, mohou dohromady

vytvořit celek, který může mít nečeka-

né až škodlivé chemické reakce.

Ve srovnání s betonem z přírodního

kameniva, beton s recyklovaným ka-

menivem obecně zahrnuje významně

vyšší počet faktorů, které mohou mít

dopad na jeho trvanlivost. Ačkoliv tato

skutečnost nemusí být nezbytně spojo-

vána s nepříznivým dopadem na trvan-

livost, přináší více komplikací, pokud je

ve specifikaci požadována dodávka be-

tonu se stanovenou trvanlivostí. Proto-

že byl učiněn předpoklad, že produkce

a užití betonu s recyklovaným kameni-

vem by nemělo vykazovat žádné rozdí-

ly oproti betonu vyrobenému z přírod-

ního kameniva, je užití recyklované-

ho kameniva v betonech v Německu

omezeno pro určité pevnosti, expozi-

ce a vlhkost prostředí. DAfStb Praktic-

ká směrnice [48] specifikuje užití recyk-

lovaného kameniva, jehož kvalita vyho-

vuje normě DIN 4226-100 [46] nebo je-

jím novelám [47]. Podle uvedené směr-

nice, hrubé kamenivo 1. typu (betonový

štěrk) a 2. typu (štěrk z demolovaných

konstrukcí) smí být použito pro výrobu

betonu až do třídy betonu C30/37.

Prof. Dr.-Ing. habil. Anette Müller

IAB – Institute for Applied

Construction Research

Weimar, Německo

e-mail: anette-m.mueller@uni-

weimar.de

První část textu článku byla poprvé publikována

v časopise BFT International 04-2013, str. 78–92.

Dokončení článku bude zařazeno do některého

z následujících čísel časopisu.

40

50

60

70

80

90

100

110

0 20 40 60 80 100

Rel. E

-Mo

dul [%

]

Anteil rezyklierte Gesteinskörnung [Masse-%]

[Jianzhuang 2005]

[Etxeberria 2006]

[Etxeberria 2007]

[Gonzalez-Fonteboa 2011]

[Chakradhara Rao 2011]

[Ajdukiewicz 2002]

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


Linear (Series3)

Aktuelle Trendlinie

Trendlinie 2003

Rel. e

mo

dulu

s [%

]

Recycled aggregate ratio [m.-%]

Current trend curve

2003 trend curve

40

50

60

70

80

90

100

110

0 20 40 60 80 100

Rel. D

ruckfe

stig

keit [%

]

Rel. c

om

pre

ssiv

e s

treng

th [%

]

Anteil rezyklierte Gesteinskörnung [Masse-%]

Recycled aggregate ratio [m.-%]

[Jianzhuang 2005]

[Etxeberria 2006]

[Etxeberria 2007]

[Gonzalez-Fonteboa 2011]

[Chakradhara Rao 2011]

[Ajdukiewicz 2002]



Aktuelle Trendlinie Current trend curve

Trendlinie 2003 2003 trend curve

Obr. 9 Závislost relativní 28denní tlakové

pevnosti a modulů pružnosti na poměru

použitého recyklovaného kameniva [38, 39,

40, 41, 42, 43 a 44] ❚ Fig. 9 Dependence

of relative compressive strength and elastic

modulus on the ratio of recycled aggregates

after 28 days [38, 39, 40, 41, 42, 43 a 44]

Obr. 10 Závislost tlakové pevnosti

na objemové hustotě betonu při použití

recyklovaného kameniva [45] ❚

Fig. 10 Dependence of compressive strength

on concrete bulk density when using recycled

aggregates [45]

9

10

POROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ STATICKÉHO MODULU PRUŽNOSTI

V TLAKU RŮZNÝCH RECEPTUR S HODNOTAMI UVEDENÝMI

V ČSN 1992-1-1 ❚ COMPARISON OF MODULUS

OF ELASTICITY RESULTS OF DIFFERENT CONCRETE RECIPES

WITH VALUES IN ČSN 1992-1-1


N O R M Y • J A K O S T • C E R T I F I K A C E ❚ S T A N D A R D S • Q U A L I T Y • C E R T I F I C A T I O N

Petr Huňka, Karel Kolář, Jiří Kolísko

Článek tematicky navazuje na sérii článků o sta-

tickém modulu pružnosti v tlaku, které byly

publikovány v posledních letech v časopise

Beton TKS. V článku jsou uvedeny výsled-

ky měření statického modulu pružnosti 183

receptur různých pevnostních tříd a srovná-

ní naměřených hodnot s hodnotami uvede-

nými v ČSN EN 1992-1-1. ❚ The article

thematically continues in articles focused on

the static modulus of elasticity, which were

recently published in the Beton TKS journal.

The paper presents the results of static modulus

of elasticity of 183 recipes of different strength

class of concrete and compares the measures

values with the ČSN EN 1992-1-1.

V článcích [1 až 4] bylo opakovaně

upozorněno na problematiku modu-

lu pružnosti z pohledu nesouladu hod-

not naměřených a směrných. Zejmé-

na v článku Vymazala a Misáka [4] byly

uveřejněny výsledky praktických měře-

ní 130 receptur a jejich srovnání s hod-

notami uvedenými v normě [5].

Obdobná měření jsou zejména v po-

sledních šesti letech cíleně provádě-

na v Kloknerově ústavu ČVUT v Pra-

ze při kontrolních zkouškách pro sta-

vební praxi. Zkoušené betony uvede-

né v tomto článku jsou používány pro

betonové konstrukce zejména v Praze

a jejím okolí.

ZKOUŠKY

Pro zkoušky statického modulu pruž-

nosti v tlaku jsou používány jako zku-

šební tělesa vždy tři válce o rozměrech

150 x 300 mm nebo tři trámce o roz-

měrech 100 x 100 x 400 mm. Uložení

zkušebních těles je ve vodě až do ter-

mínu zkoušky (obvykle do stáří 28 dnů).

Tlačné plochy válců jsou před zkouš-

kou zakoncovány sirnou maltou.

Z hlediska srovnání prezentovaných

výsledků je příznivé, že se uvedené

zkoušky v Kloknerově ústavu provádě-

jí za velmi podobných okrajových pod-

mínek, tzn. stejný pracovník, zatěžova-

cí stroj, snímače deformací atd. Pre-

zentované výsledky jsou tak zatíženy

stejnou chybou. Podrobněji jsme o ně-

kterých vlivech na stanovení hodnoty

statického modulu pružnosti v tlaku in-

formovali v [6 a 7].

V grafu na obr. 1 jsou prezentová-

ny výsledky modulu pružnosti v tla-

ku stanoveného na válcích 102 od-

lišných receptur různých pevnostních

tříd. V grafu na obr. 2 jsou uvedeny vý-

sledky modulu pružnosti v tlaku stano-

veného na hranolech 81 odlišných re-

ceptur různých pevnostních tříd. Stej-

ná pevnostní třída je v grafech vyjád-

řena stejnou barvou. V grafech na obr.

1 a 2 jsou dále výsledky modulu pruž-

nosti v tlaku porovnány s hodnotami

modulu pružnosti uvedenými v ČSN

1992-1-1 pro jednotlivé třídy pevnosti

betonu.

ZHODNOCENÍ ZÁVISLOSTI

MODULU PRUŽNOSTI

NA PEVNOSTI

Z grafů na obr. 1 a 2 je již na první po-

hled patrné, že statické moduly pruž-

nosti stanovené (na válcích resp. trám-

cích) pro stejnou pevnostní třídu beto-

nu různých receptur se pohybují v širo-

kých mezích.

Na válcích je největší zaznamenaný

rozdíl těžko uvěřitelných 20 GPa, a to

pro pevnostní třídu C70/85. V celé řa-

dě dalších případů jsou rozdíly „menší“

běžně okolo 10 GPa. V případě hod-

not statického modulu pružnosti beto-

nu stanovených na trámcích je největší

zaznamenaný rozdíl 17,5 GPa a to pro

pevnostní třídu C45/55, přičemž „běž-

né“ rozdíly jsou cca 10 GPa. Opět se

zde projevuje nesoulad mezi normový-

mi hodnotami uvedenými v [5] a hod-

notami naměřenými ať už na válcích

či trámcích tak, jak již bylo uvedeno

v [1 až 4].

Prezentované grafy jasně dokazují

závislost statického modulu pružnosti

na konkrétním složení betonové smě-

si a dokládají, že neplatí zažitá závis-

lost modulu a pevnosti betonu tak, jak

je s ní uvažováno v ČSN EN 1992-1-1.

VARIABIL ITA MODULU

PRUŽNOSTI JEDNÉ RECEPTURY

BETONU

Uvedené výsledky zkoušek ukázaly, že

pro jednu pevnostní třídu betonu může

být úpravou receptury dosaženo znač-

ně rozdílné hodnoty statického modu-

lu pružnosti. Různorodost složení je dá-

na výrazně širší škálou možností sesklá-

dání složek betonu oproti možnostem

před rokem 1990.

O tom, že je pevnost betonu konkrét-

ní receptury v čase proměnná, se běž-

ně ví a již při návrhu receptury je s tou-

to skutečností počítáno – z toho důvo-

du mluvíme o charakteristické pevnos-

ti. O rozptylu výsledků měření static-

kého modulu pružnosti provedeného

na jedné receptuře vyráběné v průbě-

hu měsíců či roků (což se v praxi běž-

ně děje) je informací výrazně méně.

