technologie a materiÁly (vliv přísad a příměsí … · robert coufal, jan l. vítek,...

2/2015

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

(vliv přísad a příměsí na vlastnosti

čerstvého a vyzrálého betonu)

TBG METROSTAV s. r. o.Rohanské náb eží 68, 186 00 Praha 8 - Karlín

www.tbgmetrostav.cz

Pro více informací kontaktujte:

Jakub Šimá ektel.: 222 325 815, mob.: 728 173 893e-mail: [email protected]

Pro lepší stav ní.

Výhodné ešení pro „bílé vany“PERMACRETE je moderní beton navržený pro výstavbu vodonepropustných konstrukcí, známých pod pojmem „bílá vana“. Spl uje nejenom p ísné požadavky na pr sak hmotou, ale svým složením také výrazn omezuje množství a ší ku trhlin v konstrukci. Díky své velmi dobré zpracovatelnosti beton usnad uje perfektní provedení dilata ních a pracovních spár s t snícími pro ly. Použití je možné i v chemicky agresivním prost edí XA1, XA2, a XA3. To vše bez použití krystaliza ních p ísad a vláken.

OMEZENÍ TVORBY TRHLIN

NÍZKÝ VÝVOJ HYDRATA NÍHO TEPLA

SNÍŽENÁ HLOUBKA PR SAKU TLAKOVOU VODOU

SNADNO ZPRACOVATELNÉ KONZISTENCE

BEZ POUŽITÍ KRYSTALIZA NÍCH P ÍSAD

12 / 2 0 1 5 ❚ 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

P O D P O R U J Í C Í Č A S O P I S

S P O L E Č N O S T I A S V A Z YC O N A J D E T E V T O M T O Č Í S L E

ČESKÁ BETONÁŘSKÁ

SPOLEČNOST ČSSI

Samcova 1, 110 00 Praha 1

tel.: 222 316 173

fax: 222 311 261

e-mail: [email protected]

www.cbsbeton.eu

SDRUŽENÍ PRO SANACE

BETONOVÝCH KONSTRUKCÍ

Sirotkova 54a, 616 00 Brno

tel.: 773 190 932


(e-mail: [email protected] – dočasně nefunkční)

www.ssbk.cz

SVAZ VÝROBCŮ BETONU ČR

Na Zámecké 9, 140 00 Praha 4

tel.: 246 030 153


www.svb.cz

SVAZ VÝROBCŮ CEMENTU ČR

K Cementárně 1261, 153 00 Praha 5

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


www.svcement.cz

60/ SKOŘEPINA DVOJÍ KŘIVOSTI

NAD OBDÉLNÍKOVÝM PŮDORYSEM

18/ VYUŽITÍ VHODNÉ KOMBINACE PŘÍMĚSÍ

A PŘÍSAD DO BETONU NA VÝZNAMNÝCH

STAVBÁCH

34/ OHYBOVÁ ÚNOSNOST DESEK

ZTRACENÉHO BEDNĚNÍ

VYROBENÝCH Z UHPFRC A VLIV

DISTRIBUCE OCELOVÝCH VLÁKEN

NA BETONOVÉ KONSTRUKCE

/12TECHNOLOGIE BETONU

PRO VODONEPROPUSTNÉ

KONSTRUKCE – BÍLÉ VANY

/48BEDNICÍ SYSTÉMY

A PLÁNOVÁNÍ JEJICH

NASAZENÍ

/55EXPERIMENTÁLNY

VÝSKUM VPLYVU

SÚDRŽNOSTI

SEDEMDRÔTOVÝCH LÁN

NA PÔSOBENIE

DODATOČNE PREDPÄTÝCH

DVOJPOĽOVÝCH NOSNÍKOV

28/ PRAKTICKÁ ZKUŠENOST S VÝROBOU

A DOPRAVOU UHPC

4 / PŘÍMĚSI DO BETONU

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 ❚ 2 / 2 0 1 5

O B S A H ❚ C O N T E N T

ROČNÍK: patnáctý

ČÍSLO: 2/2015 (vyšlo dne 15. 4. 2015)

VYCHÁZÍ DVOUMĚSÍČNĚ

VYDÁVÁ BETON TKS, S. R. O., PRO:

Svaz výrobců cementu ČR

Svaz výrobců betonu ČR

Českou betonářskou společnost ČSSI

Sdružení pro sanace betonových konstrukcí

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

ŠÉFREDAKTORKA: Ing. Jana Margoldová, CSc.

PRODUKCE: Ing. Lucie Šimečková

REDAKČNÍ RADA:

prof. Ing. Vladimír Benko, PhD., prof. Ing. Juraj Bilčík, PhD., doc. Ing. Jiří Dohnálek, CSc., Ing. Jan Gemrich, prof. Ing. Petr Hájek, CSc. (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, prof. Ing. Alena Kohoutková, CSc., FEng., doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D., doc. Ing. arch. Patrik Kotas, Ing. Milada Mazurová, doc. Ing. Martin Moravčík, PhD., Ing. Stanislava Rollová, Ing. arch. Jiří Šrámek, Ing. Vlastimil Šrůma, CSc., MBA, Ing. Jiří Šrutka, prof. Ing. RNDr. Petr Štěpánek, CSc., Ing. Michal Števula, Ph.D., Ing. Vladimír Veselý, prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., FEng.

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

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

IILUSTRACE NA TÉTO STRANĚ: Mgr. A. Marcel Turic

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

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 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.

FOTOGRAFIE NA TITULNÍ STRANĚ:

Detail ukládání betonu, foto: archiv TBG Metrostav, s. r. o. Boris Renner

ÚVODNÍKVladimír Veselý / 3

TÉMA

PŘÍMĚSI DO BETONU

Rudolf Hela / 4

OHLÉDNUTÍ ZA TRENDY SPECIFIKACE BETONU A JEJICH VÝVOJEM

Neil Crook / 11

MATERIÁLY A TECHNOLOGIE

TECHNOLOGIE BETONU PRO VODONEPROPUSTNÉ KONSTRUKCE – BÍLÉ VANY

Robert Coufal, Jan L. Vítek, Kristýna Chmelíková / 12

VYUŽITÍ VHODNÉ KOMBINACE PŘÍMĚSÍ A PŘÍSAD DO BETONU NA VÝZNAMNÝCH STAVBÁCH

Tomáš Ťažký, Rudolf Hela, Martin Ťažký / 18

NOVÝ PŘÍSTUP K URČENÍ OPTIMÁLNÍ DÁVKY SUPER PLASTIFIKÁTORŮ A JEJICH KOMPATIBILITY S CEMENTOVÝMI MATERIÁLY

Emili García-Taengua, Mohammed Sonebi, Su Taylor, Liberato Ferrara, Peter Deegan, Andrea Pattarini / 23

PRAKTICKÁ ZKUŠENOST S VÝROBOU A DOPRAVOU UHPC

Robert Coufal, Jan L. Vítek, Alena Procházková / 28

OHYBOVÁ ÚNOSNOST DESEK ZTRACENÉHO BEDNĚNÍ VYROBENÝCH Z UHPFRC A VLIV DISTRIBUCE OCELOVÝCH VLÁKEN

Milan Rydval, Jiří Kolísko / 34

VÝVOJ KONSTRUKČNÍCH BETONŮ S ELEKTRÁRENSKÝMI POPÍLKY

Martin Ťažký, Rudolf Hela, Tomáš Ťažký / 38

VLIV POPÍLKŮ NA VYBRANÉ VLASTNOSTI CEMENTOVÝCH POJIV

Ondřej Zobal, Vít Šmilauer, Wilson Ricardo Leal da Silva, Barbora Mužíková, Pavel Padevět / 42

BEDNICÍ SYSTÉMY A PLÁNOVÁNÍ JEJICH NASAZENÍ

Radek Syka / 48

VLIV SEKUNDÁRNÍ KRYSTALIZACE NA VLASTNOSTI BETONU

Michal Kropáček, Jiří Šafrata / 52

VĚDA A VÝZKUM

EXPERIMENTÁLNY VÝSKUM VPLYVU SÚDRŽNOSTI SEDEMDRÔTOVÝCH LÁN NA PÔSOBENIE DODATOČNE PREDPÄTÝCH DVOJPOĽOVÝCH NOSNÍKOV

Ján Laco, Viktor Borzovič, Peter Pažma / 55

SKOŘEPINA DVOJÍ KŘIVOSTI NAD OBDÉLNÍKOVÝM PŮDORYSEM

Jiří Musil, Jiří Stráský / 60

NORMY • JAKOST • CERTIFIKACE

BETON, ČSN EN 206, ČSN P 73 2404 A DALŠÍ SOUVISLOSTI

Michal Števula, Vladimír Veselý / 68

AKTUALITY

SÍDLIŠTĚ SOLIDARITA (recenze) / 17

OCENĚNÍ fib PRO MLADÉ INŽENÝRY AAYE2015 / 21

ALKALICKÁ REAKCE KAMENIVA (recenze) / 21

OCENĚNÍ BETONOVÉHO POVRCHU V PRESTIŽNÍ SOUTĚŽI / 59

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA / 72

FIREMNÍ PREZENTACE

TBG Metrostav / 2. strana obálky

ERMCO / 9

Dlubal Software / 29

Betosan / 37

Červenka Consulting / 47

CCC 2015 / 3. strana obálky

CESB16 / 3. strana obálky

CONDICT / 4. strana obálky

PŘÍSADY A PŘÍMĚSI


Beton byl, je a i nějaký čas urči-

tě ještě bude kompozitní hete-

rogenní materiál, složený z po-

jiva, plniva a vody. V této čisté

podobě se vyskytoval od samé-

ho počátku svého stvoření, ať

už za něj považujeme stavební

invenci starých Féničanů, Řeků

a Římanů v období před naším

letopočtem, či si jeho zrození

spojujeme se vznikem cementů

portlandského typu v 19. století

našeho věku.

Průmyslová revoluce a rozvoj hospodářství na přelomu

19. a 20. století zvýšily požadavky na stavebnictví, a to jak

kvantitativní, tak i kvalitativní. Beton, jako velmi vhodný pev-

ný, tvárný a odolný materiál, neunikl pozornosti techniků

ve snaze rozšířit způsoby jeho použití. Ruku v ruce s touto

snahou se rozvíjela teorie betonu jak ve vztahu k navrhová-

ní betonových konstrukcí, tak i směrem k modifikacím jeho

složení. Technici, inženýři a experimentátoři poskytovali stá-

le více variant a možností, jak beton použít.

První, možná intuitivní a bizarní, pokusy s použitím přímě-

sí do receptur betonu byly podnikány již na konci 19. stole-

tí. Cestu k použití latentně hydraulických příměsí do betonu

paradoxně ukázala výroba vysokopecních cementů s mle-

tou struskou jako podstatnou součástí. Rovněž vývoj pou-

žití přísad byl iniciován rostoucími požadavky na použití be-

tonu řekněme tekutějšího, lépe a déle zpracovatelnějšího,

možnost zpracovávat beton v extrémnějších podmínkách

zimy a léta, stejně tak jako betonu přepravovaného na del-

ší vzdálenosti.

Legendární, první použitou přísadou na území Koruny čes-

ké byla zřejmě vejce přidávaná údajně do malty při stavbě

Karlova mostu. Tímto krásným mýtem, sdíleným generace-

mi Čechů, otřásl až výzkum při rekonstrukci mostu. Odbor-

níci z VŠCHT v roce 2008, bohužel, žádné stopy po orga-

nických látkách v odebraných vzorcích původní malty ne-

nalezli. Z německého prostředí pochází zase použití mýdla,

respektive mýdlového roztoku do betonu, který se používal

a dodnes bývá používán jako přísada pro odpuzování vody.

V současné době je k dispozici řada ověřených a odzkou-

šených inertních či latentně hydraulických příměsí do be-

tonu počínaje tradiční jemně mletou vysokopecní struskou

a popílkem až po moderní a vysoce účinnou mikro- či do-

konce nanosiliku. Rovněž sortiment přísad je velký a pest-

rý. Kromě základních ztekucujících přísad, sloužících beto-

nu řadu desetiletí, jsou k dispozici moderní superplastifiká-

tory, dále přísady zrychlující či zpomalující procesy tvrdnu-

tí betonu, různá provzdušňovadla, napěňovadla a pro archi-

tektonické účely i barviva.

Rozšiřování možností, jak použít známých přísad a přímě-

sí k získání nových vlastností betonu, je hitem současné vý-

zkumné a vývojové fronty na poli technologie betonu. Tren-

dem je dosahování vysokých a ultravysokých pevností be-

tonu v tlaku. Dále použití maximálních množství příměsí s cí-

lem dosáhnout co nejvyšších odolností betonu proti průsa-

ku tlakovou vodou, působení mrazu a chemické agresivity

a rovněž optimalizovat náklady na výrobu betonu. V obrov-

ském množství nových informací, nápadů a zaručených ře-

šení se někdy jakoby zapomíná na jednu základní funkci be-

tonu, kterou je ochrana výztuže, vázaná na jeho alkalitu, re-

spektive její úbytek v čase.

Rovněž se někdy objevují „zaručená“ řešení, jejichž zaru-

čenost se dokazuje spíše reklamní kampaní než poctivou

důkazní praxí. Vynořují se stoprocentní řešení pro vodotěs-

ný beton pomocí krystalizačních přísad, přičemž se jaksi za-

pomene, že vodotěsnost konstrukce nezaručí jen prostý be-

ton, ale je nutno přihlédnout k omezení šířky trhliny pomo-

cí výztuže s ohledem na zatížení konstrukce. Nebo se na in-

ternetu vynoří protimrznoucí přísada, s kterou může staveb-

ník betonovat bezpečně i při záporných teplotách, aniž by

se stavebníkovi řeklo, že je třeba v takovémto případě uči-

nit i řadu dalších opatření, aby „nezplakal nad výdělkem“.

Dokonce se na trhu objevila i zázračná příměs, která od-

stíní bionegativní působení betonu na člověka uvnitř stav-

by. Bydlím v betonových stavbách po většinu svého dosa-

vadního života a dosud jsem si jeho bionegativního půso-

bení nevšiml.

Přísady a příměsi patří a budou patřit k betonu neodmysli-

telně. Jejich účinek je při rozumném a ověřeném použití vždy

přínosem. Získané výsledky experimentů s použitím přísad

a příměsí v betonu však není dobré považovat za konečné

a automaticky stoprocentně přenositelné do stavebního dí-

la. Při jejich kritické diskusi se nesmí zapomenout na cho-

vání betonu a konstrukce v čase. Beton je materiál, který

na jedné straně získává v čase na pevnosti, na straně druhé

podléhá působení prostředí. Beton se sám o sobě může tr-

vale smršťovat, anebo naopak i zvětšovat při absorpci vody.

V konstrukci společně s ocelí je vystaven cyklickým změ-

nám rozměrů vlivem střídání teplot.

Hledat nové druhy a možnosti použití přísad a příměsí

do betonu je práce potřebná a záslužná. Při této průkopnic-

ké práci je třeba mít vždy na paměti, že přírodní zákony je

možné využívat, ale není možné je obcházet nebo dokon-

ce ignorovat.

Ing. Vladimír Veselý

Ú V O D N Í K ❚ E D I T O R I A L

PŘÍMĚSI DO BETONU ❚ CONCRETE ADMIXTURES


T É M A ❚ T O P I C

Rudolf Hela

Příspěvek pojednává o příměsích do betonu, jejich rozdělení dle EN 206

a charakterizuje nejvíce používané příměsi jako částečné náhrady poji-

vové složky – cementu nebo jako doplnění jemných podílů směsi plniva.

Využívání příměsí do betonu nabylo v posledních patnácti letech výrazně

na významu. Jejich objem v recepturách betonů, všech pevnostních tříd

výrazně vzrostl. Dílem je to z ekonomických důvodů, kdy částečná sub-

stituce cementu zlevňuje cenu betonů, a dílem snahou výrazně zlepšit

vlastnosti čerstvých i zatvrdlých betonů. Uplatnění tzv. vysokohodnot-

ných betonů není bez použití příměsí možné. ❚ The contribution deals

with concrete admixtures, their classification according to EN 206 and

characterizes the most frequently used admixtures as partial substitutes

for binding agents – cement, or as an addition of the proportion of fine

fillers. Using concrete admixtures has gained notable importance over the

past 15 years. Their volume in the concrete formulas of all strength classes

has significantly increased. This is partly due to economic reasons since

partial substitution of cement decreases the price of concrete, and partly

due to the effort to improve the properties of fresh and hardened concrete.

The application of high performance concrete is impossible without using

these admixtures.

Minerální příměsi jsou většinou anorganické látky, které při-

dáváme do betonu za účelem zlepšení vlastností v čerstvém

a zatvrdlém stavu. Tyto látky se vyznačují velikostí částic men-

ší než 0,125 mm a velkým měrným povrchem. Z části se může

jednat o odpady, které ve stavebnictví zpracováváme, což se

pozitivně odráží na jejich ceně, která je většinou výrazně niž-

ší než cena cementu.

Velice důležitou roli hrají minerální příměsi např. při výrobě

SCC. Mezi jejich hlavní pozitiva v čerstvém SCC patří zvyšo-

vání odolnosti proti segregaci, zvyšování pohyblivosti a ho-

mogenity. S rostoucím množstvím jemných příměsí v betonu

také roste potřebné množství záměsové vody, a tudíž i množ-

ství cementového tmele, který je zvlášť důležitý pro obalení

všech zrn kameniva a zajištění správných vlastností čerstvého

SCC. Díky tomuto faktu jemné příměsi započítáváme do ob-

sahu jemných podílů v cementové pastě a bereme jej v úva-

hu při výpočtu vodního součinitele jako poměru mezi zámě-

sovou vodou a součtem všech jemných příměsí v betonu.

ČSN EN 206–1 rozděluje příměsi na dva typy.

Typ I – inertní příměsi

Tento typ příměsí přidáváme většinou pro dosažení hutněj-

ší struktury betonu nebo pro zlepšení reologických vlastnos-

tí čerstvého betonu. Tyto příměsi svým chemickým a minera-

logickým složením netuhnou či netvrdnou ani za přídavku bu-

dičů. Jejich úkolem je zvýšit hutnost struktury směsi a zvýšit

množství jemné cementové malty, a tím přispět k lepší zpra-

covatelnosti betonu, případně změnit barvu betonu. Nejčastě-

ji se jedná o kamennou moučku nebo o barevné pigmenty. Je

však nutné si uvědomovat zvýšenou potřebu záměsové vody

potřebné ke smočení povrchu příměsi.

Do inertních příměsí se částečně řadí i mikromletý vápenec.

Ovšem podle posledních studií se v této příměsi dá pozorovat

určitá reaktivnost, zvláště s rostoucí jemností mletí.

Typ II – aktivní příměsi

Aktivní příměsi jsou látky, které díky svému složení aktivně při-

spívají k vývinu pevnosti cementového tmele. Podle způsobu

působení je dělíme na latentně hydraulické a pucolánové látky.

Latentně hydraulické schopnosti jsou aktivovány účinkem

budičů. Dle povahy budiče dělíme na alkalické (pH > 7) a síra-

nové (vedou ke tvorbě ettringitu). Mezi nejvýznamnější latent-

ně hydraulické látky patří vysokopecní jemně mletá struska.

Pucolánové látky jsou anorganické látky, které samy ne-

tuhnou, netvrdnou, nejsou latentně hydraulické, ale obsahují

amorfní SiO2, který je schopen reagovat s Ca(OH)2 za vzniku

C-S-H gelu. Dle původu je dělíme na přírodní (tufy, trasy, kře-

melina) a umělé (vysokopecní popílky, mikrosilika, jemně mle-

tý cihlářský střep) [4].

Norma ČSN EN 206-1 pro minerální příměsi typu II zavá-

1



dí koncepci k-hodnoty, pro výpočet ekvivalentního vodního

součinitele. Tento ekvivalentní vodní součinitel vypočteme ná-

sledovně ze vztahu (1)

wm

m kmkv

c p+

= , (1)

kde wk je ekvivalentní vodní součinitel při započtení k-hodno-

ty [-], mv je množství záměsové vody [kg], mc je množství ce-

mentu [kg], mp je množství příměsí [kg] a k je k-hodnota závis-

lá na použité příměsi a užitém cementu.

AKTIVNÍ PŘÍMĚSI

Vysokoteplotní (klasické) elektrárenské popílky

Uhlí namleté na jemný prášek, který se vysuší odpadním tep-

lem, je spolu s předehřátým vzduchem vháněno do spalo-

vací komory kotle, kde hoří při teplotě 1 400 až 1 600 °C

(obr. 1). Zbytky po tomto typu spalování jsou struska, která

padá na dno kotle, a úletový popílek, který je unášen spalina-

mi a separován v odlučovačích.

Popílky mají proměnlivé chemické, mineralogické i granulo-

metrické složení podle druhu spalovaného uhlí, lokality, spa-

lovacího procesu a způsobu odlučování z exhalátů.

Elektrostatické odlučovací zařízení využívá sil vznikajících

v elektrostatickém poli při vysokém napětí. Tento typ zaříze-

ní dosahuje odlučivosti až 99 %. Mechanické odlučování pro-

bíhá na tkaninových filtrech, které jsou ze speciálních vláken

vzdorujících vysokým teplotám.

Popílek z černého uhlí má menší variabilitu vlastností a ja-

ko příměs do betonu je vhodnější než popílek z hnědého uh-

lí. Černouhelné popílky většinou obsahují skelné kuličky veli-

kostí podobné zrnům cementu, hnědouhelné popílky mají ne-

pravidelný tvar zrn. Užití popílku jako aktivní příměsi je závis-

lé na jeho reaktivnosti, která je dána množstvím SiO2 ve sklo-

vité fázi. Negativní vliv na reaktivnost mají spalitelné látky, tzv.

ztráta žíháním. Reaktivnost popílku se projevuje velmi poma-

lu, prakticky zjistitelná je po více než 28 dnech, někdy může

jít i o roky. Popílek se používá pro zlepšení reologických vlast-

ností čerstvého betonu, zlepšuje odolnost betonu v chemicky

agresivním prostředí a snižuje cenu betonu, neboť je levněj-

ší než cement, který může zastoupit až z 30 % z hmotnosti.