V grafu na obr. 3 jsou uvedeny výsled-

ky padesáti měření statického modu-

lu pružnosti betonu v tlaku (na válcích)

jedné receptury používané pro výrobu

předpínaných mostních nosníků. Těle-

sa byla vyrobena během září až listo-

padu roku 2011. Uspořádání zkoušek

a okrajové podmínky jsou stejné jako

u výše uvedených měření.

ZHODNOCENÍ VARIABIL ITY

JEDNÉ RECEPTURY BETONU

Prezentovaná receptura spadá do pev-

nostní třídy betonu C45/55, přičemž

průměrná hodnota pevnosti beto-

nu v tlaku padesáti válců po zkouš-

ce modulu pružnosti ve stáří 28 dní

je 63,2 MPa, směrodatná odchylka

9,5 MPa a variační součinitel 15 %.

Průměrná hodnota statického mo-

dulu pružnosti betonu v tlaku ve stá-

ří 28 dní stanovená z výsledků pa-

desáti zkoušených válců vyrobených

v období od září do listopadu roku

2011 je 42,7 GPa, směrodatná odchyl-

ka je 1,7 GPa a variační součinitel je

4 %.

Z dalších měření provedených v akre-

ditované zkušebně KÚ ČVUT v Praze

na čtyřech různých recepturách (zkou-

šeno celkem přes 500 válců) máme

ověřeno, že směrodatná odchylka při

stanovení statického modulu pružnos-

ti betonu v tlaku se běžně pohybuje

v rozmezí 4 až 6 %. Je na zvážení kaž-

dého projektanta, zda je uvedená hod-

nota směrodatné odchylky pro statické

výpočty přijatelná.



ZÁVĚR

Výše uvedené výsledky zkoušek uká-

zaly, že pro jednu pevnostní třídu beto-

nu receptur různých složení je dosaže-

no značně rozdílné hodnoty statického

modulu pružnosti v tlaku. Zaznamena-

né rozdíly mohou být vyšší jak 10 GPa.

Hodnoty v grafech (obr. 1 a 2) jasně

dokazují závislost statického modulu

pružnosti na konkrétním složení beto-

nové směsi a dokládají, že neplatí za-

žitá přímá závislost modulu a pevnosti

betonu v tlaku tak, jak je s ní uvažováno

v [5]. Na tuto problematiku bylo opako-

vaně upozorněno v článcích [1 až 4].

Rovněž je třeba upozornit, že i pro

jednu konkrétní recepturu betonu vy-

ráběnou opakovaně v delším časovém

období ze „stejných složek“ se hod-

nota jeho statického modulu pružnos-

ti mění. Pro hodnoty modulů uvedené

v grafu (obr. 3) je směrodatná odchyl-

ka 1,7 GPa a variační součinitel 4 %.

Tento jev je zcela přirozený a je dán

proměnlivostí „šarží“ jednotlivých slo-

žek betonu používaných pro výrobu,

byť jsou tyto složky označovány na do-

dacích listech stále stejně a odpovída-

jí normovým požadavkům a technic-

kým listům. Rovněž zde má svůj vliv

samotná technologie výroby a zpraco-

vání betonové směsi potažmo zkušeb-

ních těles.

Opět lze pouze doporučit u konstruk-

cí citlivých na hodnotu statického mo-

dulu pružnosti betonu v tlaku jeho pře-

depsání projektantem a jeho průběž-

nou kontrolu.

Z hlediska skutečností uvedených

v tomto článku a dále zejména v člán-

cích [1 až 4, 6 až 8] si dovoluji upozor-

nit na nutnost rozlišovat statické a dy-

namické moduly pružnosti betonu,

uvědomit si existenci technologických

a zkušebních vlivů, tzn. uvádět, jak

a za jakých podmínek byl modul pruž-

nosti stanoven. Včasnou komunikací

zainteresovaných stran, tzn. investor,

projektant, zhotovitel, dodavatel beto-

nu a zkušebna, lze předejít celé řadě

nedorozumění a nepříjemnostem spo-

jeným nejen s problematikou modulu

pružnosti betonu.

Příspěvek vznikl za podpory grantového projektu

TAČR TA01010791.

Závislost modulu pružnosti na válcové pevnosti v tlaku

Sta

tic

ký m

od

ul p

ružn

osti

v t

lak

u [

GP

a]

Pevnost v tlaku – válce [MPa]

ČSN EN 1992-1-1

Log. (modul – válec)

52,5

47,5

42,5

37,5

32,5

27,5

22,5

17,525 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140

C 25/30 C 30/37 C 35/45 C 40/50 C 45/55 C 50/60 C 55/67 C 60/75 C 70/85 C 80/95 C 100/115 C 110/130

Závislost modulu pružnosti na hranolové pevnosti v tlaku

Sta

tic

ký m

od

ul p

ružn

osti

v t

lak

u [

GP

a]

52,5

47,5

42,5

37,5

32,5

27,5

22,5

Pevnost v tlaku – trámce [MPa]

ČSN EN 1992-1-1

Log. (modul – trámec)

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180

C 8/10 C 16/20 C 20/25 C 25/30 C 30/37 C 35/45 C 40/50 C 45/55 C 70/85 C 80/95 C 100/115 C 130/150

Sta

tic

ký m

od

ul p

ružn

osti

v t

lak

u [

GP

a]

Datum výroby

49

47

45

43

41

39

37

3.9. 10.9. 17.9. 24.9. 1.10. 8.10. 15.10. 22.10. 29.10. 5.11. 12.11. 19.11. 26.11.

Modul pružnosti

Průměrná hodnota

Směrodatná odchylka

1

2

3

Obr. 1 Statický modul

pružnosti betonu v tlaku

stanovený na válcích

z různých pevnostních

tříd betonu ❚

Fig. 1 Static

modulus of elasticity

in compression

measured on cylinders

for different strength

class of concrete



stanovený na trámcích

různých pevnostních tříd

betonu

❚ Fig. 2 Static


in compression

measured on prisms

for different strength

class of concrete



stanovený na válcích

ve stáří 28 dnů, jedna

receptura vyráběná

v průběhu tří měsíců ❚

Fig. 3 Static


in compression

measured on 28 days

old cylinders, cylinders

are made from the same

concrete recipe during

three months



Po pěti letech a pěti měsících přichází

další Změna normy pro specifikaci, vlast-

nosti, výrobu a posuzování shody beto-

nu. 1. října 2013 byla vydána Změna Z4

ČSN EN 206-1.

PROČ?

V předchozích několika letech se v CE-

Nu (Comité Européen de Normalisation

– Evropský výbor pro normalizaci) při-

pravovala úprava, revize a doplnění EN

197-1 Cement – Část 1: Složení, specifi-

kace a kritéria shody cementů pro obec-

né použití. Souběžně s tímto dokumen-

tem se zpracovávala i revize EN 206-1

Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti,

výroba a shoda. Že jsou oba dokumen-

ty na sebe velmi úzce navázány, je zřej-

mé. Původním záměrem bylo vydat je

oba ve stejný okamžik – staré verze by

byly zrušeny a nahrazeny novými. Bohu-

žel se práce na EN 206 (nové označení

revidované EN 206-1) zpozdily o více než

dva roky. V důsledku toho vyšla evrop-

ská EN 197-1: 2011 v druhé polovině ro-

ku 2011, česká ČSN EN 197-1 ed. 2 (ce-

ment) pak v dubnu 2012, přičemž evrop-

ská EN 206 (beton), a tudíž i česká ČSN

EN 206, byly v nedohlednu. A protože

nová ČSN EN 197-1 ed. 2 nebyla kom-

patibilní s dosud platnou ČSN EN 206-1,

bylo nezbytné vydat její, již čtvrtou, Změ-

nu. Z uvedeného vyplývá, že je to Změ-

na původně neplánovaná a v podstatě

nechtěná.

CO SE MĚNÍ?

V zásadě jde o tři druhy úprav:

• formální, týkající se odkazů na jiné do-

kumenty a jejich části (např. na ČSN

EN 197-1 ed. 2),

• zrušení Tabulky F.2 pro stoletou život-

nost staveb. Tato tabulka byla převzata

a implementována do Změny 3 z TKP

17 v roce 2008 v naději, že by pak

v blízké budoucnosti mohla z TKP 17

„vypadnout“ a dojít tak k jejich zjedno-

dušení. Tyto naděje bohužel nebyly na-

plněny a došlo tedy k duplikaci této ta-

bulky v několika dokumentech.

• změna Tabulky F.4 věnující se použitel-

nosti cementů pro různé stupně vlivu

prostředí. Zde došlo k mírnému rozšíře-

ní možností použití některých cementů

v souvislosti s ČSN EN 197-1 ed. 2.

PLATNOST? PŮSOBNOST?

Změna 4 ČSN EN 206-1 mění Změnu 3,

tzn. že ji nenahrazuje.

BUDOUCNOST?

V létě příštího roku by měla být k dispo-

zici česká verze EN 206. Jejím vydáním

se, pravděpodobně, s nějakou přechod-

nou dobou, zruší původní ČSN EN 206-1,

a tím i všechny její Změny.

Je zřejmé, že pro praxi je celá situace

málo přehledná a srozumitelná. To je ta-

ké důvod, proč jsem se rozhodl napsat

tento krátký článek.