Norma ČSN EN 450–1 Popílek do betonu charakterizu-

je popílek jako jemný prášek, který je tvořen z malých sklo-

vitých kulových částic vznikajících při spalování práškového

uhlí. Tento vzniklý prášek má pucolánové vlastnosti a je tvo-

řen převážně z SiO2 a Al2O3. Jedná se o částice kulovitého

3

2

Obr. 1 Klasické vysokoteplotní spalování uhlí v elektrárnách [16] ❚

Fig. 1 Conventional coal combustion in thermal power stations [16]

Obr. 2 Struktura popílku ❚ Fig. 2 Fly ash structure

Obr. 3 Fluidní spalování uhlí v elektrárnách [16] ❚ Fig. 3 Fluidized

bed combustion of coal in thermal power stations [16]

Tab. 1 Srovnání chemického složení popílku s cementem, struskou

a mikrosilikou ❚ Tab. 1 Comparison of chemical composition of fly

ash with cement, slag and microsilica

Sloučenina Cement Struska Popílek Mikrosilika

SiO2 [%] 18 až 24 30 až 43 40 až 60 90 až 99

Al2O3 [%] 4 až 8 5 až 18 23 až 24 0,5 až 3

Fe2O3 [%] 1 až 5 0,2 až 3 2 až 16 0,1 až 5

CaO [%] 61 až 69 30 až 50 0,6 až 8,5 0,7 až 2



skelného charakteru o průměru 1 až 150 μm se specifickým

povrchem 200 až 600 m2/kg. Obsah SiO2 se pohybuje oko-

lo 45 %, Al2O3 + Fe2O3 okolo 35 % a CaO 2 až 20 %. Z mine-

ralogického hlediska se jedná hlavně o amorfní SiO2 a mul-

lit (3Al2O3∙2SiO2).

Podle ASTM C618 Standard Specification for Coal Fly Ash

and Raw or Calcined Natural Pozzolan for Use in Concrete

rozlišujeme popílky na dva typy:

• typ F (křemičitý) vzniklá ze spalování antracitu či velmi kva-

litního hnědého uhlí. Složení tohoto typu obsahuje SiO2 +

Al2O3 + Fe2O3 okolo 70 % a CaO méně než 10 % (u nás se

pohybuje do 3 %). Tento popílek má pucolánové vlastnosti

a reakce probíhá za přítomnosti Ca(OH)2;

• typ C (vápenatý), který vzniká spalováním mladého hnědé-

ho uhlí a lignitu. Popílek tohoto typu obsahuje SiO2 + Al2O3

+ Fe2O3 okolo 50 % a obsah CaO je větší než 20 %. Samot-

ný popílek má vzhledem k vysokému obsahu aktivního CaO

hydraulické vlastnosti a nepotřebuje aktivátor.

Jak bylo výše uvedeno, jednotlivé vysokoteplotní popílky

mají proměnlivé chemické složení. V tab. 1 jsou uvedeny prů-

měrné hodnoty chemického složení v porovnání s cemen-

tem, struskou a mikrosilikou.

Nahrazování cementu v betonu popílkem má za následek

snižování vývoje hydratačního tepla a pomalejší nárůst pev-

ností. Nárůst pevnosti v 28 dnech je nižší než u betonu pou-

ze s portlandským cementem. Znatelnější nárůst oproti refe-

renčnímu betonu můžeme pozorovat mezi 28 až 90 dnem.

Jelikož se pucolánové vlastnosti popílku projevují výrazně-

ji až po 28 dnech zrání betonu, vyplňují vznikající hydratač-

ní produkty pucolánových reakcí póry vzniklé při hydrata-

ci do 28 dnů a snižují porozitu betonu a zároveň mění vět-

ší póry na menší. Nezreagovaný popílek v cementové matri-

ci má efekt mikroplniva, díky tomu zlepšuje hutnost cemen-

tové matrice.

Nízkoteplotní (fluidní) popílky

Nízkoteplotní popílky jsou popílky vzniklé při tzv. fluidním spa-

lování (obr. 3), kdy je uhlí nadrceno na částice o velikosti oko-

lo 20 mm a společně s vápencem je přivedeno do spalo-

vací komory fluidního kotle, kde dochází ke spalování při

teplotě 700 až 900 °C. Toto spalování probíhá ve vzno-

su v tzv. fluidním loži, které vzniká proudem vzduchu vháně-

ným zpod vrstvy popela, vápence a inertního písku. Tyto po-

pílky ve většině případů nesplňují požadavky ČSN EN 450-1,

a to vzhledem k vyššímu obsahu volného CaO a SO3.

Vzhledem k tomu, že teploty spalování jsou nižší než při kla-

sickém spalování, je nezreagovaný CaO přítomen ve formě

měkce páleného vápna, a je tedy reaktivní. Pro fluidní popíl-

ky je charakteristický nízký obsah taveniny. U fluidních popíl-

ků se výrazněji projevuje kolísání vlastností, zejména chemic-

kého složení, měrné hmotnosti a ostatních parametrů, způso-

bené nestabilitou spalovacího procesu a variabilitou vlastností

vstupních komponentů (uhlí, odsiřovací činidla).

Fluidní popílky se začínají používat jako jedna z přísad

do cementu a uvažuje se o jejich využití do betonu jako čás-

tečné náhrady klasického popílku. [7]

Křemičité úlety, mikrosilika

Křemičité úlety vznikají jako odpad při výrobě prvkového kře-

míku nebo slitin obsahujících křemík v elektrické oblouko-

vé peci. V peci je ruda pálena společně s uhlím, křemenem

a dřevěnými štěpky. Při vysokých teplotách dochází k odpa-

řování SiO2, který následně kondenzuje.

Křemičité úlety mají světle až tmavě šedou barvu, objemo-

vou hmotností se liší podle druhu dodávky. Dodávají se ja-

ko jemný prášek (OH = 130 až 430 kg/m3), suspenze (OH =

1 300 až 1 400 kg/m3) nebo granulované ve směsi s vodou

a trochou cementu (OH = 400 až 700 kg/m3).

Obsahují 90 až 98 % amorfního SiO2. Tvar zrn je kulový

o průměru (1 až 2) . 10-7 m, při měrném povrchu 15 000 až

25 000 m2.kg-1. Vzhledem ke své jemnosti může vyplňovat

mezery mezi zrny cementu, lépe reagovat a zlepšovat pev-

nosti tranzitních zón na povrchu kameniva. Křemičité úlety

zlepšují také vlastnosti čerstvého betonu. Jejich použitím se

předchází odmísení vody (bleeding) a zlepšuje se čerpatel-

nost. U zatvrdlého betonu se díky lepší hutnosti cementové-

ho kamene zlepšuje odolnost proti vlivům chemického agre-

sivního prostředí, zlepšuje se také odolnost proti smršťová-

ní a vzniku mikrotrhlin. [5]

Pucolánovou reakcí dochází ke snižování pH v cemento-

vém tmelu podle rovnice SiO2 + Ca(OH)2 → CSH fáze, pro-

to je optimální dávka křemičitých úletů stanovena maximál-

ním poměrem k cementu na hodnotu ≤ 0,11, aby nedošlo

ke snížení pH pod 11,5, a tím k snížení pasivace ocelové vý-

ztuže. [6]

Použití křemičitých úletů má dopady i na další vlastnosti:

• Lepší tvorba krystalizačních zárodků – mikrosilika

urychluje hydrataci cementu během prvních stadií hydra-

tace. Poskytuje krystalizační zárodky, díky nimž se mohou

hydratační produkty z roztoků rychleji vysrážet.

• Lepší obalení částic – mikrosilika zlepšuje obalení čás-

tic plniva, zaplňuje mezery mezi zrny cementu, stejně ja-

ko cement zabírá mezery mezi kamenivem, čímž přispívá

k vytvoření hutnější struktury s menším průměrem vzdu-

chových pórů a menším množstvím pórové vody v struk-

tuře zatvrdlého betonu.

• Zvýšení požadavku na množství záměsové vody –

vzhledem k vysokému měrnému povrchu křemičitých úletů

stoupá spotřeba záměsové vody, která je potřeba pro za-

chování určitého stupně zpracovatelnosti, což vede k de-

gradaci vlastností betonu. Z tohoto důvodu je pro zacho-

vání nízkého vodního součinitele nutné použití superplas-

tifikátorů.

• Chemický účinek – křemičitý úlet je vysoce reaktivní pu-

colán. V hydratujícím cementu reaguje s hydroxidem vá-

penatým za vzniku C-S-H gelu (rychlost této reakce zá-

visí na teplotě). Křemičitý úlet v dostatečné dávce po ča-

Obr. 4 Degradace betonů působením kyseliny mravenčí 5% roztok,

doba působení devět měsíců, obsah mikrosiliky 0, 10, 20 a 30 % z hmot-

nosti cementu (zleva doprava) ❚ Fig. 4 Degradation of concrete by

5% solution of formic acid, period of exposure nine months, the volume

of microsilica in % of cement weight from left to right 0, 10, 20, 30

Obr. 5 Srovnání velikosti částic a) křemičitého úletu a b) nano–SiO2 ❚

Fig. 5 Comparison of particle size of a) micro silica and b) nano–SiO2

4



se vyváže všechen Ca(OH)2. Např. dle zkoumání 50 % kře-

mičitého úletu z dávky cementu vyváže všechen Ca(OH)2

do 14 dnů a při dávce 20 % do 91 dnů [13].

• Modifikace mikrostruktury – hlavním efektem je sníže-

ní porozity tranzitní zóny mezi cementovým tmelem a ka-

menivem, což je nejslabší místo ve většině betonů. Dále mi-

krosilika zlepšuje pevnost vazby mezi cementovým tmelem

a kamenivem, je tak překonán efekt tranzitní zóny jako nej-

slabšího místa v betonu a díky tomu je dosahováno vyso-

kých pevností.

• Pórovitost – mikrosilika činí strukturu cementového tmele

snížením velikosti pórů homogennější. Díky menší velikosti

pórů je beton hůře propustný pro vodu, což vede k zvýše-

ní jeho trvanlivosti.

• Chemické složení pórové vody – křemičitý úlet mění

chemismus hydratovaného portlandského cementu, zvy-

šuje jeho schopnost vázat alkálie a snižuje schopnost vázat

chloridy. Křemičitý úlet také mírně snižuje pH pórového roz-

toku, ale ne do takové míry, aby byla vložená výztuž ohro-

žena korozí.

• Teplota hydratace – křemičitý úlet zvyšuje rychlost hydra-

tace, zejména přispívá k rychlejší hydrataci alitu. Počáteční

vývin tepla je zesílen přítomností aktivního SiO2. [1]

Nanosilika

Velmi zajímavým produktem je nanosilika. Jedná se o synte-

tickou kyselinu křemičitou s podílem amorfního SiO2 více než

99 % a velikostí pevných částic v rozmezí 1 až 50 nm, tedy

o několik řádů menší, než je velikost zrn mikrosiliky. Extrémně

vysoký měrný povrch zaručuje vynikající reaktivitu po přidání

do betonu, a tedy vysokou účinnost.

Nanosilika se dodává buď suchá ve formě sbalků, nebo ja-

ko koloidní suspenze. Druhá zmiňovaná varianta má jednak

větší měrný povrch (80 000 m2∙kg-1) a jednak se lépe rozmí-

chává. Suchá forma dosahuje hodnoty měrného povrchu jen

40 000 m2∙kg-1 a obtížně se ve směsi rozmíchává, čím může

do značné míry přijít o svůj potenciál.

Stejně jako mikrosilika i nanosilika je mimořádně dobrým

pucolánem s obrovským měrným povrchem, resp. malou ve-

likostí částic. Nanočástice se také mohou chovat jako krys-

talizační centra cementových hydrátů, čímž značně urychlu-

jí hydratační reakce, a současně jako nanofiller, vyplňující me-

zery mezi cementovými zrny, a tím ještě více redukující pó-

rovitost. Nanosilika také podněcuje vznik menších krystalů

novotvarů. To má za následek lepší soudržnost částic hmo-

ty a z toho vyplývající zvýšenou odolnost proti vzniku mikro-

trhlin. [15]

Bylo zjištěno, že nanosilika zvyšuje rychlost hydratace trikal-

ciumsilikátu (alit, C3S). Vzorky s 1 až 5 hm. % prokázaly, že

nanosilika ovlivňuje zejména počátek tvorby kalciumhydrosi-

likátového (C-S-H) gelu. Na jeho konečné množství tak vel-

ký vliv nemá.

V C-S-H gelu se také díky nano-SiO2 formují větší silikátové

řetězce, což má opět pozitivní vliv na pevnost kompozitu. Po-

kud porovnáme superplastifikovanou cementovou pastu ob-

sahující nanosiliku se směsí obsahující mikrosiliku (křemiči-

tý úlet), první zmíněná vykazuje vyšší viskozitu s kratší dobou

tuhnutí, a tedy značné zvýšení počáteční pevnosti. Třídenní

tlaková pevnost cementové pasty s 5 hm. % nano-SiO2 by-

la zvýšena o 41 % oproti referenčnímu vzorku. 28denní tlako-

vá pevnost poté dosáhla 25% zvýšení. Na základě provede-

ných zkoušek lze tedy konstatovat, že se zvyšujícím se pří-

davkem nano-SiO2 (mezi 1 až 5 hm. %) dochází k nárůstu

pevností kompozitu.

Bylo zjištěno, že přidáním nanosiliky se velmi výrazně zvy-

šuje pucolánová aktivita elektrárenského popílku. Přídavek

4 hm. % nano-SiO2 pomohl dosáhnout úrovně reakce typic-

ky dosažené po šesti měsících už po 24 dnech. Pucoláno-

vá reakce čistého nano-SiO2 přitom dosahuje po třech dnech

stejné úrovně pucolánové reakce jako elektrárenský popílek

po dvou letech. [15]

Granulovaná vysokopecní struska

Vysokopecní granulovaná struska je latentně hydraulická lát-

ka, která vzniká rychlým ochlazováním tekoucí taveniny zása-

dité strusky, která odpadá jako vedlejší produkt při výrobě su-

rového železa ve vysoké peci. Je-li tavenina rychle zchlazena,

zabrání se její krystalizaci, a tím se stabilizuje její sklovitý cha-

rakter. Rychlé ochlazení má udržet strusku ve skelném stavu,

protože taková má při vhodném složení taveniny latentně hyd-

raulické vlastnosti.

Po granulaci se musí struska semlít, aby bylo dosaženo po-

třebného specifického měrného povrchu (podobného jako

u cementu asi 350 až 450 m2/kg). Základní parametr pro po-

užití strusky jako neinertní příměsi je její modul zásaditosti:

MCaO MgO

SiO Al Oz=

++

2 2 2

, (2)

5a 5b



kde jednotlivé sloučeniny dosadíme v procentuálním hmot-

nostním zastoupení. Pro strusky používané jako latentně hyd-

raulické látky požadujeme Mz větší než 1. Pokud je modul zá-

saditosti menší než 1, jedná se o strusky kyselé, které použí-

váme pouze jako kamenivo [9].

Struska, podobně jako ostatní druhotné suroviny, vykazuje

proměnlivé chemické složení. Zastoupení jednotlivých složek

je následující: CaO 30 až 50 %, SiO2 30 až 43 %, Al2O3 5 až

18 %, MgO 1 až 15 %, FeO + Fe2O3 0,2 až 3 %, S2- 0,5 až

3 % a MnO 0,2 až 2 % [15].

Alkalická aktivace vysokopecní strusky

Alkalická aktivace hlinitokřemičitých skel je jednou z me-

tod speciální nízkoenergetické výroby. Vysokopecní struska

je hlavním materiálem, který je použit v této technologii, ale

ostatní skelné materiály (např. elektrárenský popílek) mohou

být tímto způsobem též aktivovány. Typickými alkalickými ak-

tivátory je uhličitan sodný (NaCO3), vodní sklo, nebo hydroxid

sodný (Na(OH)2). V závislosti na vstupním materiálu, typu ak-

tivátoru a podmínkách ošetřování vznikají v pojivovém systé-

mu minerály jako C-S-H a C-A-S-H ve velmi hutné a amorfní

formě. Změna poměru A/S a C/S v tomto systému umožňu-

jí vytvoření C-A-S-H gelu, který je dobrým základem pro vznik

zeolitu. [11]

Nejzajímavějšími vlastnostmi takto vzniklého materiálu jsou

vysoká pevnost, velmi vysoká odolnost vůči agresivním roz-

Obr. 6 Postup hydratace cementu v závis losti na čase s jemně mletým

vápencem [13] ❚ Fig. 6 Process of hydration of the cement with

finely ground limestone [13]

Obr. 7 2D struktura samozhutnitelné pasty s obsahem mikromletého

vápence a bez něj ❚ Fig. 7 2D structure of self-compacting paste

with and without finely ground limestone

Obr. 8 Vliv množství vápenného prachu na rozlití a pevnost SCC

v tlaku ❚ Fig. 8 Influence of the amount of limestone dust on

pouring and compressive strength of SCC

Obr. 9 Vliv různých druhů minerálních příměsí na vlastnosti čerstvého

SCC [17] ❚ Fig. 9 Influence of different mineral admixtures on the

properties of fresh SCC [17]

6

98

7



tokům a velmi hutná mikrostruktura. Nevýhodou je ale složi-

té hledání optimální dávky aktivátoru a jeho síly, složení akti-

vátoru pro optimální dobu míchání a tvrdnutí. Dalším problé-

mem je návrh vhodného složení pro dobrou zpracovatelnost,

omezení objemových změn, maximální pevnost a vysoká ži-

votnost. [11]

Mikromletý vápenec

Jedná se o minerální plnivo, které se získává mletím drceného

vápence. Tato surovina musí obsahovat více jak 75 % CaCO3

a obsah jílových podílů nesmí překročit 1,2 g/100 g. Zásad-

ními parametry mikromletého vápence jsou granulometrie

a jemnost mletí. Díky snadnému mletí je mikromletý vápenec

v cementové pastě zastoupen ve formě velmi jemných částic,

a tím zhutňuje strukturu cementového kamene. Obecný po-

žadavek je, aby propad sítem 0,063 mm byl větší než 70 %.

Dle normy ČSN EN 206-1 je mikromletý vápenec zařazen

mezi inertní příměsi, tedy nepodílí se na hydrataci cementu.

Slouží pouze jako plnivo a vyplňuje mezery mezi zrny cemen-

tu. Jemná zrna vápence však působí v betonu jako nukleač-

ní centra pro krystaly portlanditu a urychlují hydrataci siliká-

tových a aluminátových fází. Díky tomu mohou ovlivnit počá-

teční nárůst pevností v betonu a celkový stupeň hydratace.

Graf na obr. 6 znázorňuje vliv jemně mletého vápence na

postup hydratace cementu. Křivka C0 obsahuje pouze port-

landský cement, křivka C10 10% náhradu a C20 20% náhra-

du cementu vápencem. Se zvyšujícím se množstvím jemně

mletého vápence se hydratace v počátečních fázích urychlu-

je, ale z dlouhodobého hlediska probíhá hydratace cementu

s mikromletým vápencem pomaleji. [13]

Jemně mletý vápenec se ale nechová jen jako inertní pl-

nivo, protože se dokáže účastnit i hydratačních reakcí. Ze-

jména se jedná o hydrataci trikalciumaluminátu (C3A) ze slin-

ku za vzniku kalciumkarbonátaluminát hydrátu (3CaO.Al2O3.

3CaCO3.32H2O) v cementech s vyšším obsahem C3A. Trikar-

bonát může v pozdějších fázích transformovat na stabilnější

monokarbonát [2].

Na obr. 7 můžeme pozorovat znázornění vlivu mikromle-

tého vápence na hydrataci cementové pasty. V levé čás-

ti je cementová pasta s mikromletým vápencem v hydratač-

ním stupni 0,62 a pórovitosti 10 % a na obrázku vpravo je ce-

mentová pasta bez vápence v hydratačním stupni 0,62 a pó-

rovitosti 17,4 %. Tento jev byl ověřen pomocí rastrovací elek-

tronové mikroskopie a vysokotlaké rtuťové porozimetrie [12].

Graf na obr. 8 znázorňuje vliv vápenného prachu na vlast-

nosti SCC v čerstvém a zatvrdlém stavu ze studie [12]. Opti-

XVII. ERMCO CONGRESSISTANBUL TURKEY

4-5 June 2015

MAINSPONSOR

OFFICIAL SPONSORS

1010

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 ❚ 2 / 2 0 1 5


málních vlastností SCC bylo dosaženo při náhradě 20 % vá-

penného prachu z hmotnosti cementu. Rozlití i pevnosti v tla-

ku do 20% náhrady cementu vápencem rostly a na 20 % na-

bývaly nejvyšší hodnoty. Při větším množství než 20 % rozli-

tí i pevnost razantně klesá a hrozí, že beton ztratí schopnost

samozhutnitelnosti.

Několik studií [14] se zabývalo hledáním vlivu mikromleté-

ho vápence na tvrdnutí betonu. Výsledkem bylo dvojí zjištění.

V první řadě je to „urychlující efekt“. Zrna vápence tvoří zárod-

ky, které zvyšují pravděpodobnost, že se částice rozpuštěné

v CSH srazí a poté rychleji spojí. Tento efekt je patrný pouze

v počátečních stadiích tvrdnutí a po 28 dnech je již zanedba-

telný. Druhým efektem je „pojící efekt“, pokud cement obsa-

huje velké množství hlinité fáze. V tomto případě vznikají hlini-

tokřemičitany, které mají pojící schopnost. [10]

Metakaolin

Metakaolin je produkt typu pucolánu, vyrobený výpalem kao-

linů, kaolinitických jílů a jiných vhodných surovin v teplotním

rozmezí cca 600 až 900 °C. Je schopen reakce s Ca(OH)2

za vzniku hydratovaných kalcium silikátů a aluminátů, kte-

ré mají příznivý vliv na kvalitu a zlepšení fyzikálně-mechanic-

kých a fyzikálně-chemických vlastností betonu. Dochází k zvý-

šení pevnosti, zlepšení nasákavosti a reologických vlastnos-

tí betonu.

Přidaný metakaolin reaguje s krystaly portlanditu – Ca(OH)2,

které mohou být 1 až 5 μm veliké a často jsou soustředěny

uvnitř tranzitní zóny. Metakaolin vytváří s Ca(OH)2 nové hydra-

tační zplodiny, modifikuje pórovou strukturu. Metakaolin rea-

guje s portlanditem pozvolněji než křemičitý úlet a pro úplné

vyvázání Ca(OH)2 potřebuje delší čas. Bylo zjištěno, že v be-

tonu s 15% náhradou portlandského cementu metakaolinem

je původní Ca(OH)2 redukováno na 6 až 24 % hodnoty kont-

rolního vzorku bez přídavku metakaolinu. Pro zreagování veš-

kerého metakaolinu by byla potřeba 20 až 25% náhrada ce-

mentu metakaolinem. [5]

Kamenný filler (kamenné odprašky, kamenná

moučka)

Kamenné odprašky vznikají zachytáváním jemných podílů ka-

meniva (pod 0,125 mm) při drcení kameniva v lomech. Ten-

to materiál je zachycován nejčastěji pomocí suchých mecha-

nických cyklonů a hromadí se v lomu jako odpad. Průměr jed-

notlivých částic kamenných odprašků se pohybuje okolo 0,01

až 0,125 mm a jejich specifický povrch dle Blaina je 150 až

300 m2/kg. Vzhledem k drcení má tento materiál ostrohranná

zrna a jeho velký měrný povrch vyžaduje při přidání do smě-

si zvýšené množství záměsové vody. Vlastnosti těchto odpraš-

ků závisí na vlastnostech výchozí horniny, z které jsou získány.

Graf na obr. 9 znázorňuje výsledky studie [17], v které byl

sledován vliv různého druhu minerálních příměsí na vlastnos-

ti SCC při konstantním vodním součiniteli. Referenční recep-

tura byla tvořena pouze cementem (400 m2/kg), který byl na-

hrazován dávkou 10, 20 a 30 % vápenné (250 m2/kg), čedi-

čové (628 m2/kg) a mramorové moučky (889 m2/kg, vše mě-

řeno dle Blaina). Nahrazením cementu minerálními příměsmi

do 20 % dosahujeme lepších reologických vlastností. Množ-

ství vody potřebné pro správné reologické vlastnosti je závis-

lé na tvaru, distribuci, velikosti a hladkosti povrchu částic po-

užité moučky. Nejlepšího rozlití je dosaženo při 20% náhradě

cementu vápennou moučkou. Tento jev lze vysvětlit nejmenší

plochou povrchu oproti ostatním použitým moučkám, a tudíž

menším množstvím potřebné vody na obalení tohoto povrchu.

ZÁVĚR

Výroba soudobých betonů při užití moderních trendů techno-

logie betonu je nemyslitelná bez používání příměsí do beto-

nu. Jejich rozvoj je zvláště rychlý v posledních dvaceti letech.

Z počátku byly aspekty jejich používání ekonomickým tla-

kem pro snižování dávek hlavně portlandských cementů,

a tím snížení ceny betonu. V současnosti začíná nabývat

na důležitosti i pozitivní vliv příměsí na kvalitu betonů, který

umožnil nástup nových typů betonů (SCC, HSC, RPC ad.).

Některé typy betonů bez adekvátního využití příměsí nejsou

vůbec možné. Jejich využívání má dopad nejen na vývoj no-

vých směrů v technologii betonu a cenu betonu ale i na eko-

logii. Značná část využívaných příměsí pochází z druhotných

surovin či ovlivňuje pozitivně snížení produkce CO2 snižová-

ním objemu portlandských cementů. Tento příspěvek měl

za cíl obeznámit čtenáře v obecné rovině s nejvíce používa-

nými příměsmi pro výrobu betonů.

This paper has been worked out under the project No. LO1408 „AdMaS

UP – Advanced Materials, Structures and Technologies“, supported by

Ministry of Education, Youth and Sports under the „National Sustainability

Programme I“.

prof. Ing. Rudolf Hela, CSc.

Ústav technologie stavebních hmot a dílců

Fakulta stavební VUT v Brně

Veveří 95, 602 00 Brno


Literatura:[1] ČSN EN 206 Beton: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda,

Praha: ÚNMZ, 2014[1] ACI Committee 234, Guide for the Use of Silica Fume in

Concrete 1st ed, Farmington Hills, 2006, 63 p.[2] Lukáš J.: Současné trendy ve stavebnictví, betony speciálních

vlastností, Brno 2007, 98 p.[3] Collepardi M.: The New Concrete, ČBS, edice Betonové stavi-

telství Praha 2009[4] ACI Committee, Mineral Admixtures, ACI Compilation 22,

American Concrete Institute, 2013[5] Alaa M. Rashad: Metakaolin as cementitious material: History,

scours, production and composition – A comprehensive over-view, Construction and Building Materials, Vol. 41, April 2013, pp. 303-31, ISSN 0950-0618

[6] Tafraoui A. et al.: Metakaolin in the formulation of UHPC, Constr Build Mater (2008), www.sciencedirect.com

[7] Byung-Wan J., Chang-Hyun K., Ghi-ho, Jong-Bin P.: Characteristic of cement mortar with nano-SiO2, 2005, www.sciencedirect.com

[8] Ye Quing, Zhan Zenan, Kong Deyu, Chen Rongshen: Influence of nano-SiO2 addition on properties of hardened cement paste, 2005, www.sciencedirect.com

[9] Gengying Li: Properties of high-volume fly ash concrete incorpo-rating nano-SiO2, 2002, www.sciencedirect.com

[10] Tao Ji: Preliminary study on the water permeability and microstructure of concrete incorporating nano-SiO2, 2004, www.sciencedirect.com

[11] Collepardi S., Borsio A., Olagot J., Troli R., Collepardi M., Curzio A.: Influence of nano-sized mineral additions on perfor-mance of SCC, www.encosrl.it

[12] Elfmarkova V., Hunger M., Hela R.: Utilization of limestone quar-ry dust in concrete application, Final report of 5th year material science, Confidential Document form GCC T & P S.A., 2010

[13] Guide for the Use of Silica Fume in Concrete, Reported by ACI Committee ACI 234R-06

[14] Hawkins P., Tennis P., Detwiler R.: The Use of Limestone in Portland Cement, in. A state of the Art Review, EB 227 Portland Cement Association Skokie, Ill. USA 2003

[15] Sobolev K., Sanchez F., Flores I.: The use of nanoparticle admix -tures to improve the performance of concrete, Praha, 2012

[16] www.cez.cz[17] Beeralingegowda B., Gundakalle D. V.: The Effect of Addition

of Limestone Powder on Properties of SCC. Intern. Journal of Innovative Research in Science, Engineering and Technology; Vol. 2, Iss. 9, Sept. 2013; ISSN: 2319-8753

OHLÉDNUTÍ ZA TRENDY SPECIFIKACE BETONU A JEJICH

VÝVOJEM ❚ SOME TRENDS IN CONCRETE SPECIFICATION

AND CONTROL – A REVIEW

1 12 / 2 0 1 5 ❚ 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


Neil Crook

V únoru 1967 byl v časopise Concrete (vydávaném britskou Betonářskou

společností, pozn. red.) publikován článek K. Newmana zabývající se

trendy ve specifikaci a zkoušení betonu a úvahami o dalším vývoji v této

oblasti. Současný článek přináší revizi původního textu ❚ In February

1967, Concrete published an article by K Newman looking at trends in

concrete specification and control and attempted to anticipate future

developments in this area of concrete. Neil Crook of The Concrete Society

reviews the original article.

Ačkoliv se za posledních šedesát let v produkci běžného

konstrukčního betonu až tak moc nezměnilo, publikace CP

116 [1] pro prefabrikovaný beton z roku 1965 vyvolala změ-

ny v rozšiřující se nabídce typů betonů se specifickými vlast-

nostmi, jejichž výroba už byla běžně zvládána. Kladla totiž

zvýšený důraz na potřebu přijetí a rozšíření standardizova-

ných výrobních zkoušek a širší zapojení statistických metod

do vyhodnocování krychelných zkoušek.

Před rokem 1965 byl návrh betonové směsi sestavován

na základě objemových dávek podle poměru 1:n:2n, ale

kvalita a zrnitost použitého kameniva bývala příčinou značně

širokého intervalu, v němž se po celé zemi (UK, pozn. red.)

pohyboval vodní součinitel (w/c) pro formálně stejnou kon-

zistenci. Protože už bylo zřejmé, že vodní součinitel je vý-

znamným faktorem pro zajištění výroby betonu požadované

pevnosti a trvanlivosti, umožnil přechod na specifikaci smě-

si váhovými podíly získání lepších možností řízení její zpra-

covatelnosti, a tudíž i vodního součinitele.

Standardní určování pevnosti betonu z tlakových zkoušek

na krychli zůstalo zavedenou metodou pro stanovení vlast-

ností ztvrdlého betonu a základnou pro návrhová napětí.

Za dostatečné ohlídání vodního součinitele bylo považová-

no určení množství vody v kamenivu a odměření vody přida-

né do míchačky. Pro přesné stanovení obsahu vody v mok-

rém kamenivu byly užívány vlhkoměry, které umožňovaly

dodržovat předepsaný vodní součinitel. Předepsání zpraco-

vatelnosti nebylo obecně považováno za významné, použí-

valo se pouze pro stanovení horních limitů pro kontrolu vod-

ního součinitele.

ZÁKLADNÍ ZKOUŠKY

Základní zkoušky betonu byly obvykle omezeny na zkoušku

konzistence sednutím kužele, zkoušku zhutnění a zkoušky

Vebe pro čerstvý beton a tlakové zkoušky na krychli, zkouš-

ky příčného tahu na válci a zkoušky ohybu na nosnících pro

ztvrdlý beton. Toto dostačovalo pro schválení zkoušek k po-

souzení, zda materiálové složky (druh a množství) a vlastnos-

ti čerstvého a tvrdého betonu naplňují požadavky specifika-

ce a kontrolní zkoušky k zajištění příslušného rozptylu ve vý-

sledku zkoušek (vzorky, výroba, ošetřování a zkoušení krych-

lí), v záměsi (nerovnoměrné promíchání) a mezi jednotlivými

záměsmi (kolísavost kvality materiálu a poměrů v záměsi).

Po zavedení CP 116 množství zkoušek vzrostlo a rozšíři-

lo se také jejich statistické vyhodnocování včetně přijetí sku-

tečnosti, že pevnost náhodně proměnného materiálu, jako

je beton, nemůže být stanovena jako absolutní minimum,

protože vždy bude přítomna pravděpodobnost, že jistý po-

čet prvků nesplní specifikovanou pevnost.

V článku (původním, 1967, pozn. red.) je uveden návrh

na dva stupně betonu, které by mohly být v budoucnosti po-

třebné, první pro obecné použití a druhý pro případy, kdy je

třeba splnit speciální požadavky vyplývající z jeho užití. Úroveň

vzorků a jejich zkoušení by měla odpovídat rozdílným poža-

davkům obou stupňů. Byl rovněž zdůrazněn požadavek zís-

kávání zkušeností a potřeba formální kvalifikace, neboť poro-

zumění „novým“ betonům a jejich vývoji nabývá na důležitosti.

A co se změnilo od roku 1967, kdy byl článek napsán? Po-

jem prefabrikovaný beton už dnes neoznačuje jeden pro-

dukt, ale zastřešuje celou škálu betonových produktů. Na-

vrhování betonových konstrukcí a prvků a specifikace be-

tonu tak, aby vyhověla požadavkům na pevnost a trvanli-

vost, jsou rozděleny do dvou oblastí vztahujících se k od-

povídajícím normám a předpisům. Vliv použití hlinitanových

cementů, účinky ASR na beton, thaumasitová forma sírano-

vého napadení betonu, koroze výztuže, obtížné nebo pro-

blematické podmínky pro beton a řada dalších vlivů a ome-

zení byly od té doby objasněny, vysvětleny a pochopeny

v řadě souvislostí. Vyvolané či požadované změny v recep-

turách betonu zvyšují spolehlivost jeho návrhu na projek-

tem požadovanou životnost. Užití příměsí do cementu a pří-

sad do prakticky všech druhů betonů umožnilo, aby navrže-

ný materiál vyhovoval jak z hlediska mechanických vlastnos-

tí konstrukčním požadavkům, tak z hlediska odolnosti půso-

bení daného prostředí.

NAVRHOVÁNÍ

Současné navrhování železobetonových konstrukcí a prv-

ků je založeno na principech mezních stavů. Požadovaná

pevnost 100 MPa není už výjimečná, úroveň zcela nepřed-

stavitelná v roce 1967 byla dosažena. Byla stanovena jasná

a přesná pravidla pro odebírání vzorků a jejich zkoušení pro

všechny typy betonů, neústupně stanovující povinnost pro

všechny dodavatele transportbetonů prokazovat shodu do-

dávaného materiálu se specifikací. Zkoušky rozlití a zkouš-

ky na krychlích stále zůstávají základními, ale pro nové a po-

stupně častěji užívané betony, např. samozhutnitelné betony,

musely být vyvinuty nové zkoušky k prověřování jejich vlast-

ností zejména v čerstvém stavu.

V posledních letech je však pro vzdělávání a „trénink“ no-

vých betonářských technologů méně příležitostí. Vzniká tak

situace, kdy rostoucí požadavky směřují na snižující se po-

čet odborníků. Výsledkem současného stavu, kdy obor

opouštějí „zkušení a věrní“ s množstvím znalostí získaných

během let, může vbrzku být nedostatek připravených od-

borníků, kteří by nastoupili na jejich místa.

Redakce děkuje vydavatelství časopisu Concrete za svolení k otištění

českého překladu článku a k zveřejnění původního článku z roku 1967

v anglickém originále na webových stránkách časopisu www.betontks.cz.

Literatura:

[1] British Standards Institution, CP 116, The structural use of pre-

cast concrete, BSI, London, 1969, v současnosti už neplatná


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

Robert Coufal, Jan L. Vítek,

Kristýna Chmelíková

Ochrana podzemních částí staveb proti vodě

a vlhkosti se řeší různými způsoby. Podle způso-

bu zajištění konstrukce proti pronikání vody a vlh-

kosti se konstrukce nazývají jako černá (asfaltové

pásy), hnědá (bentonitové rohože) nebo bílá

(vodonepropustná betonová konstrukce) vana.

V některých případech se opatření kombinují.

Vzhledem k tomu, že vodonepropustnost bílé

vany je zajištěna pouze betonovou konstrukcí,

je nutno věnovat zvýšenou pozornost návrhu

konstrukce, technologii betonu i vlastnímu pro-

vádění. Technologii betonu pro konstrukce bílých

van je věnován tento článek. ❚ Protection of

the underground constructions against water and

humidity is solved in several ways. In dependence

on the way of protecting constructions against

water and humidity the constructions are called

as black (asphalt sheets), brown (bentonitic mat)

or white (waterproof concrete construction) tank

(box). In some cases the protecting methods

are combined. Since the waterproof function

of the white tank is ensured just by a concrete

structure, it is necessary to pay closer attention

to the construction design, concrete technology

and execution of construction. This article

focuses on concrete technology for white tanks.

VODONEPROPUSTNÉ

KONSTRUKCE

Vodonepropustnou konstrukci lze chá-

pat jako jednotlivé monolitické železo-

betonové konstrukce (desky, stěny),

spojené těsnícími prvky (těsnící plechy,

profily) v pracovních sparách. Případné

poruchy bílých van (průsaky) jsou nej-

častěji způsobeny vznikem vodopro-

pustných trhlin (návrh, technologie), vo-

dopropustnou pracovní spárou (prová-

dění, technologie) nebo plošným prů-

sakem hmotou betonu (návrh, tech-

nologie). Je tedy vidět, že technologie

betonu může ovlivnit vznik všech typů

poruch vodonepropustné konstrukce.

Navrhování bílých van není v České

republice normalizované, využívají se

proto zahraniční směrnice, případně

jejich překlady.

Aby bílá vana (obr. 2) správně plni-

la svou funkci, je třeba, aby byly správ-

ně navrženy tvar a tloušťka konstruk-

cí. Při návrhu tvaru konstrukce je nutno

1

2

TECHNOLOGIE BETONU PRO VODONEPROPUSTNÉ

KONSTRUKCE – BÍLÉ VANY ❚ CONCRETE TECHNOLOGY

FOR WATERPROOF STRUCTURES – WHITE TANKS



omezit případná koncentrovaná napě-

tí v místech změny tloušťky nebo výš-

kové úrovně spodní stavby. Omezit na-

pětí lze např. náběhy v konstrukci nebo

kompresními prvky. Tloušťka konstruk-

ce závisí na výšce vodního sloupce

a na třídě požadavku v případě TP ČBS

02 (překlad Rakousko), nebo na třídě

namáhání, typu konstrukce a způso-

bu provedení v případě WU směrnice

(Německo). Obecně lze říci, že tloušťky

monolitických železobetonových kon-

strukcí se pohybují od 300 mm při po-

užití TP ČBS 02 a od 240 mm pro stěny

za přítomnosti podzemní vody při pou-

žití WU směrnice.

Pro správnou funkci bílé vany je roz-

hodující správný koncepční návrh, tj.

uspořádání konstrukce, vyztužení, těs-

nění spár a postup výstavby. Účelem

vhodně navrženého vyztužení je za-

mezit vzniku trhlin, pokud je to možno,

případně rozdělit trhliny na vodonepro-

pustné trhliny s menší šířkou. Pro vy-

ztužení konstrukce se nejčastěji pou-

žívá klasická prutová výztuž, nicméně

v některých případech svislých kon-

strukcí lze prutovou výztuž plně nahra-

dit výztuží rozptýlenou. Návrh vyztuže-

ní se provádí na vnější zatížení a na vy-

nucená namáhání (smrštění a hydra-

tační teplo), přičemž názorů na způsob

návrhu výztuže je více (dle použitého

předpisu nebo směrnice).

Je patrné, že technologie betonu

nám ovlivňuje vynucená namáhání

a dobře navržený beton dokáže snížit

riziko vzniku trhliny nebo zmenšit jejich

šířku. Minimalizovat napětí lze i pro-

vedením řízených trhlin v konstrukci

(ve stěnách), které jsou ošetřeny těsní-

cím prvkem (např. křížový plech). I při

správném návrhu konstrukce a správ-

ně navrženém betonu ale nelze vodo-

propustné trhliny v konstrukci s jisto-

tou vyloučit. Oproti průsakům přes po-

ruchy povlakové izolace lze ale poru-

chy v bílé vaně poměrně snadno loka-

lizovat a sanovat.

Pracovní spáry se nejčastěji těsní

pomocí těsnících plechů (obr. 3) ne-

bo spárovými těsnícími pásy z PVC.

V obou případech se musí použít buď

v souladu se zkušenostmi stavební fir-

my, nebo dle detailu dodavatele těs-

nícího systému a je vhodné detail od-

souhlasit předem mezi účastníky vý-

stavby. Správná funkce těsnících prv-

ků závisí na technologicky správném

provedení. Prvky musí být dobře obe-

tonovány, musí být dostatečně hlubo-

ko ukotveny a musí být správně prove-

deno jejich napojení.

SPECIF IKACE BETONU PRO BÍLÉ

VANY

Beton je v současné době v České re-

publice specifikován a vyráběn podle

normy ČSN EN 206 (platná od 6/2014)

[3] nebo dle ČSN EN 206-1/Z4 (do kon-

ce přechodného období, tj. do 9/2015)

[4]. Zároveň je v přípravě doplňková nor-

ma s označením ČSN P 73 2404 [5],

která bude v platnosti současně s ČSN

EN 206. Platnost této doplňkové normy

se předpokládá od 5/2015.

Ze specifikace betonu podle uvede-

ných norem ovšem nelze poznat, že

beton je určen pro vodonepropustnou

konstrukci. Jsou zde sice požadavky

na maximální průsak tlakovou vodou,

ale spíše jako parametr trvanlivosti be-

tonu v daném prostředí. Další parame-

try, jako je smrštění nebo vývin hydra-

tačního tepla, jsou řešeny pouze ne-

přímo, např. formou předepsání ty-

pových (normalizovaných) betonů (TP

ČBS 02).

Dokumentem, který se této temati-

ce věnuje, jsou např. Technická pra-

vidla ČBS 02 – Bílé vany – vodotěs-

né betonové konstrukce [1]. Tento do-

kument je překladem rakouské směr-

nice Vodotěsné betonové stavby – bí-

lé vany a je zajímavým podkladem pro

návrh konstrukce a složení betonu. Ta-

to pravidla specifikují třídu požadav-

ků na vodotěsnost vnějších stěn, zá-

kladových desek a stropů (As, A1–4),

kde je stanoven výsledný vzhled povr-

chu betonu a posuzování případných

vad. Dále je zde stanovena třída tla-

ku vody W0–4. Z těchto dvou okrajo-

vých podmínek stanovíme konstrukč-

ní třídu pro bedněné železobetonové

stavební díly Kons, Kon1 a Kon2. Tyto

konstrukční třídy nám předepisují kro-

mě konstrukčních požadavků i norma-

lizovaný beton BS 1–3, který je ještě

dělen do podskupin BS1 A–E a BS2

A, C. Pro tyto normalizované betony

jsou stanoveny požadavky na složení

a vlastnosti.

Pro příklad je v tab. 1 uveden norma-

lizovaný beton BS1 A ve srovnání s po-

žadavky normy ČSN EN 206 a ČSN

EN 206-1/Z4 pro normalizovaným be-

tonem daný stupeň vlivu prostředí.