Ing. Michal Števula, Ph.D.

tajemník Svazu výrobců betonu ČR

(Centrum technické normalizace)

Ing. Petr Huňka

tel.: 224 353 521


Doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D.

tel.: 224 353 545


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


www.fsv.cvut.cz

ČTVRTÁ ZMĚNA ČSN EN 206-1

Literatura:

[1] Vašková J., Števula M., Veselý V.:

Modul pružnosti automaticky?

Beton TKS 6/2007, str. 57–59

[2] Teplý B.: Ještě k modulu pružnosti

Beton TKS 1/2008, str. 74–75

[3] Rieger P., Štěrba A.: Znovu k údajným

problémům s modulem pružnosti beto-

nu, možnost specifikace dle změny Z3

ČSN EN 206-1, Beton TKS 4/2009,

str. 88–91

[4] Misák P., Vymazal T.: Modul pružnosti

vs. pevnost v tlaku, Beton TKS 2/2009,

str. 58–59

[5] ČSN EN 1992-1-1 Eurokód 2:

Navrhování betonových konstrukcí –

Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla

pro pozemní stavby

[6] Huňka P., Kolísko J.: Studium vlivu

tvaru, velikosti a způsobu přípravy

zkušebního tělesa na výsledek

zkoušky statického modulu pružnosti

v tlaku, Beton TKS 1/2011,

str. 69–71

[7] Huňka P., Kolísko J., Řeháček S.,

Vokáč M.: Zkušební a technologické

vlivy na modul pružnosti betonu

– rekapitulace, Beton TKS 4/2012,

str. 62–67

[8] Cikrle P., Huňka P.: Porovnání metodik

zkoušení modulu pružnosti betonu,

Sb. konf. Technologie, provádění

a kontrola betonových konstrukcí 2006,

ISBN 80-903502-4-0, ČBS ČSSI,

Praha, 2006

Firem

ní p

reze

nta

ce

TRVANLIVOST: EN 206 – KONCEPT K-HODNOTY – MODELOVÁNÍ

❚ DURABILITY: EN 206 – K-VALUE CONCEPT – MODELLING



Markéta Chromá, Pavla Rovnaníková,

Břetislav Teplý

Výhody či nevýhody preskriptivních a per-

formance-based postupů jsou relativně málo

diskutovány. Je to patrné zejména při úlohách

specifikace či posuzování betonu s příměsmi

II. druhu s ohledem na životnost. Předložený

článek toto téma zpracovává s ohledem na

evropskou normu EN 206 v původní i chystané

revidované verzi a zabývá se zejména kon-

ceptem k-hodnoty a možnostmi modelování

degradace betonu. ❚ The effectiveness of

prescriptive vs. performance-based concepts

is rarely discussed. This is evident especially

in cases of specification or assessment of

concretes made from cement with additions of

type II with regard to their durability. The paper

deals with this issue considering Eurocode

EN 206 and its coming revision together

with the k-value concept and possibilities of

concrete degradation modeling.

Problematika trvanlivosti nabývá v po-

slední době na významu, zejména

v souvislosti s trvale udržitelným stavě-

ním, otázkami nákladů životního cyk-

lu staveb a s tzv. performance-based

postupy (dále jen PB postupy) navrho-

vání betonových konstrukcí [1]. Je to

zřejmé i z nových mezinárodních doku-

mentů ISO 16204 [2] a fib Model Code

2010 [3], kde je mj. také zdůrazňován

pravděpodobnostní přístup. Trvanlivost

a spolehlivost konstrukcí patří mezi zá-

kladní vlastnosti konstrukce, které mo-

hou mít výrazné ekonomické důsledky.

V současné praxi této problematice ne-

ní věnována patřičná pozornost.

V souvislosti s navrhováním betono-

vých konstrukcí je oprávněně připomí-

náno, že jednou z možností snižová-

ní produkce CO2 je náhrada portland-

ského cementu pucolánově nebo hyd-

raulicky reagujícími příměsmi (Supple-

mentary Cementing Materials – SCM),

jako jsou popílky, strusky, zeolity, po-

pely, pálené jíly, obecně reaktivní alu-

minosilikáty [1]. Jejich použití má do-

pad na vlastnosti betonu, mj. i na je-

ho odolnost proti agresivním účinkům

okolního prostředí. V ČSN EN 206-1 [4]

jsou tyto materiály charakterizovány ja-

ko příměsi II. druhu.

Předkládaný článek se zabývá pro-

blematikou trvanlivosti betonů vyrobe-

ných s těmito příměsmi a diskutuje se

zejména performance-based přístup

a použití koncepce k-hodnoty v pů-

vodní [4] i revidované verzi [5] uvedené

euronormy. Příspěvek poukazuje ta-

ké na možnosti a výhody výpočetního

modelování, zejména při prognózování

postupu degradace a při posuzování

životnosti betonových konstrukcí. Ně-

které souvislosti byly již autory pojed-

nány dříve, např. v lit. [6] a [7].

Připomeňme, že oproti výše zmíně-

ným PB postupům jsou doposud do-

minantní tradiční postupy preskriptivní.

V úvodu dokumentu [5] je např. uvede-

no (volně přeloženo): „Jestliže beton je

ve shodě s mezními hodnotami, před-

pokládá se, že v konstrukci pak splňuje

požadavky na trvanlivost v daném pro-

středí... Jako alternativní k preskriptiv-

ním konceptům mezních hodnot jsou

ve vývoji PB koncepty“. Mezními hod-

notami jsou v těchto souvislostech

v lit. [4] a [5] míněny údaje tabulky F.1,

tj. maximální hodnoty vodního součini-

tele a minimálního množství cementu

ve vztahu k expoziční třídě.

Naproti tomu PB koncepty požadu-

jí přímý návrh složení směsi pro výrobu

betonu ve smyslu požadovaných vlast-

ností – např. pevnosti, odolnosti pro-

ti zmrazovacím cyklům, proti průniku

chloridů apod. Použití PB přístupů není

omezeno jen na specifikaci betonu, ale

velmi dobře se může uplatnit při navr-

hování či posuzování betonových kon-

strukcí na trvanlivost (např. při ověřo-

vání životnosti a spolehlivosti pro růz-

né mezní stavy).

KONCEPCE k -HODNOTY

Je známo, že vodní součinitel w/c v pří-

padě směsných cementů není vhodný

pro predikci vlastností betonu. Proto

byl již v roce 1967 navržen alternativní

koncept tzv. efektivního vodního souči-

nitele (w/c)eff [8]:

(w/c)eff = voda/(cement +

+ k × SCM) (1)

aplikovaný nejprve pouze na pevnost

betonu. V tomto vztahu k-hodnota zo-

hledňuje účinnost příměsi, závisí mj.

na druhu a množství SCM v betonu

a liší se též podle vlastnosti, ke které

se vztahuje (pevnost betonu, karbona-

tace, působení chloridů).

Pro vlastnosti betonu popisující jeho

trvanlivost je k-hodnota studována te-

prve v posledních letech. Její koncep-

ce je také začleněna do normy [4] a [5].

V čl. 5.2.5.2 je definována jako pre-

skriptivní koncept, kdy množství (ce-

ment + k × SCM) nesmí být menší než

minimální množství cementu požado-

vané pro danou expoziční třídu.

Ve zprávě CEN [9], která zřejmě bude

vydána jako doprovodný dokument re-

vidované EN 206, jsou pro popílek (FA)

a pro mikrosiliku (SF) diskutovány tako-

vé hodnoty součinitele k, o kterých je

doloženo, že jsou „bezpečné“ i pro po-

žadavky na trvanlivost. Pro použití vy-

sokopecní strusky (GBFS) se jedná jen

o hodnoty doporučené. Tyto hodnoty

jsou proto zařazeny do [5].

Z výsledků průzkumu ve dvanácti ze-

mích vyplývá [9], že doporučované

k-hodnoty se dosti výrazně liší a zdá

se, že v souvislosti s úlohami ověřová-

ní životnosti s pomocí k-koncepce vy-

vstává v běžné praxi řada otazníků. Ta-

ké z několika dalších pramenů je zřej-

mý velký rozsah k-hodnot, ke kterým

různí autoři dospěli. Rozsah získaných

k-hodnot z řady zdrojů je shrnut

v tab. 1 (v zájmu úspory místa bez kon-

krétních odkazů na použité parametry).

Současně připomeňme, že k-hodno-

ty indikované v [5] mají prostřednictvím

efektivního vodního součinitele slou-

žit jen pro ověření limitních, preskriptiv-

ních doporučení uvedených v Tab. F.1.

V řadě prací bylo také ukázáno, že

k-hodnota kromě typu SCM a dru-

hu degradace závisí též na chemic-

kém složení použité příměsi, její inter-

akci s cementem a na její mikrostruk-

tuře. Byla zaznamenána také závislost

na čase, době a způsobu ošetřová-

ní betonu a na expozičních podmín-

kách. Stanovit či experimentálně ově-

řit všechny relevantní varianty by bylo

zřejmě neproveditelné.

Doplňme ještě, že při zohledňová-

ní trvanlivosti je nutno pracovat s po-

žadovanou životností a úrovní spoleh-

livosti (zadanou hodnotou indexu spo-

lehlivosti β) vztaženou k příslušnému

meznímu stavu [11].