Takto označené normalizované betony

se poslední dobou již v projektech vy-

skytují. Toto způsobuje určité problé-

my, protože se jedná o překlad rakous-

ké normy, kde se počítá s jinými vstup-

ními materiály (např. s cementem bez

C3A). Dalším problémem je, že směrni-

ce koliduje s normami, podle kterých je

beton v ČR vyráběn (např. v předepsa-

ném množství cementu). V letním po-

časí je zase bez chlazení těžko dodrži-

telná maximální teplota čerstvého be-

tonu 22 °C. Na druhou stranu je směr-

nice z hlediska maximálního průsa-

3

Obr. 1 Plavené tunely metra v Praze

Holešovicích ❚ Fig. 1 Floated tunnels

of Prague metro in Holešovice

Obr. 2 Bílá vana rezidence Na Farkáně

❚ Fig. 2 White tank of residence

Na Farkáně

Obr. 3 Těsnící plech zabetonovaný

v pracovní spáře ❚ Fig. 3 Waterproofing

metal sheet in construction joint



ku a maximálního vodního součinitele

poměrně benevolentní. Složení beto-

nu dle směrnice je totiž navrženo spíše

s ohledem na minimalizaci vynucených

namáhání (smrštění a hydratační teplo).

Dle již neplatné normy ČSN 73 1209

– Vodostavebný betón se betony podle

masivnosti konstrukce dělily na masiv-

ní a středně masivní beton (M) a na hru-

bostěnný a tenkostěnný beton (H). Z to-

hoto označení vycházel požadavek

na nízký vývoj hydratačního tepla. Dále

se nestanovoval maximální průsak, jak

je tomu dnes, ale vodotěsnost betonu.

Ta se lišila dle maximálního tlaku vo-

dy při zkoušce (V2, V4, V8 a V12). Ma-

ximální průsak směl být 80 mm, resp.

do poloviny tělesa, pokud byla tloušťka

menší než 150 mm. Dále se specifiko-

vala odolnost vůči korozi (A1–3), mra-

zuvzdornost (T50–150) a houževnatost

(HB) betonu. Toto byla tehdejší alterna-

tiva k dnešním stupňům vlivu prostředí.

Přesný převod mezi tehdejším a dneš-

ním značením vzhledem k odlišnos-

ti použitých zkoušek není možný. Vý-

hodou značení dle ČSN 73 1209 by-

la jasná specifikace masivnosti kon-

strukce, a tím požadavek na snížený

vývoj hydratačního tepla. Ostatní poža-

davky jsou dnes pokryty stupněm vlivu

prostředí.

Parametry a složení betonu

pro bílé vany

Z tab. 1 je patrné, že jediným parame-

trem dle ČSN EN 206-1 je maximální

průsak tlakovou vodou. Tento parame-

tr se dá považovat jako základní v pří-

padě betonu pro bílou vanu, neplatí

ovšem vždy pravidlo, že čím nižší prů-

sak, tím lepší beton pro účely bílé vany.

Z předepsaného složení pro normalizo-

vaný beton BS1 A je vidět hlavně zá-

měr omezit vynucená namáhání (smrš-

tění autogenní i z vysychání a hydra-

tační teplo).

Teplota betonu během hydratace

V uvedeném příkladu normalizovaného

betonu BS1 A dle TP ČBS 02 [1] je po-

žadavek nepřesáhnout maximální pří-

pustnou hodnotu teploty konstrukční-

ho dílu 45 °C. Cílová maximální teplo-

ta je nižší o dalších 5 °C. Nárůst teplo-

ty betonu během hydratace by měl být

maximálně 13 °C (K).

Na dosaženou maximální teplotu

v konstrukci mají hlavní vliv následují-

cí parametry:

• teplota čerstvého betonu,

• teplota prostředí,

• geometrie konstrukce,

• vývoj hydratačního tepla betonu.

Jediné, co můžeme ovlivnit slože-

ním betonu, je vývoj hydratačního tep-

la při hydrataci. Nejvíce vývin hydra-

tačního tepla betonu ovlivňuje množ-

ství a typ cementu. Cementy s velmi

pomalým vývinem hydratačního tepla

mají v označení písmena LH (low heat).

Všeobecně je vhodné použít cement

s pomalejším nárůstem pevností a niž-

ším množstvím slinku. Další možnos-

tí je použití minimálního množství port-

Tab. 1 Porovnání požadavků na normalizovaný beton BS1 A dle TP ČBS 02, ČSN EN 206

a ČSN EN 206-1/Z4 ❚ Tab. 1 Comparison of demands on standardised concrete BS1 A from

TP ČBS 02, ČSN EN 206 and ČSN EN 206-1/Z4

Požadavky kladené na beton BS1 A

dle TP ČBS 02vzhledem k svp dle ČSN EN 206

vzhledem k svp dle ČSN EN 206-1/Z4

Typové označení BS1 A - -

Stupeň vlivu prostředí XC3,XD2,XF3,XA1 XC3,XD2,XF3,XA1 XC3,XD2,XF3,XA1

Pevnostní třída C25/30 – 56 dní min.C30/37 min. C25/30

Cement podle ÖNORM B 3327-1 max. WT33 bez C3A - -

Nárůst teploty v betonu [K] max. 13 - -

Obsah vzduchu [%] 2,5 až 5 min. 4 min. 4

Celkový obsah vody [l/m3] max 170 - -

Voda/pojivo max. 0,6 - -

Vodní součinitel - max 0,5 max 0,5

Teplota čerstvého betonu [°C] max. 22 - -

Maximální přípustná teplota betonového dílu [°C]

45 - -

Obsah cementu [kg/m3] 240 až 260 min. 320 min. 320

Maximální průsak při kontrolních zkouškách [mm]

50 - 35

Odolnost betonu vůči zmrazování a rozmrazování, při zkoušce dle ČSN 73 1326 – metoda/počet cyklů/odpad [g/m2]

- -A/100/ 1 250,C/75/ 1 250

Obr. 4 Ukládka betonu základové desky

bílé vany ❚ Fig. 4 Concrete placing

to base slab of white tank

Obr. 5 Zpracování betonu základové desky

bílé vany ❚ Fig. 5 Concrete processing

in base slab of white tank

Obr. 6 Průběh teploty v modelu ❚

Fig. 6 Temperature development in a model

of concrete structure

Obr. 7 Chlazení betonu kapalným dusíkem

❚ Fig. 7 Concrete cooling by liquid nitrogen

4 5

1 5



landského cementu a přidání vyššího

množství latentně hydraulické přímě-

si (popílek, struska) přímo do betonu.

Vždy záleží na konkrétních podmín-

kách, zejména na možnostech kon-

krétní betonárny.

Vliv typu cementu je vidět v grafu

na obr. 6, kde je průběh teploty v ča-

se v jádru modelu, který zhruba si-

muluje 1 m silnou desku. V grafu jsou

průběhy teplot betonů C40/50 se stej-

ným množstvím cementu, ale jiného

typu. Betony neobsahují další příměsi.

I přes to, že 90denní pevnosti jsou ob-

dobné, maximální teplota v modelu je

u betonu s cementem CEM III/B zhru-

ba o 14 °C nižší. Maximálních teplot je

dosaženo zhruba v čase 30 až 36 h

od namíchání.

Problémem při specifikaci betonu je

upřesnění požadavku na vývin hyd-

ratačního tepla. Výše uvedené normy

pro výrobu betonů neumožňují speci-

fikovat vývin hydratačního tepla. Zá-

roveň není jednotná metodika zkouše-

ní a v neposlední řadě většina výrob-

ců betonu tyto hodnoty nemá či ne-

zná. V poptávkách se občas vyskytuje

požadavek na „nízký vývoj hydratač-

ního tepla“, což je problematické, pro-

tože nikde není stanoveno, co je běž-

ný a co nízký vývoj hydratačního tepla.

Jediným možným, i když problematic-

kým, způsobem je stanovení maximál-

ní přípustné teploty v konstrukci bě-

hem hydratace [1], zároveň ovšem mu-

sí být stanoveny geometrické parame-

try konstrukce.

S teplotou betonové konstrukce, ale

i se způsobem ošetřování a s teplo-

tou prostředí souvisí teplotní gra dient.

Teplotní gradient (spád) vyjadřuje roz-

díl teplot v jádře a na povrchu be-

tonové konstrukce. Pokud je tento

gradient vysoký, dochází v konstruk-

ci k pnutí způsobenému teplotní roz-

tažností. Jádro, které má vyšší teplo-

tu, se rozpíná více než povrch beto-

nu, což může způsobit trhliny v povr-

chových vrstvách konstrukce. Zejmé-

na pak při ochlazení betonu, který se

nemůže volně deformovat, vznikají vý-

znamná tahová namáhání. Tyto trhliny

mohou následně snižovat trvanlivost

konstrukce.

Gradient se zvyšuje, pokud beton vy-

víjí při hydrataci více tepla, ale také po-

kud je povrch betonu ochlazován ne-

vhodným ošetřováním (kropením stu-

denou vodou) nebo chladným prostře-

dím (zimní období). Proto je vhodné

jednak použít beton s nízkým vývinem

hydratačního tepla (viz výše), ale také

beton chránit před chladným prostře-

dím (zateplením). Z grafu na obr. 6 je

vidět doba, v které hrozí největší pro-

blémy s teplotním gradientem a kdy

by se měla ošetřování věnovat zvýše-

ná pozornost.

V technologických možnostech je

i snížení teploty čerstvého betonu. Je

to ale velmi náročné na vybavení be-

tonáren a betonárny takto běžně vy-

baveny nejsou. Chladit můžeme buď

právě namíchaný čerstvý beton, ne-

bo jeho složky ještě před mícháním.

Na obr. 7 jsou zachyceny autodomí-

chávače, v kterých je beton chlazen

kapalným dusíkem.

V případě chlazení složek před mí-

cháním se nejčastěji chladí pouze vo-

da na teploty těsně nad 0 °C. V přípa-

dě nutnosti intenzivnějšího chlazení se

volí buď použití záměsové vody ve for-

mě ledových šupin, chlazení kameniva

nebo chlazení cementu. Vždy je nut-

né si uvědomit, čeho chceme chlaze-

ním dosáhnout. Pokud nám jde pou-

ze o snížení maximální dosažené tep-

loty, pak je většinou efektivnějším způ-

sobem použití optimalizované recep-

tury (viz výše) než chlazení čerstvého

betonu.

V grafu na obr. 8 je vidět průběh tep-

lot během hydratace na stejném be-

tonu C30/37 (Easycrete), ale zchlaze-

ném s různou intenzitou. Je vidět, že

na tomto modelu, který simuluje cca

1 m silnou desku, se intenzita zchla-

zení projeví stejnou měrou i na maxi-

mální teplotě. Předpoklad ale je, že při

mocnější konstrukci se efekt zchlaze-

ní projeví více.

Objemové změny betonu

Objemové změny, resp. smrštění beto-

nu úzce souvisí s množstvím a šířkou

trhlin v betonové konstrukci. Se snižu-

jícím se celkovým smrštěním se snižují

vynucená namáhání, a tím i riziko trhlin.

Smrštění můžeme rozdělit na následu-

jící základní typy:

• plastické – smrštění vysychajícího,

ještě plastického betonu,

• autogenní – smrštění způsobené

hydratujícím cementem,

• z vysychání – smrštění způsobené

vysycháním ztvrdlého betonu.

Trhliny vzniklé z plastického smrště-

ní se vytvářejí v průběhu tuhnutí beto-

nu, tzn. při přechodu z plastické do tu-

hé fáze. Tyto trhliny jsou způsobeny

rychlým vyschnutím plastického beto-

nu, který není správně ošetřován. Trh-

liny z plastického smrštění jsou typic-

ké pro plošné konstrukce, u kterých je

použit beton s nízkým obsahem vody

(tzn. beton pro bílé vany typický) a kte-

ré se začnou ošetřovat až po zatvrd-

nutí. Odolnost betonu vůči plastické-

mu smrštění lze zvýšit například pou-

žitím vláken. Správné ošetřování beto-

10

20

30

40

50

60

0:00:00

12:00:00

24:00:00

36:00:00

48:00:00

60:00:00

72:00:00

84:00:00

96:00:00

108:00:00

120:00:00

132:00:00

144:00:00

156:00:00

168:00:00

Tepl

ota

beto

nu [°

C]

Čas od namíchání betonu [h]

C40/50 - CEM III/B

C40/50 - CEM I

Teplota vzduchu

6

7



nu je ovšem nutné i v případě použití

vláken.

Autogenní smrštění a smrštění od vy-

sychání mají dlouhodobý charakter.

Metod na měření smrštění existuje vel-

ké množství. Nejvyšší rychlost smrš-

ťování je na začátku zrání betonu.

Pro získání reprezentativních výsled-

ků je nutné s měřením smrštění začít

ihned po uložení betonu. Toto umožňu-

je např. tzv. korýtková metoda, kdy se

beton uloží do korýtka s posuvným če-

lem a pomocí tohoto posuvného čela

se měří objemové změny betonu. Další

vhodnou metodou je měření objemo-

vých změn pomocí tenzometrů, ulože-

ných ve válcích. Touto metodou byly

naměřeny výsledky prezentované dále

v tomto článku.

Naměřené hodnoty smrštění ovlivňu-

jí i další podmínky měření. Zejména jde

o dobu odformování tělesa, dobu ošet-

řování, způsob ošetřování (voda, vlh-

ko, prostředí laboratoře) a teplotu. To

vše má výrazný vliv na průběh smrště-

ní a na jeho absolutní hodnotu. Je ov-

šem problematické říci, kdy se již jed-

ná o hodnotu absolutní.

Na grafu na obr. 9 jsou vidět obje-

mové změny betonu C40/50, ulože-

ného v různých prostředích. Vzorek

uložený v laboratorním prostředí (plná

značka) má standardní průběh smrš-

tění, které se ustálí zhruba ve stá-

ří 1 rok na hodnotě 500 až 550 mik-

rostrainů, tzn. 0,5 až 0,55 mm/m. Dru-

há křivka (prázdná značka) reprezen-

tuje vzorek uložený nejdříve ve 100%

vlhkém prostředí, poté ve vodní láz-

ni a nakonec v laboratorním prostře-

dí. V počáteční fázi grafu je vidět podíl

autogenního smrštění a smrštění z vy-

sychání na smrštění celkovém. Tento

poměr je samozřejmě různý u různých

betonů.

Vodonepropustnost betonu

Míra vodonepropustnosti betonu jako

materiálu je zkoušena dle normy ČSN

EN 12390-8 – Zkoušení ztvrdlého be-

tonu – část 8: Hloubka průsaku tla-

kovou vodou [6]. Tato zkouška probí-

há na krychlích o hraně 150 mm, kdy

na plochu betonu působí voda pod tla-

kem 0,5 MPa po dobu 3 d. Po ukon-

čení zkoušky se těleso rozlomí a je zjiš-

těn maximální průsak vody do beto-

nu. Tento průsak je porovnán s poža-

davky. Dle požadavků TP ČBS 02 [1] je

maximální průsak 50 mm, což je hod-

nota bez problémů splnitelná pro vět-

šinu konstrukčních betonů a požado-

vaná u většiny vlivů prostředí dle ČSN

EN 206-1/Z4 [4]. Vodonepropustnost

betonu je tedy ten nejmenší problém

a není třeba ji vylepšovat speciálními

přísadami.

Ani v případě TP ČBS 02 [1], resp. ra-

kouské směrnice pro bílé vany, nejsou

tyto přísady v požadavcích na norma-

lizované betony uvedeny. Příkladem

může být jedna z nejnáročnějších vo-

donepropustných konstrukcí součas-

ného stavitelství, plavené tunely me-

tra v pražských Holešovicích (obr. 1).

Tyto plavené tunely byly provedeny

z kvalitního betonu, ale bez speciál-

ních přísad, a přesto bez problémů

fungují.

Spornou otázkou je, když se na zá-

kladě těchto speciálních přísad zvyšu-

je návrhová šířka trhliny, a tím se sni-

žuje množství výztuže. Snižujeme tím

spolehlivost konstrukce a zvyšujeme

výskyt trhlin.

ZÁVĚR

Vodonepropustné betonové konstruk-

ce se využívají od malých rodinných

domů, přes bytové a administrativní

budovy až po složité inženýrské kon-

20

30

40

50

60

0:00

:00

24:0

0:00

48:0

0:00

72:0

0:00

96:0

0:00

120:

00:0

0

144:

00:0

0

168:

00:0

0

Tepl

ota

[°C

]

Čas od namíchání [hodiny]

C30/37 Easycrete - bez chlazení

C30/37 Easycrete - zchlazeno na 25°C

C30/37 Easycrete - zchlazeno na 22°C

Teplota prostředí

Obr. 8 Průběh teplot různě vychlazeného

betonu ❚ Fig. 8 Temperature development

in differently cooled concretes

Obr. 9 Smrštění betonu C40/50 v různém

uložení ❚ Fig. 9 Shrinkage of concrete

C40/50 with different curing

Literatura:

[1] Technická pravidla ČBS 02 Bílé vany

– vodotěsné betonové konstrukce,

ČBS ČSSI 2007

[2] Wasser undurch lässige Bauwerke aus

Beton – DAfStB – Richtlinie

[3] ČSN EN 206

[4] ČSN EN 206-1/Z4

[5] ČSN P 73 2404, (platnost se předpo-

kládá od 5/2015)

[6] ČSN EN 12390-8 – Zkoušení ztvrdlého

betonu – část 8: Hloubka průsaku tla-

kovou vodou

8

9

1 7



strukce. V naprosté většině případů

se jedná o spodní stavbu, kde je izo-

lace proti vodě nahrazena betonovou

konstrukcí. Toto řešení šetří náklady

na hydroizolaci, na druhou stranu vy-

žaduje kvalitnější beton, více výztuže,

těsnící prvky a vysokou technologickou

kázeň. V případě poruchy je sanace

vodonepropustné konstrukce jedno-

dušší než sanace poškozené hydroizo-

lace, protože místo poruchy lze identifi-

kovat a přímo opravit. Oproti tomu ze-

jména foliová hydroizolace je nepřístup-

ná a místo poruchy je tedy velmi těžké

dohledat a sanovat.

K betonu pro vodonepropustné kon-

strukce je nutno při návrhu přistupovat

komplexně, ne pouze z hlediska hod-

noty maximálního průsaku. Maximální

průsak je nutno ověřovat, nicméně při

návrhu složení betonu je třeba přihléd-

nout i k dalším důležitým parametrům,

jako jsou vývin hydratačního tepla ne-

bo smrštění.

Použití správného betonu je pou-

ze jednou z mnoha podmínek úspěš-

né rea lizace bílé vany. Kromě vhodné-

ho betonu je nutno konstrukci správně

koncepčně navrhnout, vyřešit pracov-

ní, smršťovací a dilatační spáry a v ne-

poslední řadě je nutno konstrukci tech-

nologicky správně provést. Vzhledem

k velkému množství realizací se jedná

o technologii ověřenou a pro mnoho

objektů vhodnou.

V článku jsou uvedeny některé výsledky

získané při řešení projektu č. FR TI3/531

podporovaného MPO.

Ing. Robert Coufal, Ph.D.

TBG Metrostav, s. r. o.

Rohanské nábř. 68

186 00 Praha 8

tel.: 724 283 989


www.tbgmetrostav.cz

prof. Ing. Jan L. Vítek, CSc., FEng.

Stavební fakulta ČVUT v Praze

Metrostav, a. s.

Koželužská 2450/4, 180 00 Praha 8

tel.: 266 019 461


Ing. Kristýna Chmelíková


tel.: 221 709 707

e-mail: kristyna.chmelikova

@tbg-beton.cz

SÍDLIŠTĚ

SOLIDARITAeditor: Barbora Špičáková

Sídliště Solidarita postavené v období několika málo let po druhé světové válce, jako první pražské sídliště té doby, tvoří unikátní urbanistický ce-lek důležitý v pražském i ev-ropském srovnání.

Solidarita vznikala v rámci poválečného hospodářského plánu, tzv. dvouletky, v letech 1946 až 1948. Hektické ob-dobí, plné poválečného nad-šení a zároveň složitých politických událostí, má na podobě a celkovém pojetí urbanismu i architektury Solidarity významný podíl. V Pra-ze, jako v jiných evropských městech, drama-ticky chyběly byty a sídliště mělo ve velmi krát-ké době poskytnout nové bydlení několika tisí-cům obyvatel.

Návrh Solidarity, v podstatě ve stejné podo-bě, jak ji známe dnes, stál na propracovaných návrzích zkušených architektů Františka Je-cha, Hanuše Majera a Františka Storcha. Ti už před válkou spolupracovali na několika obyt-ných souborech s tematikou sociálního byd-lení a zlevnění výstavby a po válce se angažo-vali v řadě organizací. Pro podobu Solidarity je velmi důležité poučení z principů skandinávské družstevní výstavby.

Už v zadání pro návrh sídliště z roku 1946 by-ly stanoveny určující podmínky: zástavba mu-sí být řešena jako funkční celek s dostatečnou občanskou vybaveností, sadovou úpravou ze-leně a důrazem na typizaci půdorysů. Důleži-

tým bodem bylo zlevnění provozu díky společ-nému ústřednímu vytápění spojenému s vý-stavbou centrální teplárny a společným prá-delnám. Významná byla také finanční podpora a záruky pro stavební družstva od státu.

K poválečným letům, které Solidaritu stači-ly výrazně formovat, patří kromě prvních de-mokratických let i následný nástup komunis-tické strany k moci a začátek totalitního reži-mu v Československu v roce 1948. Tato situa-ce byla u nás ovšem všeobecným jevem a So-lidaritu, zdá se, nezasáhla o nic víc, než tomu bylo jinde.

Vedle kvalitního zadání a návrhu je pro Soli-daritu stěžejní, že se ji podařilo postavit v navr-

hovaném celku včetně kom-pletní občanské vybavenos-ti a vysazení zeleně. Tento „přepych“ zásadně přispívají-cí ke komfortu bydlení nebyl u akcí podobného typu té do-by běžnou součástí jejich do-končení.

Fenoménem Solidarity jsou sociální vazby, které dokáže reálně utvářet. Přívětivé měřít-ko zástavby, občanská vyba-venost určená svou polohou převážně místním reziden-tům, společné zahrady ne-bo dostatek volného veřejné-ho prostoru, to vše umožňu-je funkční sousedské soužití.

Sídliště Solidarita je v kníž-ce představeno formou tří textů s bohatým obrazovým doprovodem. Americká historič-ka architektury Kimberly Elman Zarecor popi-suje dobový kontext Solidarity a jejích archi-tektů v poválečné evropské výstavbě s důra-zem na skandinávské vlivy. Text Evy Novotné nastiňuje samotné počátky vzniku Solidarity: od prvních návrhů po výstavbu sídliště v soubě-hu překotných poválečných událostí. Michae-la Janečková ve svém příspěvku popisuje sa-motnou technologii výstavby řadových i byto-vých domů s použitím staveništních betono-vých prefabrikátů, na svou dobu mimořádnou.

Vedle odborné části je součástí knížky také dvanáct rozhovorů s místními obyvateli, které přináší pohled na kvality i neduhy místního by-dlení. Rozhovory umožňují čtenáři nahlédnout, co konkrétně tento specifický typ městské zá-stavby přináší. Vedle portrétní fotografie dota-zovaných před domečkem či bytem rozhovory doprovází i řada dobových rodinných fotografií zachycených na pozadí sídliště.

Knížku uzavírají fotografie současného stavu sídliště z jara 2014.

Editor: Barbora ŠpičákováFotografie: Dora Kubíčková, Viktor Tuček, Zdeněk VoženílekObrazové podklady: IPR Praha, Státní oblast. archiv Praha, Archiv staveb. úřadu MČ Praha 10, soukromé archivy, VGHMÚř Dobruška, © MO ČR 2014 Grafická úprava a sazba: Adéla Svobodová

Vydal Archiv výtvarného umění, o. s., Kostelec nad Černými lesy v roce 2014, www.artarchiv.czVydání prvníNáklad 600 výtiskůISBN 978-80-905744-2-7Cena: 350,- Kč

1966 1948

VYUŽITÍ VHODNÉ KOMBINACE PŘÍMĚSÍ A PŘÍSAD DO BETONU

NA VÝZNAMNÝCH STAVBÁCH ❚ USING SUITABLE

COMBINATIONS OF CONCRETE DOPANTS AND ADDITIVES

IN SIGNIFICANT STRUCTURES



Tomáš Ťažký, Rudolf Hela,

Martin Ťažký

Článek prezentuje možnosti využití kombinací

pojiv na bázi portlandského cementu a aktiv-

ních příměsí či směsných cementů v kombinaci

superplastifikačních přísad na významných stav-

bách realizovaných v České republice v nedávné

době. V podstatě odráží současný celosvětový

trend alternace tradičního pojivového systému

aktivními příměsmi většinou na bázi druhotných

surovin, což přináší nejen ekonomické úspory

spojené s pozitivním dopadem na životní pro-

středí, ale také ukazuje technologické pokroky

a s tím spojené výhody. Mnoho z těchto sta-

veb by bez využití uvedených materiálů bylo

mnohem náročnější realizovat. ❚ This paper

presents some possibilities of using different

combinations of binders and different admixtures

in constructions of prominent buildings which

have been recently implemented in the Czech

Republic. It basically reflects current global trend

of alternation of the traditional binder system. This

provides not only economic savings associated

with a positive impact on the environment, but

it also shows significant technological advances

and their major benefits. Many of the designers´

requirements would be far more difficult to meet

without the use of these alternative binders.

VÝSTAVBA PROJEKTU NOVÁ

KAROLINA OSTRAVA

Nová Karolina se nachází pouhých

500 m od historického středu města.

Výstavba byla zahájena v centru Ost-

ravy na místě bývalé koksovny (obr. 1),

na ploše cca 32 ha 6. června 2008. Areál

zahrnuje multifunkční centrum, rezi-

denční objekty, kancelářské prostory,

oddechová, zábavní a sportovní zaří-

zení, rozsáhlé parkovací a zelené plo-

chy (obr. 2 a 3). Dvě historické budo-

vy chráněné jako památky průmyslové

architektury jsou zachovány a mají při-

pomínat průmyslovou minulost Karoli-

ny. Ve zrekonstruované podobě budou

poskytovat prostory pro kulturní, spole-

čenské, sportovní a vzdělávací akce pří-

stupné veřejnosti.

Celý projekt byl rozvržen do čtyř etap,

s úplným dokončením v roce 2016. Po-

té by se tato lokalita měla stát nejroz-

sáhlejším projektem regenerace vnitř-

ního města v České republice. Jen ná-

klady na I. etapu se pohybovaly ve výši

7 mld. Kč (byla dokončena v roce 2010).

Celková investice je přes 15 mld. Kč.

Hlavní investor na celkovém koncepč-

ním návrhu spolupracoval s renomo-

vanou nizozemskou architektonickou

kanceláří Rem Koolhaas OMA z Rotter-

damu.

Stěžejní a nejrozsáhlejší byla výstav-

ba největšího obchodního centra v ČR

– Forum Nová Karolina. Přibližná plo-

cha obchodního centra (OC) je cca

58 000 m2 a má dvě podzemní a čtyři

nadzemní podlaží. V říjnu 2008 byla vý-

stavba, v důsledku celosvětové finanč-

ní krize, přerušena a znovu restartována

na přelomu února a března 2010. Vý-

stavba OC byla dokončena a zároveň

i předána k užívání dne 21. března 2012

a dne následujícího již přivítala první ná-

vštěvníky.

Budova OC se nachází na místě, kte-

ré bylo po desítky let využíváno různými

provozy těžkého průmyslu a bylo ovliv-

něno důlní činností. Větší část staveb-

ní parcely prošla v předchozích letech

rekultivací, část ale nikoliv. Při výstavbě

budovy bylo nutné vypořádat se s do-

znívajícími vlivy poddolování, samovol-

ným únikem metanu z podloží, různoro-

dým podložím, základovou spárou cca

5 m pod hladinou spodní vody proudící

ve vrstvách říčního štěrkopísku, velkým

množstvím starých základových kon-

strukcí až do hloubky cca 6 m od teré-

nu, kontaminovanou půdou a kontami-

novanou spodní vodou.

Objekt má pravidelný půdorys o roz-

měrech 170 × 170 m. Obě podzemní

podlaží jsou využita zejména pro pod-

zemní parkoviště. Na části půdorysu je

prostor hypermarketu se zásobovacím

dvorem. V nadzemních podlažích jsou

umístěny převážně obchodní jednotky

a pasáže. Podzemní parking a zásobo-

vací dvůr jsou komunikačně propojeny

dvěma vjezdovými rampami.

Nosná konstrukce budovy byla na-

vržena s ohledem na architektonicko-

-dispoziční řešení, funkční náplň, eko-

nomiku celé stavby, statické požadav-

ky a výrobní technologii jako železobe-

tonový monolitický skelet s částečně

předpjatými průvlaky na větší rozpony.

V půdorysu je objekt rozdělen na pět

dilatačních celků. Ve skeletové kon-

strukci jsou dilatační spáry řešeny po-

mocí kloubů ve stropních konstruk-

cích bez zdvojování sloupů. Zavětrování

všech dilatačních částí je zajištěno ztu-

žujícími stěnami kolem komunikačních

jader, které spolupůsobí s celou nosnou

konstrukcí. Základová deska je navrže-

na a rozdělena na pět dilatačních celků.

Založení stavby bylo navrženo na zá-

kladové desce podporované velkoprů-

měrovými pilotami. Spodní stavba je

izolovaná povlakovou bitumenovou izo-

lací, přesto byla navržena systémem

„bílá vana“ se změkčenými požadavky

na šířku trhlin. V případě defektu v be-

tonu nebo porušení bitumenového pá-

su by pomocí injektážního rastru ha-

diček, které jsou vyvedeny do sloupů,

došlo k clonové hydroinjektáži pouze

jednoho dilatačního celku.

Vzhledem k výše uvedenému se tech-

nologicky nejnáročnější stala betonáž

spodní stavby, a to jak pilotového za-

ložení a podkladního betonu, kdy bylo

nutné se vypořádat s velkou a proměn-

nou agresivitou spodní vody, tak i beto-

náž „bílé vany“. Celou stavbu ještě ovliv-

ňovalo výrazné kolísání hladiny spodní

vody, které zde bývá způsobeno zejmé-

na kolísáním hladiny nedaleké řeky Ost-

ravice během silných dešťů, které přišly

i v době rea lizace (obr. 4).

Beton na stavbu byl dodáván z několi-

ka provozoven dvou dodavatelů.

Betony použité na spodní stavbu

Celá konstrukce je založena ve velice

složitých základových poměrech. Dle

HGP (hydrogeologického průzkumu)

a IGP (inženýrsko-geologického prů-

zkumu) je beton pilot a podkladní beton

vystaven středně agresivnímu chemic-

kému prostředí.

Vysoký byl zejména obsah SO42-, kdy

jeho koncentrace byla cca 1 000 až

2 500 mg/l podzemní vody. Z tohoto

důvodu musel být do betonu použit sí-

ranovzdorný cement CEM III B/S 32,5 N

SVC Dětmarovice, beton použitý do pi-

lot byl navržen jako C25/30; XA2; S3;

Dmax22. Jako podkladní beton byl po-

užit COM, C25/30; XA2; F5; Dmax16,

což je lehce zhutnitelný beton s podob-

nými vlastnostmi jako SCC, který byl

čerpán až na vzdálenost 250 m.

Základová deska (obr. 5) s celkovými

rozměry 170 × 170 m rozdělená na pět

dilatačních celků, byla navrhnuta jako

1 9



bezespárá. V každém dilatačním cel-

ku byl navržen pouze jeden smršťova-

cí pruh o šířce cca 1 m, který byl vždy

zabetonován až před koncem výstavby,

aby bylo maximálně zohledněno smrš-

tění betonu v těchto plochách. Celá

konstrukce byla navrhnuta na celkové

konečné smrštění betonu max. 0,6 ‰.

Při překročení této hodnoty hrozilo vel-

ké riziko porušení pojistné hydroizolace,

která je natavena na podkladním beto-

nu. Beton základové desky byl navržen

se specifikací C25/30; XC3; 90d; S3;

Dmax22 s tím, že všechny mechanické

vlastnosti měly být dosaženy až ve stá-

ří 90 dnů od betonáže.

Požadavky na beton byly následující

– vedle dosažení pevnosti v tlaku i ta-

hu za ohybu ve stáří 90 dnů musel za-

jistit vodonepropustnost s max. hloub-

kou průsaku 35 mm, statický modul

pružnosti min. 31 GPa, max. celkové

smrštění po 120 dnech 0,6 ‰. Jelikož

se jednalo o betonáž masivních prv-

ků v letním období, nesměla být teplo-

ta betonu při hydrataci uprostřed desky

vyšší jak 55 °C. Beton bylo nutné čerpat

až na vzdálenost cca 250 m.

Výzkum a vývoj receptury probíhal

ve spolupráci s VUT v Brně, ústavem

THD. Bylo jasné, že veškeré požadavky

nelze splnit, pokud by beton byl navr-

hován standardním postupem. V tom-

to komplikovaném případě se muselo

vycházet z možností využití kombinací

portlandského cementu a různých typů

příměsí za spolupůsobení účinných su-

perplastifikačních přísad.

V konečném návrhu byla jako nejlepší

hodnocena kombinace cementu CEM I

42,5 R Dětmarovice, velmi jemně mle-

té strusky Dětmarovice a jemně mleté-

ho vápence Carmeuse Mokrá. Jako pl-

nivo bylo použito drobné těžené kame-

nivo frakce 0/4 mm Dětmarovice, hrubé

těžené kamenivo frakce 4/8 mm taktéž

z lokality Dětmarovice, hrubé těžené ka-

menivo frakce 8/16 a 11/22 mm z lokali-

ty Bohučovice. Byla použita kombinace

superplastifikačních přísad na bázi po-

lykarboxylátů (CX Isoflex 833) a na bázi

lignosulfonátu (Isola BV) z důvodu niž-

šího vývinu hydratačního tepla a vod-

ní součinitel byl cca 0,45. Konzistence

betonu byla měřena pomocí Abramso-

va kužele a pohybovala se na betonár-

ně v rozmezí 150 až 165 mm.

Konečné hodnoty sledovaných me-

chanických vlastností ve stáří 90 d se

pohybovaly v rozmezích 38 až 42 MPa

u pevnosti betonu v tlaku, pevnost v ta-

hu za ohybu 4,5 až 5,4 MPa a static-

ký modul pružnosti betonu byl 31 až

33 GPa. Hloubka průsaku tlakovou vo-

dou se pohybovala mezi 7 až 23 mm.

Maximální teplota betonu měřená upro-

střed desky byla 52,3 °C při denní ven-

kovní teplotě 24 °C, konečné smrště-

ní betonu (zaměřeno geodeticky) bylo

v rozmezí 0,45 až 0,55 ‰.

Obr. 1 Areál bývalé koksovny před započetím

výstavby ❚ Fig. 1 Site of a former coking

plant before the start of construction

Obr. 2 Forum Nová Karolina, počítačová

vizualizace [1] ❚ Fig. 2 Forum Nová

Karolina, computer visualization [1]

Obr. 3 Forum Nová Karolina, počítačová

vizualizace leteckého pohledu [1] ❚

Fig. 3 Forum Nová Karolina, computer

rendering of an aerial view [1]

Nová Karolina Ostrava

Hlavní investor Multi Development

Koncepční

arch. návrhRem Koolhaas OMA, Rotterdam

OC Forum Nová Karolina

Projekt a TD K4, a. s., Brno

Generální

dodavatel, vč.

projektové

dokumentace

GEMO Olomouc, spol. s r. o.

Externí

konzultaceVUT v Brně, ČVUT v Praze

Návrh

konstrukcePPP, spol. s r. o., Pardubice

Návrh betonu Fakulta stavební VUT v Brně, UTHD

Dodavatelé

betonu

Cemex Czech Republic, s. r. o.,

provozovny Ostrava–centrum,

Šenov, Dětmarovice, Stonava

Frischbeton, s. r. o., provozovna

Ostrava – Mariánské Hory

Přísady

kombinace superplastifikačních

přísad CX Isoflex 833 na bázi

polykarboxylátů a Isola BV na bázi

lignosulfonátu, výrobce obou

Cemex Czech Republic, s. r. o.

Realizace

červen 2008 až březen 2012

(přerušení výstavby říjen 2008 až

březen 2010)

1 2

3



REKONSTRUKCE

STŘELENSKÉHO TUNELU

Střelenský tunel se nachází na želez-

niční trati Púchov – Hranice na Mora-

vě. Zároveň s rekonstrukcí samotné-

ho ostění tunelu proběhla také obnova

kolejí v úseku státní hranice se Sloven-

skem – Horní Lideč [3, 4, 5 a 6].

První zkušební úsek konstrukce pev-

né jízdní dráhy byl v ČR realizován v ro-

ce 2005 v železničním tunelu Krasíkov

u České Třebové, který byl ovšem pro-

veden starším systémem Rheda 2000.

Rekonstrukce Střelenského tunelu je

důležitou referenční stavbou nejmo-

dernější vysokorychlostní trati pomo-

cí pevné jízdní dráhy a jde o jedinou

svého druhu, která byla vybudovaná

na území ČR během roku 2013.

Stručný popis systému

Stěžejním prvkem systému je pružně

uložený vyztužený betonový prvek pre-

fabrikované výroby o standardních roz-

měrech: délka 5,16 m, šířka 2,4 příp.

2,1 m, a hmotnosti 5 t (podrobně viz

Beton TKS 6/2014, str. 35, pozn. red.).

Každá deska (obr. 7) má osm pá-

rů integrovaných kolejových podpor

v osové vzdálenosti 0,65 m. V podél-

ném směru jsou dva otvory trapézo-

vého průřezu, které slouží k zalití sa-

mozhutnitelným betonem SCC a fixaci

desky do předepsané polohy. Spodní

strana desky a stěny otvorů jsou po-

kryty elastickou vrstvou, která spo-

lečně s pružnými podložkami pod pa-

tou kolejnice zajišťuje nezbytnou de-

formaci pod zatížením a tlumí vznika-

jící hluk i vibrace přenášené do pod-

kladních vrstev.

Prefabrikovaná deska se ukládá

na dřevěné distanční bloky. K přesné

rektifikaci slouží trny, kterými se na-

staví přesná vertikální i horizontální po-

loha před zabetonováním a následně

proběhne postupné vyplnění SCC be-

tonem pomocí otvorů v desce (obr. 8).

Převýšení koleje je zajištěno různou

mocností SCC, jehož tloušťka je nej-

větší pod převýšeným kolejnicovým

pasem a minimální pod pasem vnitř-

ním.

Výhodou uvedeného systému je prak-

ticky bezúdržbová konstrukce s velmi

dlouhou životností, až 80 let, a záro-

veň zachování geometrické a prosto-

rové polohy koleje po celou dobu ži-

votnosti konstrukce. Při použití toho-

to systému je možnost zřízení většího

převýšení kolejí z důvodu vyšší příčné

stability, využití menších poloměrů ob-

louků nebo vyšších rychlostí ve stáva-

jících poloměrech. Je možná i úspo-

ra konstrukční výšky průřezu tunelo-

vé roury u tunelů ražených technologií

Obr. 4 Celkový pohled na staveniště ❚

Fig. 4 General view of the construction site

Obr. 5 Základová deska před betonáží

❚ Fig. 5 Base plate before casting

Obr. 6 Konečná podoba – Forum Nová

Karolina ❚ Fig. 6 Forum Nová Karolina –

final appearance

Obr. 7 Systém ÖBB-PORR, základní deska

❚ Fig. 7 System ÖBB-PORR – base plate

Obr. 8 Řez konstrukcí pevné jízdní dráhy ❚

Fig. 8 Sectional view of a solid railway

construction

1.

1.

1.

1.

1.

7.

3.4.

2.

5.

6.1. Five holes for

2. ÖBB-PORR sl

3. elastomeric la

4. concrete joint

5. rail support se

6. long rail

7. concrete base

1. Five holes for spindles

2. ÖBB-PORR slab

3. elastomeric layer

4. concrete joint sealing compound

5. rail support seat

6. long rail

7. concrete base

4

7

6

5

8

2 1



NRTM (Nová rakouská tunelovací me-

toda). Dochází k eliminaci vibrací, a tím

ke klidnějšímu chodu vozidel a vyšší-

mu komfortu pro cestující.

K nevýhodám systému se řadí vyš-

ší pořizovací náklady než u standard-

ní konstrukce koleje s delší dobou vý-

stavby, vysoké technologické poža-

davky a náročná úprava železničního

spodku na zemním tělese. Problema-

tické je i jeho zřizování na stávajících

tratích při zachování provozu po sou-

sední koleji.

Použitý SCC beton a technologie

jeho ukládání

Dlouhý výzkum a vývoj postupně opti-

malizoval samozhutnitelnou betonovou

směs a také konstrukční metody k do-

sažení jednoduššího a kompletního vy-

plňování tak, aby se eliminoval vznik

dutin a byla zajištěna maximální vazba

mezi deskou a betonovým základem.

Projektantem dodané podklady k po-

žadavkům na vlastnosti SCC byly dle

ra kouské normy ÖNORM B 4710 – 1

Prü fung Beton a bylo nutné převést

veškeré požadavky na českou legislati-

vu a vycházet z dostupných vstupních

surovin. Pokračování článku na str. 22

OCENĚNÍ fib PRO MLADÉ

INŽENÝRY AAYE2015Od roku 2001 uděluje v dvouletém intervalu mezinárodní be-

tonářská organizace fib ocenění AAYE (Achievement Award

for Young Engineers) mladým inženýrům (více viz Beton

TKS 5/2014, str. 59, pozn. red.). Cena pro rok 2015 ve výši

2 000 Euro a certifikát o uděleném ocenění budou vítězům

v obou kategoriích, Výzkum a Projekt a realizace stavby, pře-

dány 18. května na zvláštní slavnostní ceremonii v rámci pro-

gramu fib sympozia 2015 v dánské Kodani.

VÍTĚZOVÉ PRO ROK 2015

V polovině letošního března zveřejnila organizace fib vítěze

soutěže pro rok 2015 vybrané odbornou mezinárodní po-

rotou.

V kategorii Výzkum vybrala odborná porota dva vítěze:

Dr Joao Pedro Santose z Portugalska za jeho PhD práci

„Smart structural health monitoring techniques for novelty

identification in civil engineering structures“ a Dr Yuguang

Yanga z Nizozemska za výzkumnou práci „Shear behavi-

our of reinforced concrete members without shear reinfor-

cement – A new look at an old problem“.

Vítězem kategorie Projekt a realizace stavby se stal Lu-

ca Cargnino z Itálie za svůj podíl na projektu a realizaci sil-

ničního mostu Queensferry Crossing ve Skotsku. Kare Flin-

dt Jorgensenovi z Dánska se porota rozhodla udělit zvlášt-

ní cenu za jeho účast na projektu a realizaci Bella Sky Ho-

telu v Kodani.

zdroj: tisková zpráva fib 6. 3. 2015

ALKALICKÁ REAKCE

KAMENIVAFederal Highway Administration, U. S., Department of Trans-

portation připravil a vydal začátkem roku 2013 zásadní pub-

likaci o problematice AAR – ASR: Alkali-Aggregate Reacti-

vity (AAR) – Facts Book. Publikace se zevrubně věnuje

problematice AAR a jejích podmnožin, jako např. ASR – al-

kalicko-křemičité reakci nebo ACR – alkalicko uhličité reak-

ci kameniv v betonu a jejich následkům a řadě dalších. Au-

toři ve svých textech čerpají z bohatého archívu zkušenos-

tí vedeného v rámci FHWA. Po historickém úvodu o prv-

ních identifikacích těchto typů „vnitřního“ poškození betonu

se diskuze zaměřuje zejména na chemické procesy spojené

s reakcemi, jejich symptomy, používané a vyvíjené zkušeb-

ní metody, prevenci, specifikaci, diagnostiku, prognózování

a zmírnění následků na zasažených konstrukcích.

Publikace je doplněna bohatým obrazovým materiálem

a dlouhými seznamy literatury a referencí za každou kapito-

lou. Publikace je k dohledání na webu a ke stažení ve for-

mátu PDF (Distribution statement: No restriction. This doku-

ment is available to the public through the National Techni-

cal Information Service).