PERFORMANCE-BASED

PŘÍSTUPY

V apendixu J původního znění normy

[4] je pro návrh betonu z hlediska tr-

vanlivosti zmiňována také alternativní

možnost – použití metod, založených

na analytických modelech, které byly

porovnány s výsledky zkoušek, repre-

zentujících skutečné podmínky v praxi

(jedná se tedy o PB postup). V novém



znění normy [5] tato možnost již nebu-

de explicitně uvedena. Jistým způso-

bem je to nahrazeno v části 5.2.5, kde

je uvedeno „Příměsi druhu II ... mohou

být ve složení směsi uvažovány ... jest-

liže jejich vhodnost byla prokázána ně-

kterým z konceptů ...“.

V této souvislosti jsou uvedeny tři

koncepty:

• koncept k-hodnoty;

• ekvivalentní koncepce posouzení

vlastností betonu (používá se zkrat-

ka ECPC)

• ekvivalentní koncepce posouzení

kombinace (EPCC).

Při použití ECPC se musí prokázat,

že beton má při interakci s prostře-

dím trvanlivostní vlastnosti ekvivalent-

ní s referenčním betonem. Podobně

koncept EPCC porovnává vlastnos-

ti betonu kombinujícího různé cemen-

ty s příměsmi s betonem připraveným

z portlandského cementu. Podrobnos-

ti o těchto dvou PB konceptech lze na-

lézt ve zprávě [9].

ECPC i EPCC jsou sice PB přístupy,

ale jsou založeny na časově náročných

laboratorních zkouškách betonových

vzorků; nezdají se tedy příliš schůdné

v praxi, kdy je často nutno operativně

rozhodovat o různých variantách, což

je v řadě případů možné s výhodou

provádět pomocí modelování a simu-

lačních technik.

Možnost používání metod založených

na analytických modelech je ale jis-

tým způsobem zachována i v [5] v sek-

ci 5.3.2. v Pozn. 3: „…Poučení o tom,

jak interpretovat životnost a jak ověřo-

vat mezní hodnoty pro betonové smě-

si … lze nalézt v ISO 16204“ [2]. Ten-

to dokument, zmíněný již v úvodu, uvá-

dí čtyři úrovně pro navrhování na život-

nost s danou či ověřovanou mírou spo-

lehlivosti.

Úroveň 1 je plně pravděpodobnost-

ní metoda zahrnující pravděpodob-

nostní degradační modely, posuzová-

ní mezních stavů a jedná se pochopi-

telně o performance-based přístup. Je

nutno poznamenat, že norma [2] vy-

chází z obecnějšího, materiálově ne-

závislého dokumentu ISO 13823 [10]

a rovněž dokumentu fib Model Code

[3] specializovaného již na betonové

konstrukce.

KARBONATACE BETONU –

MODELOVÁNÍ , PŘÍKLAD

Vzhledem k právě uvedeným důvodům

je další text věnován modelování de-

gradačních procesů.

Pro hodnocení důsledků možné de-

gradace nově navrhovaných i v provo-

zu již existujících betonových konstruk-

cí může posloužit program FReET-D.

Zahrnuje modelování karbonatace, pů-

sobení chloridů, důsledků koroze vý-

ztuže, působení kyselin a dalších de-

gradačních procesů. Celkem obsa-

huje třicet dva modely (vč. modelů dle

[3]), tj. často zaznamenávané způsoby

degradace vyvolané působením vněj-

ších vlivů na železobetonové konstruk-

ce. Jedná se většinou o jednoduché

1D modely přejaté z literatury, opře-

né o výsledky testů a verifikaci pomo-

cí reál ných případů. Modely byly pře-

vedeny do pravděpodobnostní formy

a uvedený program pak mj. zahrnuje

statistickou, citlivostní i pravděpodob-

nostní analýzu s volitelnou možností

mezních podmínek.

Při posuzování stávajících konstrukcí

lze také získat zpřesnění statistických

parametrů výsledků s ohledem na ak-

tuální stav (pomocí dat získaných pří-

mo měřením na konstrukci či monito-

rováním) – tzv. Bayessovský updating.

Velmi jednoduše lze realizovat para-

metrické studie a zohlednit případnou

statistickou závislost vstupních veli-

čin. FReET-D je modulem nadřazené-

ho softwaru FReET (http://www.fre-

et.cz/). Jako ukázku modelování de-

gradačních procesů pomocí zmíněné-

ho softwaru uvádíme příklad zaměřený

na karbonataci betonu.

Karbonatace betonu je chemický

proces způsobený reakcí oxidu uhliči-

tého se složkami cementového tmelu.

Tento proces v konečné fázi vede až

k depasivaci a následné korozi výztu-

že. Během karbonatace totiž dochází

k postupnému snižování pH pórového

roztoku a postoupí-li linie (čelo) takto

zkarbonatované povrchové vrstvy be-

tonu až k výztuži (tj. zasáhne celou kry-

cí vrstvu), dojde k destabilizaci ochran-

né (pasivační) vrstvy na povrchu výztu-

že, tzn. že dochází k depasivaci výztu-

že, která pak může začít v přítomnosti

kyslíku a vlhkosti korodovat.

Ověření správnosti numerického mo-

delu a rovněž vhodné k-hodnoty je

možné dosáhnout porovnáním s vý-

sledky laboratorních experimentů, ne-

bo ještě lépe s dostatečně věrohod-

nými výsledky měření hloubky kar-

bonatace na existujících konstrukcích

v reál ném prostředí. Srovnání střed-

ních hodnot hloubky karbonatace ob-

držených experimentálně [12] s hodno-

tami predikovanými pomocí modelů je

uvedeno v tab. 2.

Experimentálně zjištěné střední hod-

noty hloubky karbonatace byly získá-

ny pomocí krátkodobého zrychlené-

ho testu provedeného v karbonatač-

ní komoře se zvýšeným obsahem CO2

(20 obj. %), při teplotě 20 °C a relativ-

ní vlhkosti 70 %. Pro predikci střed-

ních hodnot hloubek karbonatace by-

ly využity dva modely zakomponované

ve FReETu-D:

Tab. 1 Přehled k-hodnot ❚ Tab. 1 Summary of k-values

Typ příměsi

Rozsah hodnot zaznamenaných

v literatuřeEN 206 [5]

PevnostKarbo-

natace

Působení

chloridů

Popílek (FA) 0,43 až 1,5 0,3 až 0,8 0,06 až 3

k = 0,4

pro CEM I

FA/cement ≤ 0,33

k = 0,4

pro CEM II/A

FA/cement ≤ 0,25

Křemičité úlety

(SF)2,4 až 3 0,3 6

k = 2

w/(c + k SF) ≤ 0,45

SF/cement ≤ 0,11

k = 1 pro exp. třídy XC, XF

w/(c + k SF) > 0,45

SF/cement ≤ 0,11

Vysokopecní

struska (GBFS)0,55 až 1,05 – 1,3 až 1,9

k = 0,6 pro CEM I a CEM II/A

GBFS/cement ≤ 1 Firem

ní p

reze

nta

ce



• model dle Papadakise [13], kde je

k-hodnota jedním ze vstupních para-

metrů (model a),

• model dle Jianga [12], kde k-hodno-

ta není vstupním parametrem (mo-

del b).

Hodnoty vstupních parametrů pro

oba modely byly zadány v souladu

s experimentálními podmínkami a slo-

žením vzorků použitých v experimen-

tu Jiangem a kol. [12] a jsou shrnu-

ty v tab. 3. Vzhledem k tomu, že auto-

ři použili jako příměs křemičitý popílek

(obsahující 3,69 % CaO), byly zvoleny

tři varianty k-hodnoty:

• k = 0,2 jak je doporučeno v původ-

ním znění normy pro složení a vlast-

nosti betonu EN 206 [4] v přípa-

dě použití popílku a cementu typu

CEM I 32,5,

• k = 0,4 jak je doporučeno v novém

znění normy EN 206 [5],

• k = 0,5 jak bylo experimentálně zjiště-

no Papadakisem [13].

V případě modelu a, který využívá

koncepce k-hodnoty, byla zjištěna nej-

větší shoda s experimentálně naměře-

nými hodnotami hloubky karbonatace

při použití Papadakisem experimen-

tálně určené k-hodnoty (k = 0,5) [13].

Z uvedeného tedy vyplývá, že k-hod-

nota doporučená normou EN 206-1

(k = 0,2 [4], k = 0,4 [5]) byla pravdě-

podobně vyvinuta pro účely pevnos-

tí betonu.

Jak bylo zmíněno dříve, tato hodnota

se mj. liší též podle vlastnosti, ke kte-

ré se vztahuje (pevnost betonu, odol-

nost proti karbonataci, či působení

chloridů), proto pravděpodobně pou-

žití k-hodnot z normy neposkytuje při

výpočtu výsledky odpovídající expe-

rimentu. V obou případech jsou při

použití k-hodnoty z EN 206 [4, 5] vy-

počteny vyšší hodnoty hloubky kar-

bonatace než experimentálně urče-

né. Z uvedeného vyplývá, že software

FReET-D může být podobným způso-

bem využit mj. pro částečnou verifi-

kaci „problematických“ vstupních pa-

rametrů (v tomto případě k-hodnoty),

které pak lze následně použít k mode-

lování karbonatace betonu s podob-

ným složením.

V případě modelu b (bez použití

k-hodnoty jako vstupní veličiny) bylo

dosaženo nejbližších výsledků ve srov-

nání s experimentálně zjištěnými hod-

notami (tab. 2).