Thomas M. D. A., Fournier B., Folliard K. J.: Alkali-Aggregate Reactivity

(AAR) Facts Book, FHWA-HIF-13-019, March 2013

Dostupná ve formátu PDF je i další publikace FHWA vydaná jako referenční

manuál v lednu 2013 Alkali-Aggregate Reactivity (AAR) – workshops for

Engineers and Practitioners.

Obr. 9 Zabudované železniční

pražce před zalitím SCC ❚

Fig. 9 Built-in railway sleepers

before casting SCC

Obr. 10 Pohled na vjezd

do Střelenského tunelu po uložení

a zmonolitnění panelu od stanice

Horní Lideč ❚ Fig. 10 View

of the entrance to the Střelenský

tunnel from the Horní Lideč

station after the deposit and

monolithing of the panel

10

9



Původně navržený beton byl C25/30/

B3 GK16/SCC (XC3/XD2/XF3/XA1 L /

SB (A)). Doporučené materiály ze sta-

veb v Rakousku byly – CEM II / A-M

42,5 N, příměs Fluamix C, plastifikač-

ní přísada Duriment LZF, provzdušňu-

jící přísada Duriment LP 100, kameni-

vo frakce 0/1, 0/4, 4/8, 8/16 mm. Poža-

davky na čerstvý beton byly: zpraco-

vatelnost max. 60 min od namíchání,

teplota čerstvého SCC ≤ 27 °C, roz-

lití po 10 min od namíchání 600 mm,

obsah vzduchu po 10 min 3 až 5 %

a po 60 min 3 až 5 %, účinné množ-

ství pórů 1,2 %, obsah částic pod

0,125 mm min. 500 kg a pevnost beto-

nu v tlaku po 28 dnech na krychli min.

39 MPa.

Dle původního technického řešení

ukládky betonu se předpokládalo, že

autodomíchávač bude v železniční sta-

nici Horní Lideč naložen na železnič-

ní vagon a zavezen do tunelu, kde bu-

de probíhat ukládka přímo z něj do pa-

nelů. Bohužel nebyla dojednána tak

dlouhá úplná výluka provozu a jedna

kolej musela nakonec zůstat v provo-

zu. Na poslední chvíli tedy došlo k pře-

hodnocení technologie a návrhu uklád-

ky čerpáním betonu na vzdálenost cca

350 m. S čerpáním SCC betonu na ta-

kovou vzdálenost a dodržením veške-

rých reo logických a jiných vlastností

i „za čerpadlem“ bylo bohužel poměr-

ně málo zkušeností. Tato skutečnost

se musela řešit až přímo při realiza-

ci, protože dodavatel betonu s ní ne-

byl předem seznámen. Maximální zr-

no kameniva muselo být zredukováno

z 16 na 8 mm, a tak byl dodáván pou-

ze dvoufrakční beton.

Na stěžejní podbetonování prefabri-

kovaných panelů byl použit beton SCC,

v kterém byl jako pojivo použit směs-

ný struskoportlandský cement CEM II

B/S 32,5 R Horné Srnie. Použitý SCC

beton byl označen dle české legislativy

jako SCC; C25/30; XF3; Dmax 8 mm

s obsahem Cl- max. 0,2 g/m3 beto-

nu. Konzistence betonu byla měřena

pomocí rozlití obráceného Abramso-

va kužele a pohybovala se na betonár-

ně v rozmezí 750 až 820 mm. Jako pl-

nivo bylo použito drobné těžené kame-

nivo frakce 0/4 mm Spytihněv a hrubé

těžené kamenivo frakce 4/8 mm taktéž

z lokality Spytihněv. Použitá superplas-

tifikační přísada byla na bázi polykar-

boxylátů (Dynamon SX14) a provzduš-

ňující přísada Mapeplast PT1, vodní

součinitel byl 0,44.

Vzhledem k občasné vysoké teplo-

tě okolí při betonáži (květen 2013) se

muselo sáhnout i ke kombinaci plasti-

fikačních přísad. Přísada na bázi poly-

karboxylátů (Dynamon SX14) se kom-

binovala s přísadou na bázi lignosul-

fonanu (ISOLA BV), která sloužila v be-

tonu hlavně jako částečný retardér tuh-

nutí betonu, ale nebyla sama schopná

zajistit požadovanou reologii betonu při

nízkém vodním součiniteli.

Betonáž probíhala na stavbě pomo-

cí stabilního čerpadla, které jako jedi-

né mohlo vjet do tunelu. Konzistence

SCC betonu a obsah vzduchu v něm

byly průběžně kontrolovány investo-

rem. Konzistence se „za čerpadlem“

pohybovala v intervalu 600 až 670 mm

a obsah vzduchu byl 4 až 5 %.

Musela být rovněž zajištěna funkč-

ní komunikace mezi stavbou a beto-

nárnou, aby nedošlo k překročení do-

by zpracování, která byla velice přís-

ně hlídána investorem a projektantem,

a také naopak, aby nezůstalo čerpa-

dlo bez betonu, protože by mohlo dojít

k jeho ucpání, což by byl zásadní pro-

blém. Pokud by se celý úsek nedobe-

tonoval, muselo by dojít k jeho úplné-

mu vybourání.

Kontrola úplnosti vyplnění prosto-

ru pod panely byla prováděna vi zuál-

ně. Bednění je od panelů odsazeno

na vzdálenost, která umožňuje vytla-

čení vzduchových kapes, byla tedy

možná kontrola vystoupání betonu nad

spodní hranu panelu.

Rekonstrukce Střelenského tunelu s použitím

Systému ÖBB-PORR

Projekt Porr AG

Dodavatel

betonu

Cemex Czech Republic, s. r. o.,

provozovna Valašské Klobouky

Použité

přísady

Dynamon SX14 – superplastifikační,

na bázi polykarboxylátů, Mapeplast PT1

– provzdušňující, obě od Mapei, a. s.

Isola BV na bázi lignosulfonanu,


ZÁVĚR

Příspěvek je zaměřen na příklady vhod-

ného využití příměsí nebo směsných

cementů a výhod možného kombino-

vání přísad do betonu na již dokon-

čených významných stavbách. Je zde

uvedena jedna realizace, kde byly pří-

měsi dávkovány jako samostatné su-

roviny, a druhá, kde příměs byla dáv-

kována v namíchaném produktu jako

směsný cement.

Zadání vlastností betonů od projek-

tantů a investorů na těchto stavbách

bylo takové, že jejich realizace bez vy-

užití vhodných příměsí a přísad by by-

la mnohem složitější a současně eko-

nomicky náročnější, protože zde by-

ly vyžadovány kombinace protichůd-

ných požadavků na beton. Bez vyu-

žití těchto surovin by nebylo možné

reálně uspokojit současné požadavky,

např. na vysokou dávku pojiva, čerpání

na velkou vzdálenost a zároveň na po-

malý vývin hydratačního tepla, pozvol-

ný nárůst pevností a velkou redukci

smrštění.

This paper has been worked out under the

project No. LO1408 „AdMaS UP - Advanced

Materials, Structures and Technologies“,

supported by Ministry of Education, Youth

and Sports under the „National Sustainability

Programme I“.

Ing. Tomáš Ťažký


Siemensova 2716/2, 155 00 Praha 5




Bc. Martin Ťažký

e.mail: [email protected]

všichni: ÚTHD



Literatura:

[1] Architektonická vizualizace – Forum

Nová Karolina – Multi Development,

2009

[2] http://www.konstrukce.cz/clanek/

zacala-stavba-nove-karoliny/

[3] Mikulášek P.: Rekonstrukce

Střelenského tunelu, Časopis Tunel,

2014, č. 1, str. 63–70

[4] Fenske J., Kuo A.: BA PORR,

Technobau und Umwelt AG, Railway

Division, Vídeň, Rakousko,

Konstrukce pevné jízdní dráhy

systému „ÖBB-PORR“ použití

v tunelech, 16. konf. Železniční

dopravní cesta 2010

[5] Macháček T.: Zřízení pevné jízdní

dráhy systémů ÖBB-PORR

ve Střelenském tunelu. Silnice –

železnice, Česká republika, 2012,

ISSN: 1803 – 8441

[6] Nejezchleb M.: Prezentace ŽPSV OHL

Group – Prvky pro pevnou jízdní dráhu,

železniční pražce z pohledu evropské

legislativy, 2011

NOVÝ PŘÍSTUP K URČENÍ OPTIMÁLNÍ DÁVKY SUPER-

PLASTIFIKÁTORŮ A JEJICH KOMPATIBILITY S CEMENTOVÝMI

MATERIÁLY ❚ A NEW APPROACH FOR THE SATURATION

POINT OF SUPERPLASTICISERS AND THEIR COMPATIBILITY

WITH CEMENTITIOUS MATERIALS

2 3



Emili García-Taengua,

Mohammed Sonebi, Su Taylor,

Liberato Ferrara, Peter Deegan,

Andrea Pattarini

Optimální dávka superplastifikátoru není pro

všechny situace stejná a není stejná ani pro

všechny superplastifikátory. Pro studium

vlivu minerálních příměsí na superplastifikáto-

ry byla sledována reologie cementových past

na základě výsledků zkoušek pomocí Marshova

kužele. Tato studie představuje první krok

k optimalizaci směsí samozhutnitelných beto-

nů (SCC). ❚ The optimum superplasticiser

dosage is not the same in all cases, and is not

the same for all superplasticisers. To study

the effect that mineral admixtures have on

superplasticisers performance, the rheology of

different grouts has been studied using the

Marsh cone. This study represents the first step

towards the optimisation of the self-compacting

concrete (SCC) mixes.

CHARAKTERISTIKA INTERAKCE

SUPERPLASTIF IKÁTORŮ

A MINERÁLNÍCH PŘÍMĚSÍ

Nárůst užívání betonů vysoké užit-

né hodnoty (HPC) během posledních

dvou dekád přitáhl pozornost k jem-

ným materiálům, které slouží jako čás-

tečná náhrada cementu [1]. Užití mi-

nerálních příměsí, např. jemně mleté-

ho vápence jako filleru (LSP), popílku,

mikrosiliky nebo mleté granulované vy-

sokopecní strusky (GGBS), ovlivňu-

je interakci mezi superplastifikátorem

(SP) a cementem [2]. Interakce mezi

minerální příměsí a cementem je sou-

časně ovlivněna i typem a dávkou SP.

Ve výsledku lze jen těžko vysvětlit vliv

interakce mezi příměsí a cementem

na vlastnosti čerstvého betonu, zvláš-

tě jsou-li v systému obsaženy minerál-

ní příměsi [3].

Při zkoušce pomocí Marshova kuže-

le se měří čas, který je zapotřebí, aby

vytekl zvolený objem cementové pas-

ty ústím kužele. Vzhledem k její jedno-

duchosti a snadné vizuální interpreta-

ci výsledků je široce užívána pro vý-

zkum a je zkouškou pro výzkum čas-

to vybíranou.

LSP má obvykle pozitivní efekt na te-

kutost cementové pasty a zpracovatel-

nost čerstvého betonu, a proto umož-

ňuje snížit dávku SP pro dosažení

dobré úrovně zpracovatelnosti [4]. Ne-

lze to však brát za obecně platné pro

kteroukoliv minerální příměs, minerál-

ní moučky zlepšují kvalitativní hodno-

ty betonu, ale někdy mohou snižo-

vat zpracovatelnost, protože jejich při-

dáním do směsi se, vzhledem k jejich

jemnosti, pravděpodobně zvýší poža-

davek na množství vody [5]. Ze složité-

ho systému interakce jednak vzájem-

ně mezi různými minerálními příměsmi

a jednak mezi nimi a SP vyvstává po-

třeba konceptu kompatibility mezi mi-

nerálními příměsmi a SP [2, 6, 7].

Všechny předem uvedené aspekty

zdůrazňují potřebu dalšího výzkumu

v této oblasti obecně stejně jako před-

běžného zkoušení minerálních přímě-

sí a SP v cementové pastě jako první-

ho kroku pro vhodnou volbu poměrů

a optimalizaci návrhu SCC směsí. Vý-

zkum představený v tomto článku na-

bízí nový přístup, který využívá před-

ností výsledků získaných ze zkoušky

pomoci Marshova kužele a zkoumá

kompatibilitu mezi dvěma minerálními

příměsmi (LSP a GGBS) a dvěma su-

perplastifikátory (SP1 a SP2).

EXPERIMENTÁLNÍ PROGRAM

Materiály

Cementová pasta byla připravena z ce-

mentu, LSP, GGBS, vody a SP. Ve smě-

si byl použit cement CEM I 42,5 R vy-

robený v Irsku. Průměrná velikost čás-

tic LSP (d50) byla 9,1 μm a částic

GGBS 13,8 μm.

Tekutost cementových past závisí na

kompozici a účinnosti SP, které se je-

den od druhého liší [7]. Proto je třeba

posuzovat více než jeden produkt. By-

ly tedy použity dva polykarboxyláto-

vé ether–based superplastifikátory SP1

a SP2. Jejich objemové hmotnosti by-

ly 1,06, resp. 1,08 g/cm3. Oba SP jsou

podobné zhlediska obsahu vody (65,

resp. 60 %), ne však z hlediska struktu-

ry polymerů, které obsahují.

Kompozice cementové pasty

Základním zaměřením výzkumu byla

studie vlivu, který mají různé procentuál-

ní obsahy LSP a GGBS na čas průtoku

odpovídajících cementových past ústím

Marshova kužele. Za tímto účelem byly

připraveny a zkoušeny pasty s různým

procentuálním hmotnostním obsahem

pevných složek. Připravené kombinace

jsou uvedeny v tab. 1.

Protože se vliv LSP a GGBS pravdě-

Tab. 1 Procentní zastoupení pevných složek

ve zkoušených kombinacích ❚

Tab. 1 Percentages of solids in the

combinations tested

MaltaCement

[%]

Vápenec

[%]

GGBS *)

[%]

G-0 100 0 0

G-30L 70 30 0

G-25G 75 0 25

G-50G 50 0 50

G-30L35G 35 30 35

*) mletá granulovaná vysokopecní struska

1 2



podobně mění v závislosti na použitém

SP, byly pasty z navržených kombinací

složek vyrobeny dvakrát. První série ob-

sahovala SP1 a druhá SP2.

Poměr vody a pevných složek byl 0,4

ve všech pastách.

Výroba a zkoušení

cementových past

Tekutost všech past byla vyhodnoce-

na na Marshově kuželu podle EN 445

na 7min výtokový čas. Jedná se o ur-

čení doby, po kterou trvá protečení

1,2 l cementové pasty otvorem kuže-

lu o průměru 10 mm po předchozím

7min míchání.

Ve všech případech byla použita vo-

da o teplotě 15 až 18 °C. Protože po -

stup přidávání jednotlivých složek smě -

si do míchačky významně ovlivňuje

spracovatelnost směsi [7, 8], byl pro

přípravu všech zkoušených směsí po-

užit stejný postup. SP rozmíchaný

s vodou byl dávkován do míchačky

před přidáním pevných složek.

ANALÝZA VÝSLEDKŮ:

METODOLOGIE

Určení výtokových křivek

pro pasty

7min výtokové časy získané pro růz-

né dávky SP1 a SP2 vyjádřené pomo-

cí hmotnosti SP vztažené k celkové

hmotnosti pojiva jsou uvedeny v tab. 2

a 3.

Pro všechny zkoušené případy byly

vynesenými experimentálními výsled-

ky proloženy exponenciální křivky vy-

jádřené vztahem

t x abx c

( ) =+

⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟exp

1,

kde x značí obsah SP vyjádřený v pro-

centech hmotnosti pojiva, t(x) je 7min

čas průtoku a a, b a c jsou paramet-

ry získané během „ladění“ vhodného

vztahu. Každá t(x) křivka tak vyjadřuje

křivku průtoku cementové pasty.

Tento přístup nabízí potenciální výho-

dy v případě porovnávání s jinými po-

stupy zvažovanými pro určení saturač-

ního bodu: umožňuje další interpretaci

experimentálních výsledků, protože tři

parametry a, b a c definují pozici a tvar

křivky průtoku cementové pasty. Pa-

rametr a je asymptotický čas průtoku,

a proto informuje o maximálním účin-

ku, který SP může mít na cementovou

pastu určitého složení. Parametry b a c

určují tvar křivky.

Určení optimální dávky

superplastifikátoru

Bod saturace neboli optimální dávka

superplastifikátoru je bod, za kterým

už další přidání SP nemá žádný přínos

[9]. Tento bod je často stanovován vi-

zuálně a existuje řada jeho definic zalo-

žených na sklonu průtokové křivky [7].

Zde je však představena jasnější defini-

ce bodu saturace, nová definice zalo-

žená na účinnosti zvyšujícího se množ-

ství superplastifikátoru. Poté, co je prů-

toková křivka t(x) „vyladěna“ na expe-

rimentální data, je bod saturace ne-

boli optimální dávky SP x* definován

jako bod, za kterým není již zvýšením

dávky superplastifikátoru o 1 % hmot-

nosti pojiva snížen čas průtoku o ví-

ce než 10 s. Toto kritérium je ilustro-

váno na obr. 2. Jeho hodnotu lze ur-

čit ze vztahu

t x t x+( )− ( ) = [s]1 10** .

Hodnoty optimálních dávek x* získa-

né pro SP1 a SP2 společně s odpo-

vídajícími 7min časy průtoků t(x*) jsou

uvedeny v tab. 4.

Tab. 4 Body nasycení a odpovídající časy

průtoků ❚ Tab. 4 Saturation points and

corresponding flow times

Pasta x* t(x*) [s]

SP1

G-0 0,73 62

G-30L 0,68 48

G-25G 0,77 71

G-50G 0,62 76

G-30L35G 0,26 41

SP2

G-0 1,78 63

G-30L 1,22 33

G-25G 1,26 93

G-50G 1,02 114

G-30L35G 1 43

Tab. 2 Výsledky zkoušek pomocí Marshova kuželu pro SP1 ❚ Tab. 2 Marsh cone test results for SP1

Obsah SP [% hmotnosti pojiva]

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

Pasta 7-min časy průtoku [s]

G-0 70 60 56 50 51 56

G-30L 51 54 39 42 38 -

G-25G 77 75 65 64 61 63

G-50G 84 68 70 71 69 65

G-30L35G 34 32 32 31 - -

Tab. 3 Výsledky zkoušek pomocí Marshova kuželu pro SP2 ❚ Tab. 3 Marsh cone test results for SP2

Obsah SP [% hmotnosti pojiva]

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

Pasta 7-min časy průtoku [s]

G-0 174 90 87 - 72 59

G-30L 77 37 38 33 37 -

G-25G 141 - 97 95 89 89

G-50G 161 132 114 110 - 111

G-30L35G 63 46 38 - 39 -

Obr. 1 Marshův kužel (zdroj: norma EN 445,

rozměry v mm) ❚ Fig. 1 The Marsh cone

(source: standard EN 445, dimensions in mm)

Obr. 2 Navržené stanovení bodu

nasycení ❚ Fig. 2 Proposed definition

of saturation point

Obr. 3 Křivky průtoků pro referenční pasty

(100% cement) ❚ Fig. 3 Flow curves

for reference grouts (100% cement)

Obr. 4 Křivky průtoků pro pasty s obsahem

30 % LSP, (% hmotnosti pojiva) ❚ Fig. 4 Flow curves for grouts with 30% LSP

3 4

2 5



VÝSLEDKY A DISKUZE

Účinky SP1 a SP2 na 100%

cementové pasty

Obr. 3 ukazuje křivky průtoku získané

pro referenční pasty (obsah pevných

složek je 100% cement) s přidanými

SP1 a SP2. Bylo pozorováno, že asym-

ptotický čas je velmi podobný pro obě

přísady (a je 48 s pro SP1 a 53 s pro

SP2), a proto jejich ideální, nejlepší pů-

sobení na cementové pasty by mě-

lo být velmi podobné. Avšak tvar těch-

to křivek jasně ukazuje, že SP1 je účin-

nější než SP2, protože čas průtoku pro

určitou dávku SP je pro SP1 nižší než

pro SP2. Dále bod saturace pro SP1

odpovídá nižší přidané dávce než pro

SP2, a proto je optimálního působení

dosaženo cenově výhodněji při použi-

tí SP1 než SP2.

Účinek jemně mletého vápence

(LSP)

Již dříve bylo prokázáno, že použi-

tí jemně mletého vápence v množ-

ství vyšším než 20 % zvyšuje rozptý-

lení všech pevných složek a zlepšuje

kompatibilitu cementu a SP [6]. Pojem

„kompatibilita“ se odkazuje k interak-

ci mezi pojivovým materiálem a super-

plastifikátorem: čím je vyšší kompatibi-

lita, tím tekutější je výsledná pasta. Po-

kud jsou ve směsi použity cement na-

hrazující materiály nebo inertní moučky,

kompatibilita mezi cementem a SP je

pravděpodobně modifikována.

Výsledky zde prezentované jsou

v souladu s předchozími závěry. Obr. 4

ukazuje křivky průtoku získané pro

pasty s 30 % LSP a 70 % cemen-

tu (procenta hmotnosti) v porovnání

ke křivkám past se 100% obsahem ce-

mentu. Je zřejmé, že použití LSP přiná-

ší obecně snížení průtokových časů.

Tato redukce je zvláště významná,

když je použitý superplastifikátor SP2,

který byl identifikován jako méně účin-

ný. Závěrem, oba superplastifikátory

jsou podobně účinné pro dávky nad

0,75 % hmotnosti pojiva, kdy 30 %

pevných složek v pastě je nahrazeno

jemně mletým vápencem. Takže přidá-

ní LSP je vhodné nejen z pohledu teku-

tosti cementové pasty, ale také proto,

že může vyrovnávat případný nedosta-

tek účinnosti superplastifikátoru.

Příčinou uvedených zjištění je skuteč-

nost, že jemně mleté vápence doplňu-

jí nedostatek jemných částic cementu,

zvyšují stabilitu čerstvé pasty a hrají ro-

li lubrikantu mezi relativně hrubými zr-

ny cementu [4].

Účinek mleté granulované

vysokopecní strusky (GGBS)

Obr. 5 ukazuje průtokové křivky past

s 25 a 50% obsahem (procenta hmot-

nosti) GGBS ve srovnání s křivkami

100% cementových past.

Je zřejmé, že nahrazení cementu

mletou granulovanou vysokopecní

struskou má negativní dopad na teku-

tost pasty, obecně zvyšuje průtokový

čas, zejména pokud je použitý super-

plastifikátor SP2, u kterého byla proká-

zána nižší účinnost.

V tomto případě je jasné, že nahra-

zení cementu mletou granulovanou vy-

sokopecní struskou způsobí význam-

nou ztrátu kompatibility mezi cemen-

tem a superplastifikátorem SP2.

Existuje několik závažných aspek-

tů, které mohou vysvětlit negativní do-

pad GGBS na průtokový čas popsaný

v článku. Zaprvé, šupinkovitý charak-

ter částic GGBS může zvyšovat tření

v blízkosti ústí kužele, když pasta vy-

téká z Marshova kužele. Za druhé, je

možné, že rozdíly mezi SP1 a SP2 za-

hrnují skutečnost, že část SP2 je po-

hlcována částicemi GGBS, zatímco

u SP1 se to neděje. Může to být ná-

sledkem různého chemického slože-

ní SP1 a SP2 a je třeba se tomu dá-

le věnovat, např. při hledání možných

změn v potenciálu zeta [10]. A koneč-

ně, pokud je v pastě použito pouze

50 % cementu, zvyšují se průměrné

vzdálenosti mezi cementovými části-

cemi a SP molekulami. A všechny ty-

to aspekty mohou působit dohromady.

Interakce mezi LSP a GGBS

Z výsledků prezentovaných v předcho-

zích odstavcích může být usuzováno,

že užití LSP způsobuje obecně snížení

průtokových časů, zatímco při použití

GGBS byl ověřen opačný účinek. Pro-

to by bylo pochopitelné očekávání, že

se tyto účinky nějakým způsobem vy-

ruší, pokud jsou obě minerální přísady

použity současně.

Avšak není to tak. Průtokové křiv-

ky získané pro pasty, kde byly po-

užity oba fillery, jemně mletý vápe-

nec a GGBS, dohromady s cementem

(35 % cementu, 35 % GGBS a 30 %

LSP, hmotnostní procenta) jsou ukázá-

ny na obr. 6. Je možno pozorovat, že

při použití obou minerálních příměsí se

obecně snižují časy průtoků, bez ohle-

du na použití SP.

Toto chování je následkem mnoha

příčin působících současně, zejména:

• křivka zrnitosti směsi dvou jemných

složek je spojitější než každé slož-

ky zvlášť,

• jsou-li použity obě příměsi, pouze

35 % pevných částic pasty tvoří ce-

ment,

• poměry týkající se rozpustnosti růz-

ných iontů v roztoku cementu a ad-

sorpce SP jsou modifikovány.

Proto lze usuzovat, že účinek těch-

to minerálních příměsí na časy průtoků

není jednoduchý: jsou totiž v interak-

ci nejen s cementem a superplastifiká-

torem, ale i mezi sebou navzájem. Ta-

to interakce se stává výhodnou pro te-

kutost past. Avšak problém není triviál-

ní a nemůže být zobecňován, protože

existuje mnoho odlišných případů, kte-

ré byly popsány v článcích a zprávách

[5]. Proto je, dříve než jsou vynášeny

případné zobecněné domněnky, v prv-

ní řadě nezbytné realizovat předběžné

5 6



zkoušky potřebné ke studiu kompatibi-

lity mezi minerálními příměsmi a super-

plastifikátorem.

ÚČINNOST

SUPERPLASTIF IKÁTORU

VE VZTAHU K OBSAHU

MINERÁLNÍCH PŘÍMĚSÍ

Optimální dávka

superplastifikátoru

Vztah mezi optimální dávkou super-

plastifikátoru (bod nasycení), typem SP

a procentním podílem LSP a GGBS

z pevných složek bývá modelován prů-

měry vícenásobné lineární regrese. Pro

stanovení bodu nasycení SP byl vyvi-

nutý vysoce přesný model (R2 91,6 %).

Je užíván k předběžným propočtům

dávkování jak SP1, tak SP2 v různých

scénářích, dokud tyto v rámci zkouše-

ných intervalů (0 až 30 % LSP a 0 až

50 % GGBS) klesají.

Obr. 7 ukazuje reakční plochy zís-

kané uvedeným modelem. Je možno

sledovat, že, v průměru, bod saturace

SP2 je dvakrát výše než SP1. Jinými

slovy: SP1 je, v průměru, dvakrát tak

účinný jako SP2. V průměru užití 30 %

filleru z jemně mletého vápence způso-

bí 30% průměrné snížení bodu satura-

ce a užití GGBS způsobí průměrné sní-

žení o 40 %.

To je významné z pohledu ceno-

vé efektivnosti superplastifikátorů.

Oba použité superplastifikátory, SP1

a SP2, mají podobnou jednotkovou

cenu. Výběr SP1 implikuje snížení ná-

kladů za použitý superplastifikátor až

o 50 % na optimální dávce a použi-

tí LSP vytváří prostor pro další snížení

nákladů bez ústupků v účinnosti, do-

kud náklady v důsledku spotřeby LSP

nejsou větší, než snížení nákladů vyvo-

lané snížením spotřeby SP. Na zákla-

dě těchto podkladů je možné připra-

vit ekonomickou optimalizaci cemen-

tových past, v extrapolaci i samozhut-

nitelného betonu.

Průtokové křivky a optimální

průtokové časy

Čas průtoku odpovídající bodu nasy-

cení SP je vztažen k jeho nejúčinněj-

ší koncentraci ve směsi, dále už nemá

význam zvyšovat použitou dávku SP.

To se vztahuje k typu superplastifikáto-

ru a procentnímu podílu LSP a GGBS

z obsahu pevných složek (R2 99,3 %).

Odvozené vztahy jsou zřejmé z obr. 8.

Některé specifické aspekty stojí za to

zdůraznit.

Prvním z nich je skutečnost, že typ

plastifikátoru ovlivňuje účinek minerál-

ní příměsi na průtokový čas. Pozitivní

vliv LSP na čas průtoku je vždy výraz-

ný, ale zvláště, když je použit SP2. Pro-

tože tento byl během popsaného vý-

zkumu indentifikován jako méně účin-

ný, může být tato skutečnost vysvětlo-

vána příspěvkem LSP ke kompatibilitě

systému cement – SP.

Užití GGBS až do 50% podílu pev-

ných částic v pastě neznamená žádné

významné rozdíly ve srovnání se 100%

cementovou pastou, pokud je použitý

SP1, který se jeví jako vysoce kompa-

tibilní s cementem. Na druhou stranu,

pokud je použitý SP2, náhrada 50 %

cementu GGBS znamená, že čas prů-

toku se při optimální dávce SP zdvoj-

násobí.

Metodologie popsaná v článku má

velký potenciál jako nástroj k popsá-

ní interakce mezi superplastifikátorem

a minerálními příměsmi (obr. 9 a 10).

Reakční plochy vynesené v obrázcích

jsou zobecněné průtokové křivky. Kaž-

dá plocha umožňuje předběžně stano-

vit čas průtoku, který by byl určen ze

zkoušky Marshovým kuželem (a z to-

ho tekutost cementové pasty) pro ja-

koukoliv dávku SP a obsah minerál-

ních příměsí. Na obr. 9 jsou vyneseny

reakční plochy pro SP1 a na obr. 10

pro SP2. Podobné plochy, které lze

sestavit pro jakýkoliv superplastifikátor

a minerální příměsi, jsou dobrou obra-

zovou pomůckou pro zjišťování kom-

patibility mezi nimi, která soustřeďu-

je množství užitečných informací, kte-

ré mohou být využity pro předběžné

stanovení tekutosti cementových past

za různých okrajových podmínek.

Interakce mezi obsahy LSP a GGBS

má významný vliv na čas průtoku. Lze

sledovat, že v případě 30% obsahu

LSP v pastě nemá obsah GGBS vý-

7

9

8

10

2 7



znamný vliv na průtokové časy. Na-

opak, pokud je pasta vyrobena bez fi-

lleru z jemně mletého vápence, zvyšující

se obsah GGBS jasně zvyšuje průtoko-

vé časy při optimálních dávkách super-

plastifikátoru. To posiluje přesvědčení,

že užití jemně mletého vápence jako fi-

lleru v 30% dávkách podporuje kompa-

tibilitu systému cement – přísada.

ZÁVĚRY

V článku je popsána studie kompatibili-

ty rychlého cementu, dvou minerálních

příměsí (LSP a GGBS) a dvou super-

plastifikatorů (SP1 a SP2) realizovaná

pomocí zkoušek průtokového času ce-

mentových past na Marshově kuželu.

Byla navržena exponenciální závis-

lost pro analytické vyjádření získaných

průtokových časů ze zkoušek na Mar-

shově kuželu.

Byla navržena nová definice účinnosti

SP vycházející z bodu nasycení neboli

optimální dávky SP.

Ve svých nejlepších účincích jsou si

SP1 a SP2 podobné. Avšak SP1 je

účinnější a kompatibilnější s minerální-

mi příměsmi než SP2.

Přidání LSP má pozitivní vliv: zlepší

nejen tekutost pasty, ale současně vy-

rovnává možnou nedostatečnou účin-

nost SP.

Nahrazení cementu GGBS má nega-

tivní dopad na tekutost, obecně zna-

mená zvýšení časů průtoků, zvláště je-

-li použit SP2.

Nahrazení cementu z 30 % LSP

a současně z 35 % GGBS se ukáza-

lo mnohem lepší než při použití pouze

GGBS jako náhrady, bez ohledu na typ

použitého SP.

Účinek minerálních příměsí jako LSP

a GGBS na tekutost past není jedno-

duchý. Příměsi vstupují do interakce

nejen s cementem a SP ale také vzá-

jemně mezi sebou.

This research has been made possible by

the funding received from the European Union,

as part of the FP7-PEOPLE-2012-IAPP project

„EiroCrete: Development of sustainable, lower

carbon, pre-cast concrete infrastructure“.

The authors wish to thank their industrial partners

as well: Banagher Precast Concrete (Ireland)

and Azichem (Italy).

Dr Emili García-Taengua

Queen’s University of Belfast, UK


Dr Mohammed Sonebi



Prof. Su Taylor



As. Prof. Liberato Ferrara

Politecnico di Milano, Italy


Peter Deegan

Banagher Precast Concrete Ltd, UK


Andrea Pattarini

Azichem, Italy


Článek byl poprvé publikován v časopisu BFT

International, 10-2014, str. 44-53. Redakce

Beton TKS děkuje všem autorům a redakci

časopisu BFT International za laskavé svolení

k přetisku českého překladu článku.

Obr. 5 Křivky průtoků pro pasty s 25 a 50 %

GGBS, (% hmotnosti pojiva) ❚ Fig. 5 Flow

curves for grouts with 25% and 50% GGBS

Obr. 5 Křivky průtoků pro pasty s 30 % LSP

a 35 % GGBS, (% hmotnosti pojiva) ❚

Fig. 6 Flow curves for grouts with 30% LSP

and 35% GGBS

Obr. 7 Bod nasycení pro SP1 (modře)

a SP2 (červeně), vztaženo k obsahu LSP

a GGBS ❚ Fig. 7 Saturation point for SP1

(blue) and SP2 (red) related to LSP and GGBS

contents

Obr. 8 Časy průtoků při optimálních

dávkách SP1 a SP2, vztaženo k obsahu LSP

a GGBS ❚ Fig. 8 Flow times at optimum

dosage of SP1 and SP2 related to LSP and

GGBS contents

Obr. 9 Časy průtoků pro různé dávky SP1

a GGBS s a bez přidání LSP ❚ Fig. 9 Flow

times for different SP1 and GGBS contents

with or without LSP

Obr. 10 Časy průtoků pro různé dávky

SP2 a GGBS s a bez přidání LSP ❚

Fig. 10 Flow times for different SP2

and GGBS contents with or without LSP

Literatura:

[1] Ferraris C. F., Obla K. H., Hill R. (2000):

The influence of mineral admixtures on

the rheology of cement paste and con-

crete, Cement and Concrete Research,

31, 245–255

[2] Burgos-Montes O., Palacios M.,

Rivill P., Puertas F. (2012): Compatibility

between superplasticizer admixtures

and cements with mineral additions,

Construction and Building Materials,

31, 300–309

[3] Nehdi M., Mindess S. (1996):

Optimization of high strength

limestone filler cement mortars,

Cement and Concrete Research,

26(6), 883–893

[4] Nehdi M. (2000): Why some carbonate

fillers cause rapid increases of viscosity

in dispersed cement-based materials,

Cement and Concrete Research, 30,

1663–1669

[5] Sonebi M. (2001): Factorial design

modelling of mix proportion parame-

ters of underwater composite cement

grouts, Cement and Concrete Research,

31, 1553–1560

[6] Jolicoeur C., Simard M. A. (1998):

Chemical Admixture-Cement

Interactions: Phenomenology and

Physico-chemical Concepts, Cement

and Concrete Composites, 20, 87–101

[7] Agulló L., Toralles-Carbonari B., Gettu R.,

Aguado A. (1999): Fluidity of cement

pastes with mineral admixtures and

superplasticizer – A study based on

the Marsh cone test, Materials and

Structures, 32, 479–485

[8] Bapat J. D. (2012): Mineral Admixtures

in Cement and Concrete, ed. by CRC

Press, 310 pp.

[9] Neville A. M. (2011): Properties of

Concrete (5th edition), ed. by Pearson,

846 pp.

[10] Plank J., Hirsch C. (2007): Impact of

zeta potential of early cement hydration

phases on superplasticizer adsorption,

Cement and Concrete Research, 37(4),

537–542

VÁŽENÍ ČTENÁŘI ,

číslo časopisu, které máte právě rozečtené, je osmdesáté v pořadí, které pro Vás připravila redakce pod mým vedením

od ledna 2002. To je vhodný čas na změnu. Další čísla už bude připravovat redakce v jiném obsazení. Loučím se s Vá-

mi a přeji Vám do budoucna mnoho zajímavých článků a dalších informací o betonu a betonových konstrukcích na strán-

kách časopisu Beton TKS.Jana Margoldová

PRAKTICKÁ ZKUŠENOST S VÝROBOU A DOPRAVOU UHPC ❚

PRACTICAL EXPERIENCE WITH PRODUCING AND TRANSPORT

OF UHPC



Robert Coufal, Jan L. Vítek,

Alena Procházková

V roce 2014 byla otevřena zavěšená lávka přes

Labe v Čelákovicích, kde byl pro segmentovou

mostovku použit ultra-vysokohodnotný beton

UHPC. Lávka je zajímavá jak z pohledu návrhu

a provedení, tak z pohledu prvního použití mate-

riálu UHPC pro nosnou konstrukci v ČR. Tento

článek se zabývá vývojem a materiálovými cha-

rakteristikami UHPC z lokálních surovin u míst-

ního výrobce betonu. Hlavní část je věnována

praktickým zkušenostem s výrobou, dopravou

a ukládkou UHPC, stejně jako vyhodnoce-

ní naměřených výsledků. ❚ A suspension

footbridge over the Labe river where ultra-high

performance concrete (UHPC) was used for

a precast bridge deck was opened in 2014.

The footbridge is interesting from a design and

execution point of view as well as being of the

first use of UHPC for a load carrying structure

in the Czech Republic. This article focuses on

development and material parameters of UHPC

from local sources in the local producer of

concrete. The main part of the article deal with

practical experiences concerning producing,

transporting and casting of UHPC, as well as

with the evaluation of measured results.

CO TO JE UHPC – INSPIRACE

VE SVĚTĚ

UHPC je mezinárodně používaná zkrat-

ka pro ultra-vysokohodnotný beton (ul-

tra-high performance concrete). Vzhle-

dem k častému vyztužení rozptýlenou

výztuží se vyskytuje i zkratka UHPFRC,

tzn. ultra-vysokohodnotný vlákny vy-

ztužený beton (ultra-high performance

fibre reinforced concrete). Dále v člán-

ku se bude zkratka UHPC používat

všeobecně pro materiál s rozptýlenou

výztuží i bez ní.

Přesná specifikace vlastností UHPC

není v normě pro výrobu betonu (ČSN

EN 206) dána. Specifikace vlastnos-

tí jsou uvedeny v různých národních

směrnicích a dokumentech. Např.

fran couzská doporučení pro ultra-vy-

sokohodnotné vlákny vyztužené beto-

ny uvádí následující parametry [1]:

• charakteristická pevnost v tlaku 150

až 250 MPa,

• vysoká reziduální pevnost v tahu do-

sažená vysokou dávkou drátků (více

než 2 % objemově),

• návrh směsi a vysoký obsah poji-

va, který eliminuje kapilární porozitu,

znamenající vysokou odolnost drátků

uvnitř UHPFRC,

• samohojící vlastnosti (zarůstání trhlin)

zajišťují dlouhodobé udržení pevnosti

v tahu za předpokladu, že je dodrže-

na limitní šíře trhlin,

• pevnost matrice v prostém tahu vyš-

ší než 7 MPa.

Dále je možné čerpat z doporuče-

ní od Federal Highway Administration

(USA), kde má UHPC následující spe-

cifikaci:

• jemnozrnný kompozitní materiál s ce-

mentovým pojivem,

• vodopojivový součinitel nižší než 0,25,

• vysoká dávka rozptýlené výztuže,

• pevnost v tlaku vyšší než 150 MPa,

• reziduální pevnost vyšší než 5 MPa,

• výrazně zvýšená trvanlivost ve srov-

nání s běžnými a vysokohodnotný-

mi betony.

Další možností jsou německá dopo-

ručení publikovaná v Beton-Kalender

2013 [2], [3].

Obecně se předpokládá, že UHPC

dosahuje pevnosti 150 MPa (měřeno

na standardních válcích). Další vlast-

nosti jsou uvedeny orientačně, ja-

ko např. modul pružnosti cca 45 až

55 GPa. Německá doporučení kladou

důraz na trvanlivost a odolnost UHPC,

a proto připouštějí i nižší pevnosti. Vy-

chází se z názoru, že UHPC má být

navržen na konkrétní podmínky použi-

tí. Kde je třeba vysoká pevnost, může

být požadavek i přesahující 150 MPa.

Dle konstrukce je třeba rozhodnout,

která vlastnost je důležitá a podle to-

ho navrhnout UHPC pro dané konkrét-

ní požadavky.

UHPC se tedy neliší od běžného be-

tonu pouze vysokou pevností v tlaku

(přes 150 MPa), ale hlavně celkovou

skladbou směsi, která je od běžného

nebo vysokopevnostního betonu velmi

odlišná. Na fotografiích na obr. 1 až 3

je zachycena změna skladby směsi se

zvyšující se pevností.

UHPC je jemnozrnná směs s vysokou

dávkou cementu, mikrosiliky a drátků,

která má vysokou hutnost bez kapilár-

1 2 3

2 9



ní porozity. Toto má za následek vyso-

ké tahové pevnosti matrice a odolnos-

ti materiálu vůči prostředí.

LABORATORNÍ ČÁST VÝVOJE

UHPC

Dodavatel betonu se začal věnovat vý-

voji UHPC již v roce 2011. Na začát-

ku byl proveden předvýběr vstupních

materiálů dle deklarovaných paramet-

rů. V laboratoři byla poté ověřena vzá-

jemná kompatibilita materiálů a násled-

ně navržena receptura ultra-vysoko-

hodnotné malty a poté i samotného

betonu. Na maltách se zkoušela pou-

ze pevnost v tahu a tlaku na trámeč-

cích 160 × 40 × 40 mm, konzistence

a obsah vzduchu. Vzorky z UHPC mal-

ty byly teplotně ošetřovány z důvodu

zkrácení doby zrání. Naměřené pev-

nosti v tlaku na zlomcích takto tepel-

ně ošetřovaných trámečků se pohybo-

valy v rozmezí 160 až 200 MPa ve stá-

ří 7 dnů.

Jako výchozí receptura pro návrh ult-

ra-vysokohodnotného betonu byla po-

užita receptura malty, která dosahova-

la nejlepších výsledků z pohledu pev-

ností, zpracovatelnosti a stability. Slo-

žení betonu se od složení malty lišilo

pouze tím, že část objemu malty byla

nahrazena hrubým kamenivem a byly

přidány drátky.

Na tomto laboratorně vyrobeném be-

tonu se zkoušely nejenom pevnos-

ti v tlaku a tahu ale i další paramet-

ry betonu, např. smrštění nebo rych-

lost pronikání chloridů. Zkušební tělesa

betonu po dobu zrání nebyla teplotně

ošetřena. Parametry konečné labora-

torní směsi UHPC betonu jsou uvede-

ny v tab. 1.