Vzhledem k tomu, že vstupní para-

metry obou modelů (tab. 3) lze zadá-

vat jako proměnné veličiny, lze pro vý-

stupní hloubky karbonatace obdržet

Tab. 2 Predikované a experimentálně určené hloubky karbonatace ❚ Tab. 2 Predicted and

experimentally observed carbonation depths

Čas [dny]Hloubka karbonatace –

střední hodnota [mm]COV [%] PDF

7

Experimentálně určená 13 – –

model a (k = 0,2) 21,6 9,2 gamma (2 par)

model a (k = 0,4) 14,7 9,9 lognormální (3 par)


model b 9,7 21,6 lognormální (3 par)

14


model a (k = 0,2) 30,6 9,2 normální

model a (k = 0,4) 20,8 9,9 normální

model a (k = 0,5) 17,1 10,5normální (jednostranně

ohraničené)

model b 13,3 21,7 lognormální (3 par)

28


model a (k = 0,2) 43,3 9,2 Weibull max (3 par)

model a (k = 0,4) 29,4 9,9 beta


model b 18,2 21,5 Weibull min (3par)

Tab. 3 Vstupní parametry pro modely ❚ Tab. 3 Input parameters for models

Vstupní veličina [jednotka] PDF Střední hodnota COV [%] Model

Čas [roky] deterministické0,0192, 0,0383

a 0,0767a, b

Množství CO2 v okolní atmosféře [mg/m3] normální 3,6667 × 105 12 a, b

Relativní vlhkost [%]beta

(a = 0, b = 100)70 7 a, b

Množství cementu [kg/m3] normální 150 3 a, b

Množství vody [kg/m3] normální 127 3 a, b

Množství popílku [kg/m3]lognormální

(2 par)183 1 a, b

Objemová hmotnost cementu [kg/m3] normální 3 100 2 a

k-hodnota [-] deterministické 0,2, 0,4 a 0,5 - a

Stupeň hydratace cementu [-]

normální

(oboustranně

ohraničené)

0,83 (7 dní)

0,85 (14 dní)

0,88 (28 dní)

5 b

Hmotnostní procenta CaO v cementu [%]

normální

(oboustranně

ohraničené)

63,78 5 b

Hmotnostní procenta SiO2 v cementu [%]

normální

(oboustranně

ohraničené)

21,45 5 b

Hmotnostní procenta Al2O3 v cementu [%]

normální

(oboustranně

ohraničené)

4,68 5 b

Hmotnostní procenta Fe2O3 v cementu [%]

normální

(oboustranně

ohraničené)

6,15 5 b

Hmotnostní procenta SO3 v cementu [%]

normální

(oboustranně

ohraničené)

1,08 5 b

Stupeň hydratace popílku [-]

normální

(oboustranně

ohraničené)

0,16 (7 dní)

0,17 (14 dní)

0,19 (28 dní)

5 b

Hmotnostní procenta CaO v popílku [%]

normální

(oboustranně

ohraničené)

3,69 5 b

Hmotnostní procenta SiO2 v popílku [%]

normální

(oboustranně

ohraničené)

44,98 5 b

Hmotnostní procenta Al2O3 v popílku [%]

normální

(oboustranně

ohraničené)

30,08 5 b

Hmotnostní procenta Fe2O3 v popílku [%]

normální

(oboustranně

ohraničené)

13,92 5 b

Hmotnostní procenta SO3 v popílku [%]lognormální

(2 par)0,15 5 b

Parametr zohledňující vliv

pórového systému betonudeterministické 2,1 - b



jejich rozptyl, což může mnohem lé-

pe postihnout reálné chování. Např.

v případě modelu b je rozptyl hloub-

ky karbonatace popsaný variačním

koefi cientem COV = 21,5 %, tj. např.

pro stáří betonu 28 dní spadá přibliž-

ně 70 % možných realizací hloubky

karbonatace do intervalu mezi 14,3 až

22,1 mm.

Pomocí uvedeného softwaru lze pro

hloubku karbonace též automaticky

určit nejbližší pravděpodobnostní dis-

tribuční funkci (PDF) pomocí Kolmogo-

rova-Smirnova testu (tab. 2).

ZÁVĚREČNÉ POZNÁMKY

Předložený článek pojednává o pro-

blematice preskriptivních a performan-

ce-based postupů při úlohách specifi-

kace či posuzování betonu s příměs-

mi II. druhu s ohledem na životnost.

Vychází se z normy EN 206 a je dis-

kutován zejména koncept k-hodno-

ty a možnosti modelování, přičemž se

připomíná okolnost, že součinitel k zo-

hledňující účinnost příměsi závisí kro-

mě typu SCM též na druhu degrada-

ce a řadě dalších okolností. Nalezení

hodnot vhodných pro všechny situa-

ce je prakticky nemožné a v textu se

dokládá, že výpočetní modelování de-

gradačního efektu může být schůdnou

cestou.

Připomeňme také, že dlouhodobé

zkušenosti a dobře dokumentovaná

dlouhodobá měření degradace be-

tonových vzorků/konstrukčních prv-

ků vyrobených s SCM téměř neexistu-

jí. Jedním z důvodů je skutečnost, že

se některé druhy příměsí začaly pou-

žívat až v nedávných letech. Také vý-

sledky zrychlených testů neposkytují

záruku realistického obrazu dlouhodo-

bé skutečnosti.

Modelování může proto posloužit ja-

ko schůdná alternativa. Jestliže existu-

je vhodný a dostatečně obecný soft-

warový nástroj, je možno modely po-

užívat v praxi, další pak testovat či vy-

víjet. Euronorma EN 206 k tomu jistý

návod poskytuje, i když ne příliš jasně

a jednoznačně.

Tento článek byl finančně podpořen grantem

P104/12/0308 Grantové Agentury ČR.

Autoři děkují rovněž Ing. Michalu Števulovi,

Ph.D., za zapůjčení některých vědeckých

materiálů.

RNDr. Markéta Chromá, Ph.D.


prof. RNDr. Pavla

Rovnaníková, CSc.


prof. Ing. Břetislav Teplý, CSc.


všichni: Fakulta stavební VUT v Brně

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Literatura:

[1] Teplý B.: Performance-based navrhování

betonových konstrukcí a specifikace

betonu, Beton TKS 2/2009, s. 42–45

[2] ISO 16204: Durability – Service life

design of concrete structures, 2012

[3] fib Draft Model Code 2010, fib Bulletins

No. 65 and 66, International Federation

for Structural Concrete, Lausanne,

Switzerland, 2012

[4] ČSN EN 206-1 (2001) Beton, Část 1:

Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda

(vč. změn Z1 až Z3)

[5] prEN 206: Concrete – Specification,

performance, production and conformi-

ty, Final Draft European Standard, 2013

[6] Rovnaníková P., Teplý B.: Obsah hyd-

roxidu vápenatého v betonech se

silikátovými příměsmi – důležitý faktor

při posuzování životnosti betonových

konstrukcí, Beton TKS 2/2009, s. 38–41

[7] Chromá M., Pernica F., Teplý B.:

Blended cements, durability and reliabili-

ty of concrete structures, Proc. 2nd Inter.

Symp. Non-Traditional Cement and

Concrete, Brno, Czech Republic, 2005,

216–223

[8] Smith I. A.: The design of fly-ash con-

cretes, Proc. of the Institution of Civil

Engineers, 36 (1967), 769–790

[9] CEN/TC 104/SC 1 N 717: Use of

k-value concept, equivalent concrete

performance concept and equivalent

performance of combinations con-

cept, CEN Technical report, TG5-170,

October 26th 2011

[10] ISO 13823: General Principles on the

Design of Structures for Durability, 2008

[11] Teplý B.: Jsou již mezní stavy uzavřenou

kapitolou? Konstrukce 3/2005, 10–11

[12] Jiang L., Lin B., Cai Y.: A model for

predicting carbonation of high-volume

fly ash concrete, Cement and Concrete

Research, 30 (2000) 699–702

[13] Papadakis V. G.: Effect of supplementa-

ry cementing materials on concrete resi-

stance against carbonation and chloride

ingress, Cement and Concrete Research

30 (2000) 291–299

Firem

ní p

reze

nta

ce

NADPIS CESKY ❚ NADPIS AGLICKYVLADIMÍR KŘÍSTEK 75 LET

6 0

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

B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3

V polovině října 2013 se

dožil sedmdesáti pěti let

prof. Ing. Vladimír Křístek,

DrSc., FEng., zakládající člen

a člen Rady Inženýrské aka-

demie České republiky, pro-

fesor Katedry betonových

a zděných konstrukcí Sta-

vební fakulty ČVUT v Praze.

Ke stavebnictví se dostal

pouhou náhodou, když mu

po dokončení základní ško-

ly bylo, jako synu příslušní-

ka československých legií

v Rusku, znemožněno studo-

vat na gymnáziu s cílem věnovat se matematice a fyzice. Je-

diným vhodným a schůdným řešením byla průmyslová ško-

la a poté stavební fakulta, kterou vystudoval s vyznamenáním.

V souladu se svým teoretickým zaměřením nastoupil jako

asistent na katedru mechaniky, a současně za několik měsí-

ců zvládl vědeckou aspiranturu včetně disertační práce. Tato

rychlost vzbudila nelibost tehdejšího vedení katedry mecha-

niky, takže přešel na katedru betonových konstrukcí a mos-

tů, kde ještě před dosažením třicítky předložil habilitační práci

a byl následně jmenován docentem. V dalších několika letech

vydal dvě knižní monografie, uveřejnil řadu původních článků,

mezi nimi několik v zahraničí (což v té době nebylo vůbec jed-

noduché), měl vyzvanou přednášku na celosvětovém kongre-

su a předložil disertační práci pro získání tehdejší nejvyšší kva-

lifikace doktora věd (DrSc.). Z politických důvodů byla obha-

joba zdržována, avšak přesto byl po dlouhá léta jedním z nej-

mladších nositelů této vědecké hodnosti. Též jmenování profe-

sorem se z politických důvodů protáhlo na několik let.

Po změně režimu v roce 1989 byl jako naprostá výjim-

ka: profesor nestraník, povolán do funkce proděkana fakulty

a do funkce vedoucího katedry, kterou zastával 15 let.

Počet jeho publikací přesahuje číslo 700 (včetně jedenác-

ti knižních monografií), z toho značná část v zahraničí. V rámci

rozsáhlé mezinárodní spolupráce, jako Visiting Professor a vý-

zkumný pracovník několikrát pracovně pobýval v USA, Velké

Británii, Německu, Finsku a Itálii. Na zahraničních univerzitách

pronesl na základě pozvání desítky přednášek a byl též před-

nášejícím několika mezinárodních postgraduálních škol. Opa-

kovaně působil jako funkcionář mnoha konferencí (generální

reportér konference, předseda zasedání konference, člen vě-

deckého výboru konference apod.).

Dosáhl řady vysokých ocenění: dvakrát Státní cenu (za roz-

voj metod analýzy komorových mostů a za přínosy ve výzku-

mu vlivů objemových změn betonu), dvakrát medaili Minister-

stva školství mládeže a tělovýchovy, dvakrát Cenu ČSAV, dva-

krát Felberovu medaili ČVUT.

Jeho nejzávažnější původní přínosy spočívají zejména ve vy-

tvoření a rozvoji:

• teorie prostorového působení komorových nosníků,

• teorie lomenic pro aplikace v inženýrském a zejména most-

ním stavitelství, která byla po řadu let nejpoužívanějším po-

stupem při statických výpočtech mostů,

• inženýrské relaxační metody pro analýzu vlivu dotvarování

betonu na vývoj namáhání konstrukcí měnících během vý-

stavby statický systém – tato metoda je jádrem dosud stá-

le oblíbeného programu TM18 vytvořeného Ing. I. Sitařem,

CSc.,

• teorie tlačených štíhlých betonových prvků respektující ma-

teriálovou a geometrickou nelinearitu (ve spolupráci s prof.

L. Jandou, prof. J. Procházkou a doc. M. Kvasničkou),

• teorie stability tlačených pásů komorových mostů (ve spolu-

práci s prof. M. Škaloudem),

• teorie projevů smykového namáhání komorových nosníků,

zejména ochabnutí smykem.

V posledním období se zabývá také problematikou nadměr-

ných a v čase narůstajících průhybů mostů velkých rozpě-

tí z předpjatého betonu. Se svými spolupracovníky prokázal,

že nejen výstižné vyjádření vývoje dotvarování betonu je pod-

mínkou úspěšné predikce vývoje deformací; významné je i di-

ferenční smršťování, projevy smykových deformací a uspořá-

dání předpětí.

Prokázalo se též, že předpětí, které je účinné pro redukci prů-

hybů, není svými intenzitami ani uspořádáním obecně shod-

né s předpětím účinným pro redukci napětí v průřezech a na-

opak. Předepnout konstrukci správně neznamená co nejví-

ce, ale inteligentně tak, aby bylo vyhověno oběma úrovním

posuzování.

Dalším nedávným přínosem je analytické řešení vlivu dotva-

rování betonu při změnách statického systému půdorysně za-

křivených mostů. Pro výpočty komorových mostů v půdorys-

ném zakřivení chyběly nejen programy, ale i základní teoretické

rozvahy a analýzy, zejména zhodnocení závažnosti změn sta-

tického systému v průběhu výstavby. Jde o jeden stupeň vyšší

úroveň redistribuce vnitřních sil v konstrukci, neboť probíhá ne-

jen v rámci ohybových účinků jako u přímých mostů, ale do in-

terakce vstupují i krouticí účinky.

Jedním z aktuálních témat jeho zájmu je problematika sin-

gulárních oblastí mostů a ztrát předpětí – prokazuje se, že pro

popis reálného vývoje ztrát předpětí je nutno opustit výpo-

čty nosníkového typu se základním předpokladem, že průře-

zy po deformaci konstrukce zůstávají rovinné a kolmé k prů-

hybové čáře.

Z dalších aktivit Vladimíra Křístka je možno připomenout zá-

sadní zásluhy v řešení sporů o nejvhodnější přístup k opravě

Karlova mostu v Praze, kde jako předseda Pracovní expertní

skupiny jmenované primátorem spolupracoval na analýze této

mimořádně exponované konstrukce a významně se zasloužil

o prosazení památkově šetrného a nejvýstižnějšími materiálo-

vými modely prověřeného optimálního řešení opravy.

Prof. Vladimír Křístek je též zapojen do výzkumu řady velmi

aktuálních problémů některých projektovaných nebo realizo-

vaných mostních konstrukcí, např. konstrukcí ekoduktů, nebo

výskytu a rozvoje poruch indikovaných ve svarech lamelových

pásnic nosné konstrukce mostu přes Lochkovské údolí a jejich

závažnosti pro bezpečnost konstrukce v průběhu jejího před-

pokládaného životního cyklu.

Prof. Vladimír Křístek stále aktivně působí na Katedře beto-

nových a zděných konstrukcí pražské Stavební fakulty. Podílí

se na řešení grantových projektů a zejména úzce spolupracuje

s doktorandy. Je vždy připraven kdykoli pomoci radou i pod-

porou v zájmu pokroku a prosazení účelných řešení. Patří me-

zi vynikající odborníky s lidským přístupem k studentům i star-

ším spolupracovníkům. Proto jsou jeho rady a služby velmi žá-

dány a využívány.

Do dalších let mu přejeme pevné zdraví, hodně štěstí a přízni-

vé podmínky pro další činnost a úspěšnou tvůrčí práci.

Jan L. Vítek a Jan Vítek



VYUŽIJTE DATA3D MODELU KONSTRUKCE

TAKÉ PRO VÝROBU A MONTÁŽ!

www.construsoft .cz

TEKLA STRUCTURESW kompletní výrobní dokumentace

pro monolitické i prefabrikované

konstrukce

W automaticky generované výkresy,

včetně výztuží

W propojení modelu se statickými

programy

W automatizace výroby prefabrikátů

W možnost plánování a řízení stavby

Kontaktujte nás

a vyzkoušejte zdarma program

TEKLA STRUCTURES.

Profesor Tomáš Vaněk (*17. 1. 1936,

†17. 11. 2013) se narodil v Chodově na Do-

mažlicku. Vyučil se tesařem a své ma-

nuální zručnosti si následně doplnil studiem

na Střední průmyslové škole tesařské ve Vo-

lyni. V letech 1953 až 1958 studoval Fakultu

inženýrského stavitelství ČVUT v Praze a již

v listopadu 1958 nastoupil jako asistent pro-

fesora K. Hrubana na tehdejším Ústavu be-

tonových konstrukcí. Jako začínající asistent

pracoval souběžně po několik let jako pro-

jektant na částečný úvazek v n. p. Armabe-

ton a n. p. Inženýrské a průmyslové stavby.

V roce 1972 obhájil na fakultě stavební kan-

didátskou disertační práci, která se zabývala

rekonstrukcemi staveb a která dala zásadní

směr jeho odborné činnosti. V roce 1977 byl

jmenován docentem, v roce 1987 mu byla

udělena vědecká hodnost doktora technic-

kých věd a v roce 1988 byl jmenován řádným profesorem. Vedl

diplomové projekty a školil početnou řadu doktorandů, kterým

dal do vínku pracovitost, jež mu byla tak vlastní. V letech 1981

až 1990 byl profesor Vaněk vedoucím Katedry betonových kon-

strukcí a mostů. Na ČVUT působil plných 55 let.

Výsledky jeho pedagogické práce byly oceněny stříbrnou Fel-

berovou medailí ČVUT a pamětní medailí Fakulty stavební ČVUT

k 300. výročí založení inženýrské školy v Praze. Jeho záslužnou

dlouholetou pedagogickou činnost ocenil rektor ČVUT v Praze

jmenováním emeritním profesorem.

Jeho první výzkumné práce byly zaměře-

ny na problematiku styčníků montovaných

betonových konstrukcí. V 70. letech se za-

býval využitím drátků pro zlepšení vlastností

betonu. Následovaly výzkumné práce v ob-

lasti zesilování, kterému se společně s re-

konstrukcemi staveb věnoval až do kon-

ce svého života. Svými pracemi významně

přispěl k rozvoji těchto technických disci-

plín. Za přínosy v oboru mu byl v roce 1998

udělen Sdružením pro sanace titul Význam-

ná osobnost v oboru sanací. Byl také čest-

ným členem České betonářské společnos-

ti. Své zkušenosti shrnul v úspěšné knize

Rekonstrukce staveb, která vyšla ve dvou

vydáních (SNTL 1985 a doplněné vydá-

ní 1989) a v početné řadě odborných člán-

ků publikovaných v odborných časopisech

a na konferencích. Jeho vystoupení na kon-

ferencích byla vždy s velkým zájmem sledována. Rád předná-

šel a školil na seminářích, kam přicházel s krabicemi diapoziti-

vů prezentujících úspěšné i neúspěšné stavby a rekonstrukce.

Rozsáhlá byla též jeho činnost soudního znalce. Za odbor-

ný přínos v této oblasti mu udělila Komora soudních znalců ČR

čestné členství.

Prof. Vaněk zasvětil celý svůj život práci ve svém oboru a do-

sáhl uznání širokého okruhu odborníků. Odešel člověk, který za-

nechal v oboru rekonstrukcí dílo trvalé hodnoty.

Vladislav Hrdoušek

PROF. ING. TOMÁŠ VANĚK, DRSC., ZEMŘEL

NADPIS CESKY ❚ NADPIS AGLICKY

6 2


B E T O N • t e c h n o l o g i e • k o n s t r u k c e • s a n a c e ❚ 6 / 2 0 1 3

ŽIVOTNÍ JUBILEUM

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

V říjnu 2013 oslavila význam-

né životní jubileum profe-

sorka Alena Kohoutková,

členka Inženýrské akademie

České republiky, děkanka

Stavební fakulty Českého

vysokého učení technické-

ho v Praze – dosud jediná

žena, která, od jejího zalo-

žení, stála v čele této fakulty.

Prof. Kohoutková se naro-

dila v Praze. Po absolvová-

ní střední školy – gymnázia

U Libeňského zámku, by-

la přijata na Stavební fakultu

ČVUT v Praze, obor Pozemní stavby, kterou ukončila stát-

ní závěrečnou zkouškou s vyznamenáním. Na této fakul-

tě pokračovala ve studiu na Katedře betonových konstruk-

cí a mostů jako interní aspirantka. V roce 1983 nastoupila

do Projektového ústavu Výstavby hlavního města Prahy jako

statička a analytička a současně přestoupila na externí aspi-

ranturu, kterou dokončila o dva roky později získáním hod-

nosti kandidát technických věd v oboru Teorie a konstrukce

inženýrských staveb. Od roku 1992 pracovala krátkou do-

bu v Kloknerově ústavu ČVUT v Praze jako vědecká pra-

covnice. Poté přešla na Stavební fakultu, Katedru betono-

vých konstrukcí a mostů, kde působí dodnes. Prošla od od-

borné asistentky, přes docentku, až po profesorku v oboru

Teorie stavebních konstrukcí a materiálů. Současně zastá-

vala několik let funkci zástupkyně vedoucího katedry a od

roku 2004 funkci vedoucí katedry. V letech 2005 až 2009

působila jako prorektorka ČVUT pro studijní záležitosti.

Významné místo v jejích rozsáhlých aktivitách zaujímá pe-

dagogická činnost. Její přednášky v předmětech betono-

vých konstrukcí nebo v předmětech doktorského studia

jsou velmi inspirativní. Jako vedoucí diplomových a bakalář-

ských prací připravila již mnoho studentů k úspěšné obha-

jobě. Pro svoji odbornou úroveň a vstřícnost je vyhledávaná

jako školitelka Ph.D. studentů. A samozřejmě má za sebou

mnoho oponentských posudků doktorských a habilitačních

prací. Působí také v komisích pro státní závěrečné zkoušky,

pro obhajoby doktorských prací, v komisích habilitačních

a jmenovacích. Aktivně prosazuje zavádění nových studij-

ních předmětů, které jsou reakcí na rychlý technický pokrok

a umožní snadné uplatnění absolventů v praxi.

V oblasti vědeckovýzkumné a odborné se věnuje zejmé-

na problematice výpočtové analýzy a modelování vláknobe-

tonových prvků a konstrukcí, řešení objemových změn be-

tonových konstrukcí, zejména vlivu dotvarování a smršťová-

ní, modelů pro mezní stavy použitelnosti, recyklace betonu

a estetiky v návrhu betonových konstrukcí. Významná je je-

jí spolupráce na přípravě seminářů k zavádění evropských

norem pro navrhování betonových konstrukcí. Je autorkou

mnoha odborných posudků, recenzí článků a příspěvků,

posudků domácích i zahraničních projektů. Napsala sama

nebo jako spoluautorka více než 200 článků v odborných

časopisech a ve sbornících konferencí, uskutečnila celou řa-

du vyzvaných přednášek.

Při vyslovení jejího jména se každému vybaví vláknobeton

– materiál, kterému věnovala podstatnou část své odborné

kariéry: stála jak u prvních experimentů při ověřování jeho

charakteristik, tak i u jeho pozdějších aplikací na inženýrské

stavby. To ona byla iniciátorkou mezinárodních konferencí

FibreConcrete – Technology, Design, Application, kte-

ré organizuje pravidelně od roku 2007 Katedra betonových

a zděných konstrukcí ČVUT a které jsou od roku 2009 uve-

deny v databázi konferencí společnosti Thomson Reuters.

Prof. Kohoutková je činná jako vedoucí vědeckých týmů,

na zahraničních univerzitách pronesla, na základě pozvá-

ní, řadu přednášek. Byla též přednášející na několika me-

zinárodních postgraduálních školách. V roce 1999 vyces-

tovala na pozvání do USA, kde přednesla vyzvané před-

nášky na téma Moderní metody návrhu betonových mostů:

na University of California v San Diegu a na Northwestern

University v Evanstonu. Od roku 2001 se pravidelně po tři

roky přednáškami účastnila kurzů v Řecku na TU of Athens

s tématikou betonových konstrukcí a mostů: Nejnovější vý-

voj teorie předepjatých betonových mostů, Moderní analýza

mostů a Použitelnost betonových konstrukcí. Zúčastnila se

aktivně mnoha našich a několika desítek zahraničních a me-

zinárodních odborných konferencí a kongresů, kde přednes-

la desítky příspěvků.

Profesorka Kohoutková je aktivní členkou významných

českých i zahraničních odborných organizací a řady me-

zinárodních pracovních komisí a skupin, např. v Česku je

členkou Inženýrské akademie České republiky, členkou pre-

sidia ČSSI a členkou výboru ČBS. V zahraničí je dlouhole-

tou členkou komise TG 4.1 Modely použitelnosti a dále člen-

kou fib, členkou Mezinárodní asociace pro údržbu a použi-

telnost mostů (IABMAS) a Evropské společnosti pro inženýr-

ské vzdělávání (SEFI).

A nesmíme zapomenout na její působení ve vědeckých ra-

dách předních českých univerzit: Vědecké rady ČVUT, Vě-

deckých rad stavebních fakult ČVUT v Praze, VUT v Brně

a VŠB-TU v Ostravě.

Velmi plodná je její spolupráce s výrobními podniky. Ře-

šitelský kolektiv pod jejím vedením získal významná oce-

nění za uplatnění vláknobetonu v praxi: Cenu inovace ro-

ku 2008 za mostní římsu vyrobenou z vláknobetonu s po-

lypropylénovými vlákny (spoluúčast SMP, a. s.) a Cenu ino-

vace roku 2011 za vývoj předpjatého vláknobetonové-

ho sloupku protihlukových stěnových systémů (spoluúčast

SMP, a. s.). Kolektivem navržená Plovoucí plošina z vlákno-

betonu pro hnízdění rybáka obecného (spoluúčast Česko-

moravský štěrk, a. s.) se dostala do finále soutěže Inova-

ce roku 2009.

Profesorka Kohoutková je řešitelkou nebo spoluřešitel-

kou jak výzkumných projektů a záměrů odborných, tak

i projektů pedagogických a rozvojových. Za svou práci by-

la prof. Kohoutková oceněna Medailí ČVUT 2010 a Medailí

ČKAIT 2012.

Široký přehled ve svém oboru, vynikající orientace v teore-

tické oblasti a praktické zkušenosti, vlídné vystupování, lid-

ský přístup a ochota vždy si najít čas pro odborné rady i pro

přátelský pohovor, to jsou vlastnosti, jimiž prof. Kohoutková

vždy vynikala. Dosáhla vynikajících výsledků, uznání odbor-

níků a obdivu svých spolupracovníků. Proto jí všichni přeje-

me mnoho úspěchů a pevné zdraví do dalších let činnosti.

Vladimír Křístek



Berlín / Drážďany, 05. 09. 2013. Rok

2012 přinesl podle výpočtů Spolkové-

ho svazu německého průmyslu trans-

portbetonu (BTB) pokles výroby ze

48 mil. m3 v minulém roce (2011) na

46 mil. m3 v roce 2012 pro přibližně

600 výrobců transportbetonu s celkem

1 905 stacionárními a mobilními beto-

nárnami. Obrat klesl ze zhruba 3,1 mld.

Euro na téměř 3 mld. Euro.

Svaz se domnívá, že příčinou poklesu

je jednak opatrnost soukromého sek-

toru u stavebních investic do nebyto-

vé výstavby, jakož i pokles veřejných

stavebních investic, který představo-

val přibližně 10 % pouze v komunál-

ní oblasti. Komerční stavební investi-

ce se v roce 2012 reálně snížily celkem

o 2,1 %. Pouze bytová výstavba byla

s + 0,9 % i nadále expanzivní. Omezo-

vání stavebních prací během kruté zi-

my v únoru a brzký příchod zimy v pro-

sinci dokonaly vše ostatní.

Regionálně dále došlo k tomu, že vel-

ké projekty jako letiště Berlín-Branden-

burg a přístav Jade-Weser, byly ukon-

čeny hrubou stavbou. A nové projekty

jako Stuttgart 21 byly zahajovány jen

pomalu. Výroba klesla v nových spol-

kových zemích o dalších 7,3 %, což je

mnohem více než ve starých spolko-

vých zemích, které zaznamenaly po-

kles o 3,4 %.

PERSPEKTIVY ODVĚTVÍ

Pro rok 2013 počítá prezident Svazu

Dr. Erwin Kern s dalším lehkým pokle-

sem výroby v hodnotě cca 1 %.

Dlouhá zima, trvající až do dubna le-

tošního roku (2013), způsobila do květ-

na schodek asi 10 % proti předchozí-

mu roku, který by však mohl být podle

odhadu BTB ve zbývajících měsících

znovu vyrovnán vzhledem k tomu, že

stav zakázek je vysoký a projekty, od-

ložené kvůli špatnému počasí, lze ny-

ní realizovat.

Dr. Kern uvádí: „Naše výroba je i přes

lehký pokles stále ještě na srovnatel-

ně vysoké úrovni. Je politováníhodné,

že se našemu oboru nedaří jako dří-

ve převádět dále na trh zvyšování cen

energií a výchozích surovin, jakož i zvý-

šené mzdové náklady.“

Za rozhodující faktory dalšího hospo-

dářského rozvoje průmyslu transport-

betonu považuje Svaz míru připrave-

nosti státu investovat do infrastruktury,

zejména do komunikací, mostů a pro-

tipovodňových opatření. Dr. Kern dá-

le uvádí: „I výstavba energetických sítí

v průběhu změny zdrojů energie a no-

vá výstavba lokálních elektráren k vy-

rovnání zatížení větrných a slunečních

zdrojů energie musí být konečně roz-

běhnuta. Nevidím zde zatím žádný zna-

telný pokrok.“

Dr. Erwin Kern

předseda

Bundesverband der Deutschen

Transportbetonindustrie e.V. (BTB)

(Německý svaz výrobců

transportbetonu)

NĚMECKÝ TRANSPORTBETON

PRODUKUJE 46 MIL. M3

Statika a dimenzacestavebních konstrukcí

• Posouzení krátké konzoly metodou náhradní příhradoviny dle ČSN EN 1992-1-1• Příhradové modely pro přímo i nepřímo uložené konzoly• Výběr různých tvarů konzol• Posouzení hlavní výztuže vodorovné a svislé smykové výztuže

Nový programKrátká konzola

y m tet ddodou

Geotechnické programy

Novinky ve verzi 17:

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

Firem

ní p

reze

nta

ce

Obr. 1 Výroba transportbetonu v Německu

v období 2003 až 2012 [tis. m3]

1

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA



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


Termín a místo konání:

22. a 23. května 2014, Brno

Kontakt: www.sanace-ssbk.cz

(detaily budou upřesněny)

CONCRETE ROADS 2014


Termín a místo konání: 23. až 26. září 2014,

Clarion Congress Hotel Praha

• Sustainable pavements

• Solutions for urban areas

• Design and construction

• Maintenance and rehabilitation

Kontakt: e-mail: [email protected],

www.concreteroads2014.org

CCC 2014

10. Středoevropský

betonářský kongres

Termín a místo konání: 1. a 2. října 2014, Liberec

Kontakt: www.cbsbeton.eu

(detaily budou upřesněny)

ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA

IMPROVING PERFORMANCE

OF CONCRETE STRUCTURES

4. mezinárodní fib kongres

Termín a místo konání:

10. až 14. února 2014, Mumbai, India

• Existing structures

• Codal requirements

• Design and construction

• Research and testing

• High performance specification

• Search of new materials and methods

Kontakt: www.fibcongress2014mumbai.com

58. BETONTAGE – SMART CONCRETES

Mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 18. až 20. února 2014,

New-Ulm, Německo

• Structural precast

• Built examples, technical concepts

• Future prospects for concrete

• Power generation and climate protection

• Future potentials for concrete

Kontakt: www.betontage.com

BAUKONGRESS 2014 (dříve Betontag)

Mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 3. a 4. dubna 2014,

Vídeň, Rakousko

• Angewandte Forschung und Entwicklung

• Aktuelle Verkehrsinfrastrukturprojekte

• Aktuelle Hochbauprojekte

• Tunnel & Brücke, Straße & Schiene

• Projekte in den Nachbarländern Österreichs

• Bauen im internationalen Bereich

• Ingenieurprojekte im Energiebereich/alternative

Energien

• Hochhaus-, Geschäfts- und Bürohausbau

• Industrie- und Kommunalbau

• Umwelttechnik

Kontakt: www.baukongress.at

CONCRETE AND REINFORCED

CONCRETE – GLANCE AND FUTURE

3. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 12. až 16. května 2014,

Moskva, Rusko

Kontakt: http://concrete2014.mgsu.ru/en/

CONCRETE INNOVATION

CONFERENCE – CIC 2014Termín a místo konání: 11. až 13. června 2014,

Oslo, Norsko

• Environmentally friendly concrete structures

• Efficient construction

• Structural design and structural performance

• Prolongation of service life

Kontakt: www.cic2014.com

BETÓN NA SLOVENSKU 2010 – 2014

Celoslovenská konference Termín a místo konání: 6 až 11/2014, termín bude

upřesněn (změna, původní termín 11/2013),

Grand hotel Bellevue, Vysoké Tatry, Slovensko

Kontakt: http://www.fib-sk.sk

PH.D. SYMPOZIUM IN CIVIL

ENGINEERING

10. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 21. až 23. července 2014,

Quebec, Kanada

• Structural analysis and design

• Innovative structural systems

• Advanced materials

• Sustainability and cost efficiency

• Strengthening and repair

• Monitoring

• Non-Destructive testing

• Durability

Kontakt: www.fib-phd.ulaval.ca

NORDIC CONCRETE RESEARCH

22. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 13. až 15. srpna 2014,

Reykjavik, Island

• Rheology, Self Compacting Concrete, Admixtures,

Mix design, Modeling, Sustainability, Aggregates,

Additives, Carbonation, Chlorides, Corrosion,

Use of fibres, Structural Behaviour, Shrinkage

and Cracking, Testing and Durability

Studenti se mohou ucházet o 10 studentských

cestovních grantů NCR. Více na www.rheo.is.

Kontakt: www.nordicconcrete.net

ENGINEERING FOR PROGRESS,

NATURE AND PEOPLE

37. IABSE sympoziumTermín a místo konání:

3. až 5. září 2014, Madrid, Španělsko

• Innovative design concepts

• Sustainable infrastructures

• Major projects and innovative structures

and materials

• Analysis

• Forensic structural engineering

• Construction

• Operation, maintenance, monitoring,

instrumentation

• Education and ethics

• Cooperation and development projects

Kontakt: www.iabse.org/madrid2014

INNOVATION & UTILIZATION

OF HIGH-PERFORMANCE

CONCRETE

10. mezinárodní fib sympoziumTermín a místo konání:

16. až 18. září 2014, Peking, Čína

Kontakt: www.hpc-2014.com

CONSTRUCTION MATERIALS

AND STRUCTURES

Mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 24. až 26. listopadu 2014,

Johannesburg, Jižní Afrika

• Materials and characterisation

• Performance and service life of structures

• Durability of construction materials

• Sustainability and the environment

Kontakt: http://iccmats-uj.co.za/

Číslo Hlavní témaRedakční

uzávěrka

Objednání

inzerce

Dodání

podkladů

inzerce

Číslo vyjde

1/2014 Pozemní stavby 20. 12. 2013 17. 1. 2014 29. 1. 2014 17. února 2014

2/2014 Technologie – beton v extrémním prostředí 20. 2. 2014 17. 3. 2014 27. 3. 2014 15. dubna 2014

3/2014 Sanace, rekonstrukce a diagnostika 22. 4. 2014 19. 5. 2014 29. 5. 2014 16. června 2014

4/2014 Mosty a dopravní stavby 20. 6. 2014 21. 7. 2014 29. 7. 2014 15. srpna 2014

5/2014 Beton ve veřejném prostoru 20. 8. 2014 18. 9. 2014 29. 9. 2014 16. října 2014

6/2014 Tunely a podzemní konstrukce 20. 10. 2014 18. 11. 2014 26. 11. 2014 15. prosince 2014

1/2014

P O Z E M N Í S T A V B Y

REDAKČNÍ PLÁN NA ROK 2014

® Firem

ní p

reze

nta

ce

Firem

ní p

reze

nta

ce

Získejte titul na beton!

Zapište se i Vy na semináře vypsané v 5. ročníku Beton University, které jsou zařazeny do akreditovaných vzdělávacích

programů v projektech celoživotního vzdělávání ČKAIT i ČKA a získejte „titul na beton“. Pro rok 2014 jsme opět

připravili dva semináře. Na předchozí ročník navazuje seminář Moderní trendy v betonu II. – Betony pro dopravní

stavby. Nově zařazený je seminář Moderní trendy v betonu III. – Provádění betonových konstrukcí. Úplný

program seminářů, registrační formulář a další informace naleznete na www.betonuniversity.cz

ODBORNÍ

PARTNEŘI:

MEDIÁLNÍ

PARTNEŘI:

F I R E M N Í P R E Z E N T A C E ❚ C O M P A N Y P R E S E N T A T I O N

Date post:	30-Mar-2020
Category:	Documents
Upload:	others
View:	8 times
Download:	0 times

TRVANLIVOST A ŽIVOTNOST BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ · 2015-07-07 · NORMY ISO 16204 DESIGN FOR...

Documents