Z tab. 1 je vidět, že pevnosti v tla-

ku na krychlích o hraně 100 mm jsou

jen mírně vyšší než pevnosti na vál-

cích (o 2,5 %). Při uvážení používané-

ho přepočtu 0,95krát krychelná pev-

nost na 100 mm krychlích = krychel-

Aktuální informace

www.dlubal.cz

Eurokódy / Mezinárodní normy Nové přídavné moduly Export do 3D PDF Vizualizace výztuže v 3D modelu

MKP program pro výpo et 3D konstrukcí

Program pro výpo et prutových konstrukcí

© www.ssp-muc.com

Sledujte nás na:

Dlubal Software s.r.o.Anglická 28, 120 00 Praha 2Tel.: +420 227 203 [email protected]

Inzerce 71,7x259 spad (Beton CZ)_01.indd 1 25/01/2015 20:54:53

Firem

ní p

reze

nta

ce

4 5

6

Obr. 1 Řez běžným betonem ❚ Fig. 1 Cross-section of standard concrete

Obr. 2 Řez vysokopevnostním betonem ❚ Fig. 2 Cross-section of high strength

concrete

Obr. 3 Řez UHPC ❚ Fig. 3 Cross-section

of UHPC

Obr. 4 UHPC malta při plnění zkušební

nádoby ❚ Fig. 4 UHPC mortar at the time

of pouring into a testing container

Obr. 5 UHPC při míchání v laboratorní

míchačce ❚ Fig. 5 UHPC during mixing

in a laboratory mixer

Obr. 6 UHPC při zkoušce rozlivu přes J-ring

❚ Fig. 6 UHPC during slump flow through

J-ring

Tab. 1 Parametry konečné laboratorní

směsi ❚ Tab. 1 Parameters of final

laboratory composition

Charakteristika Hodnota

Rozliv Abramsovým kuželem [mm] 790

Objemová hmotnost [kg/m3] 2 499

Pevnost v tlaku,

krychle o hraně 100 mm [MPa]168,5

Pevnost v tlaku, trámečky 160 mm [MPa] 182,5

Pevnost v tlaku, válce 300 mm [MPa] 164,4

Pevnost v tahu za ohybu,

trámec 700 mm – 4b [MPa]10,5

Odolnost proti mrazu a rozmrazovacím

látkám dle DIN CEN/TS 12390-9:2006 [g/m2]37,4

Hloubka průniku chloridů dle DAfStb

publication nbr. 510 [mm]0



ná pevnost na 150 mm krychlích, nám

krychel ná pevnost (150 mm) vychází

dokonce méně, než je válcová pevnost.

U těchto betonů tedy nelze uvažo-

vat se standardním poměrem me-

zi krychel nou a válcovou pevností. Při

počátečních zkouškách materiálu je

nutné stanovit pevnosti betonu na růz-

ných tělesech.

PŘEVOD LABORATORNÍ

RECEPTURY DO PRAXE

Výsledky receptur z laboratoře byly na-

dějné, a tak se přistoupilo k jejich aplika-

ci na reálných betonárnách výrobce be-

tonu. Brzy se ukázalo, že výroba UHPC

je značně odlišná od výroby běžných

betonů. Zároveň se ukázalo, že finální

receptura UHPC navržená v laboratoři

se sice namíchat dá, ale z hlediska tech-

nologie výroby na betonárně, dopravy

autodomíchávačem a ukládky bez vib-

race není vhodná. Důvodem byl zvole-

ný typ cementu, který nadměrně zvy-

šoval teplotu čerstvé směsi při dlouhém

míchání v míchacím jádře, jehož objem

několikanásobně převyšoval objem la-

boratorního zařízení.

Bylo tedy nutné zahájit optimalizaci

složení UHPC na betonárně, zaměře-

nou na využitelnost materiálu pro plá-

nované uplatnění. Byly odzkoušeny

různé typy cementů a mikrosiliky, růz-

né dávky superplastifikátoru a různé

poměry složek. Jako nejdůležitější se

ukázala záměna cementu za cement

s nižší reaktivitou a optimalizace tech-

nologie míchání z pohledu časování

navažování různých složek a doby je-

jich míchání. Celkově bylo na betonár-

ně namícháno přes 30 zkušebních zá-

měsí. Vyhodnocení těchto záměsí není

náplní tohoto článku.

Finální receptura byla přizpůsobe-

na požadavkům vyplývajícím z výro-

by UHPC pro lávku v Čelákovicích [4].

UHPC musel být vyrobitelný na běžné

betonárně, při běžném provozu. Dá-

le musel být UHPC přepravitelný auto-

domíchávačem na vzdálenost 26 km

i v letním období. V neposlední řa-

dě musel být UHPC v samozhutnitel-

né konzistenci, s co nejnižší viskozi-

tou, ale bez segregace. Z hlediska me-

chanických parametrů byla vyžadová-

na krychelná pevnost v tlaku 130 MPa

a 15 MPa v tahu za ohybu na 700mm

trámci, zatěžovaném tříbodovým ohy-

bem.

Pevnostní parametry konečné re-

ceptury v tlaku jsou uvedeny v grafu

na obr. 8. Pevnosti ve 28 dnech se po-

hybují v rozmezí 153 až 195 MPa v zá-

vislosti na použitém zkušebním těle-

se. V souladu s předpoklady a výsled-

ky z laboratoře jsou největší naměřené

pevnosti v tlaku na zlomcích trámečků

o rozměrech 160 × 40 × 40 mm. Na-

opak nejmenší pevnosti jsou naměřeny

na válcích. Z pohledu výroby zkušeb-

ních těles a jejich zkoušení se ukáza-

lo jako nejvhodnější provádět kontrolní

zkoušky na krychlích o hraně 100 mm.

U válců je nutno upravit tlačné plo-

chy zkušebního tělesa, což je finanč-

ně náročné a způsob úpravy ovlivňu-

je naměřený výsledek. U krychlí o hra-

ně 150 mm je problém s nedostatkem

dostatečně výkonných lisů dostup-

ných v laboratořích v ČR. Zlomky trá-

mečků, kde na tlak zkoušíme vzorky

s tlačenou plochou 40 × 40 mm, jsou

příliš malé vzhledem k složení směsi

a geometrii konstrukce. Modul pruž-

Stáří betonu [d]

7 28 90

180

200

160

140

120

100

80

60

40

20

0

Pev

nost

v t

laku

[MP

a]

válec 300krychle 100zlomek 40

Typ zkušebního tělesa

40

35

30

25

20

15

10

5

0

Pev

nost

v t

ahu

za o

hyb

u [M

Pa]

trámeček 160trámec 700 s vrubemtrámec 700 bez vrubu

7

8 9

Čas od ukládky UHPC [h]

140Smrštění – vzorek 1– uloženo v teple

Smrštění – vzorek 2– uloženo v chladu

Smrštění – vzorek 3– uloženo v teple

Teplota UHPCuloženého v teple

Teplota vzduchu– teplé uložení

Teplota vzduchu– chladné uložení

Krychlená pevnostv tlaku – uloženo v teple

Krychlená pevnostv tlaku – uloženo v chladnu

350

120300

100250

80200

60150

40100

2050

00

-20-50

-40-100

-60-150

Sm

rště

ní [m

icro

stra

in]

Tep

lota

, kry

chle

ná p

evno

st v

tla

ku [º

C, M

Pa]

10

3 1



nosti na válci o výšce 300 mm činil

48,5 GPa a na trámci o délce 400 mm

50 GPa.

Pevnostní parametry konečné re-

ceptury v tahu jsou uvedeny v grafu

na obr. 9. Pevnosti v tahu za ohybu sta-

novené na trámečcích délky 160 mm

jsou výrazně vyšší než pevnosti v tahu

na trámcích o délce 700 mm. Nejnižší

pevnost je na trámci o délce 700 mm

bez zářezu zatěžovaném čtyřbodovým

ohybem. Zároveň byl při této zkoušce

zjištěn největší rozptyl výsledků.

Projektem byla zadána požadovaná

hodnota pevnosti v tahu za ohybu při

tříbodovém ohybu, proto byl mate riál

dále touto metodou zkoušen. Na fo-

tografii na obr. 7 je vidět únosnost

15 mm silné desky z UHPC vyztužené-

ho drátky, bez prutové výztuže.

V rámci počátečních zkoušek by-

ly měřeny i objemové změny a vývoj

teplot během hydratace. Zásadní vliv

na průběh smrštění a vývoj pevností

měla teplota uložení (obr. 10).

Beton uložený v chladu byl uložen

ve venkovním prostředí, kde teplota

kolísala od 20 do 5 °C. Beton ulože-

ný v teple byl uložen v laboratorní su-

šárně, ochráněný před ztrátou vlhkos-

ti. Teplota byla nastavená na 45 °C.

Teplota betonu v teplém uložení by-

la měřena vpichovacím teploměrem

v krychli o hraně 150 mm. Z gra-

fu na obr. 10 je patrný výrazný nárůst

krátkodobé pevnosti, daný zvýšenou

teplotou uložení. Beton uložený v tep-

le měl již po 21 h krychelnou pevnost

v tlaku přes 100 MPa, oproti 25 MPa

ve stejném čase u betonu uloženého

v chladu.

Dále je vidět zřetelná změna prů-

běhu objemových změn ohřívaných

vzorků oproti vzorku v chladu. Obje-

mové změny byly měřeny tenzomet-

ry zabetonovanými ve válcích o výšce

300 mm. Vzorky byly po celou dobu

zkoušky v plastové formě. Vzorky ulo-

žené v teple nejdříve nabývaly (vlivem

ohřevu směsi) a v okamžiku začátku

hydratace se začaly prudce smršťo-

vat. Tento skok činil zhruba 0,2 mm/m

za 2 h. Poté se rychlost smršťová-

ní ustálila na cca 0,08 mm/m za 10 h.

Oproti tomu počáteční skok u UHPC

v chladu činil 0,35 mm/m za 5 h. Těch-

to poznatků bylo využito při ošetřování

segmentů z UHPC pro lávku.

V grafu na obr. 11 jsou znázorněny

dlouhodobé objemové změny UHPC.

Modře je značené smrštění vzorku

uloženého v suchém prostředí a čer-

veně vzorku, který byl nejdříve ulo-

žen ve vodě a poté vyndán do su-

chého laboratorního prostředí. Celko-

vá doba měření je cca 800 dní. Mě-

ření objemových změn stále pokra-

čují. UHPC oproti běžnému betonu

vykazuje výrazný nárůst autogenního

smrštění na úkor smrštění z vysychání.

Celkové smrštění činí přes 0,8 mm/m

ve stáří 800 dní, což je více než u běž-

ných betonů. V případě výroby pre-

fabrikátů z UHPC tato negativní vlast-

nost nemá vliv na kvalitu panelů, proto-

že 70 % smrštění proběhne do 30 dnů

od uložení betonu, a tedy i do osazení

do konstrukce.

UHPC není navržen pro využití v ma-

sivních konstrukcích. Přesto byl změ-

řen průběh teploty v tepelně izolované

krychli pro srovnání s betony běžnými.

Průběh teploty je v grafu na obr. 12.

Dle zkušeností tento model reprezen-

tuje průběh teploty v jádru zhruba 1 m

silné desky. Maximální dosažená tep-

lota je sice velmi vysoká, ovšem v po-

rovnání s běžnými betony s poloviční

Stáří betonu od uložení [d]

Smrštění UHPC – suché uložení

Smrštění UHPC – proměnné uložení

Laboratorní uložení – suché

900

800

700

600

500

400

300

200

100

0

-100

Sm

rště

ní [m

icro

stra

in]

Laboratorní uložení – suchéVodní uložení

Smrštění UHPC – suché uložení

Smrštění UHPC – proměnné uložení

Laboratorní uložení – suché

Laboratorní uložení – suchéVodní uložení

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

0:00

:00

6:00

:00

12:0

0:00

18:0

0:00

24:0

0:00

30:0

0:00

36:0

0:00

42:0

0:00

48:0

0:00

54:0

0:00

60:0

0:00

66:0

0:00

72:0

0:00

78:0

0:00

84:0

0:00

90:0

0:00

96:0

0:00

102:

00:0

0

108:

00:0

0

114:

00:0

0

120:

00:0

0

126:

00:0

0

132:

00:0

0

138:

00:0

0

144:

00:0

0

150:

00:0

0

156:

00:0

0

162:

00:0

0

168:

00:0

0

Tep

lota

[°C

]

Čas od zabetonování vzorku [h]

teplota ve středu krychle

vnější teplota vzduchu

Obr. 7 Únosnost 15 mm silné desky z UHPC

v tahu za ohybu ❚ Fig. 7 Bending strength

of a 15 mm thick plate made of UHPC

Obr. 8 Pevnosti konečné receptury vyrobené

na betonárně v tlaku ❚ Fig. 8 Compression

strength of final composition, made at

concrete plant

Obr. 9 Pevnosti konečné receptury vyrobené

na betonárně v tahu za ohybu ❚

Fig. 9 Strength in tension during bending of

final composition made at concrete plant

Obr. 10 Objemové změny a vývoj pevností

v závislosti na teplotě uložení ❚

Fig. 10 Shrinkage and strength development

in different curing temperatures

Obr. 11 Dlouhodobé objemové změny ❚

Fig. 11 Long-term shrinkage

Obr. 12 Průběh teplot UHPC v izolované

krychli ❚ Fig. 12 UHPC temperature in

time in an insulated box

11

12



dávkou cementu je nárůst maximální

teploty nízký (o cca 10 °C).

Zkoušky odolnosti UHPC provede-

né v rámci počátečních i kontrolních

zkoušek prokázaly nesrovnatelně lepší

odolnosti, než je běžné u standardních

betonů. Při opakovaných zkouškách

odolností vůči zmrazování a rozmra-

zování dle ČSN 73 1326, při prodlou-

ženém cyklování na 300 cyklů (běžně

75 pro XF4 metodou C), činily odpa-

dy řádově desítky gramů na m2, což

je na hranici měřitelnosti pro tuto me-

todu (pro XF4 je stanoveno maximum

1 000 g/m2). Maximální průsaky dle

ČSN EN 12 390-8 činily vždy 0 mm.

Nejpřísnějším kritériem dle normy ČSN

EN 206-1/Z3 je přitom 20 mm. Dá se

tedy říci, že UHPC má odolnosti mimo

měřitelný rozsah současných metod.

VÝROBA, DOPRAVA A UKLÁDKA

UHPC

Vlastní výroba betonu UHPC pro seg-

menty lávky v Čelákovicích probíha-

la na betonárně dodavatele betonu

v Praze Troji. Věžová betonárna je vy-

bavena dvouhřídelovým míchacím já-

drem o objemu 3 m3. Na betonárně

je možnost skladovat vstupní surovi-

ny včetně kameniva v silech, kde jsou

chráněny před vlhkostí. Dávkování su-

chých materiálů je pro tento typ betonu

výhodné. Na velmi přesném dávkování

vody a kvalitě vstupních surovin je za-

ložen úspěch výroby UHPC. Přes veš-

keré moderní vybavení betonárny, včet-

ně její plné automatizace, bylo nutné

některé vstupní suroviny dávkovat ruč-

ně (drátky).

Beton byl nakládán do autodomíchá-

vačů a jako transportbeton byl přepra-

vován do výrobny segmentů v Bran-

dýse nad Labem. Míchací proces jed-

né záměsi o velikosti 1 m3 trval celkem

12 min. Na výrobu jednoho prefabriká-

tu bylo potřeba namíchat 4 m3 betonu,

dopraveného dvěma autodomícháva-

či. Namíchání 4 m3 tedy trvalo nece-

lou hodinu.

UHPC byl vyráběn v samozhutnitel-

né konzistenci. Rozliv byl měřen běž-

ným Abramsovým kuželem, v klasic-

ké poloze. Během této zkoušky se dá-

le vizuálně sledovala stabilita smě-

si a rozložení drátků ve směsi. Kromě

rozlití se sledoval také čas T500, ja-

ko index viskozity. Hodnota T500 udá-

vá dobu, za jak dlouho dosáhne směs

rozlití 500 mm. Jako ideální pro plně-

ní prefabrikátu byl stanoven čas T500

v rozmezí 8 až 12 s. Tento čas se uká-

zal být důležitějším, než konečné rozli-

tí směsi. Jako kontrolní těleso pro pev-

nost v tlaku byla zvolena krychle o hra-

ně 100 mm. Krychelná pevnost by-

la zkoušena z každého autodomíchá-

vače jak na betonárně, tak na stavbě.

Na stavbě byl UHPC ukládán z obou

autodomíchávačů zároveň a beton

sám plnil formu (obr. 13 a 14). Kon-

trolními otvory se pouze sledovalo,

zda nedochází k blokaci materiálu.

Po skončení betonáže proběhlo za-

plachtování a segment se začal tep-

lotně ošetřovat, pro zvýšení obrátko-

vosti formy.

Z výsledků kontrolních zkoušek vyplý-

vá, že beton ve všech případech splnil

požadavky projektu. I přes dohled tech-

nologa nad každým mícháním UHPC

byl rozptyl výsledků vyšší, než je běžné

u standardního betonu. Při přípravě to-

hoto typu betonu je tedy nutno počítat

s vyšší rezervou v pevnosti pro rozptyl

při kontrolních zkouškách.

Průměrná krychelná pevnost v tla-

ku po 28 dnech činila přes 150 MPa

a v 90 dnech 160 MPa. V 90 dnech

už pevnost jednotlivých výsledků ne-

klesala pod 150 MPa. Zkoušky odol-

nosti betonu (CHRL, průsak) vyhově-

ly s výraznou rezervou a bez odchy-

lek v čase.

ZÁVĚR

Výroba UHPC je složitý proces. Para-

metry UHPC závisí na volbě složek. Vý-

běr vhodného cementu je jednou, ale

nikoli jedinou základní podmínkou pro

dosažení vysoké pevnosti. Dalším ne-

méně důležitým faktorem je nastave-

Obr. 13 Plnění formy betonem UHPC ❚

Fig. 13 Pouring of UHPC into the mould

Obr. 14 Plnění formy segmentu

ze dvou autodomíchávačů zároveň ❚

Fig. 14 Concrete casting into the mould from

two truck mixers at the same time

Obr. 15 Improvizovaná zatěžovací zkouška

segmentu ❚ Fig. 15 Improvised loading

test of precast element

Obr. 16 Hotová lávka z UHPC v Čelákovicích

❚ Fig. 16 Finished footbridge of UHPC

in Čelákovice

13

14

15

3 3



ní křivky zrnitosti kompletní směsi včet-

ně pojiva. Granulometrie všech složek

směsi a jejich kombinace je zásadní pro

dosažení optimálního vyplnění prosto-

ru. Složení konkrétní směsi je výsled-

kem dlouhodobého zkoušení. Dále je

třeba směs modifikovat dle typu pou-

žitých vláken.

Samozhutnitelná forma UHPC je po-

měrně častá, protože zjednodušuje

ukládání směsi. V případě betonu vy-

víjeného pro transportbeton je nutné

požadovat delší dobu zpracovatelnos-

ti. To se v případě popsaného betonu

podařilo.

Při výrobě prvků z UHPC je třeba

předem ověřit postupy betonáže. Nej-

větší problém je zajištění rovnoměrné-

ho rozmístění a orientace vláken. Zku-

šenosti z betonáží u nás i v zahranič-

ní ukazují, že postup betonáže mů-

že ovlivnit orientaci vláken významně,

což může mít za následek rozdílné me-

chanické vlastnosti – zejména tahovou

pevnost v různých směrech. U kon-

strukcí, kde jsou mechanické vlast-

nosti důležité pro funkci prvku, je nut-

né provádět příslušná experimentál-

ní ověření nejen vlastního betonu, ale

i konkrétních konstrukčních prvků. Dá-

le je třeba respektovat vliv autogenní-

ho smršťování, který je podstatně vý-

znamnější než u vysokopevnostních

betonů.

Příslušná doporučení pro taková ově-

řování lze převzít ze zahraničí [1], [2],

[3]. V současné době se v rámci vý-

zkumných projektů připravují podobná

doporučení pro ČR.

Protože jsou zkušenosti s UHPC jako

novým materiálem omezené, lze do-

poručit spíše konzervativní návrhy kon-

strukcí s důrazem na robustnost. Tak

lze zajistit, že, i v případě nesplnění ně-

kterých předpokladů, konstrukce ne-

bude pravděpodobně ohrožena z hle-

diska bezpečnosti ani z hlediska pou-

žitelnosti.

V článku jsou uvedeny některé výsledky získané

při řešení projektu č. FR TI3/531 podporovaného

MPO.

Ing. Robert Coufal, Ph.D.


Rohanské nábř. 68, 186 00 Praha 8

tel.: 221 709 709


www.tbgmetrostav.cz

prof. Ing. Jan L. Vítek,

CSc., FEng.

Metrostav, a. s.

Koželužská 2450/4, Praha 8

Stavební fakulta ČVUT v Praze

tel: 266 019 461


Ing. Alena Procházková


Rohanské nábř. 68

186 00 Praha 8

tel.: 221 709 710

e-mail: alena.prochazkova

@tbg-beton.cz

Lávka z UHPC v Čelákovicích

Investor Město Čelákovice

Projekt konstrukce Pontex, s. r. o.

Dodavatel Metrostav, a. s., Divize 5

Návrh směsi

a dodavatel betonuTBG Metrostav, s. r. o.

Výstavbapodzim 2012 až

prosinec 2013

Slavnostní otevření červen 2014

Konečná cena40,98 mil. Kč

(z toho dotace 10 mil. Kč SFDI)

Literatura:

[1] Documents scientifiques et tech-

niques Betons Fibres Á Ultra-Hautes

Performances – Recommandations,

Edition révisée, Juin 2013

[2] Beton-Kalender 2013, Teil 2, IX Ultra-

hochfester Beton UHPC, Ernst &

Sohn, 2013, 117–240 (něm.)

[3] Ultra High Performance Concrete

UHPC, Beton-Kalender, Wiley, Ernst &

Sohn, 2014 (angl.)

[4] Kalný M., Komanec J., Vítek J. L.,

Brož R., Koukolík P., Coufal R.: Lávka

přes Labe v Čelákovicích – první nosná

konstrukce z UHPC v ČR, Beton TKS

4/2014, p. 10–18

16

OHYBOVÁ ÚNOSNOST DESEK ZTRACENÉHO BEDNĚNÍ

VYROBENÝCH Z UHPFRC A VLIV DISTRIBUCE OCELOVÝCH

VLÁKEN ❚ INFLUENCE OF STEEL FIBRE DISTRIBUTION ON

LOAD-BEARING CAPACITY OF UHPFRC LOST SHUTTERING SLABS



Milan Rydval, Jiří Kolísko

Ultra-High Performance Fiber Reinforced

Concrete (UHPFRC) je jemnozrnný cementem

pojený kompozitní materiál, který je používán

po celém světě. UHPFRC spadají do širo-

ké skupiny vysokopevnostních UHPC betonů.

I přes jeho používání ve světovém měřítku

neexistuje jeho jednotná klasifikace. Jedním

z rozhodujících parametrů je pevnost v tlaku,

která také není jednoznačně určena. Obecně

do skupiny UHPC spadají betony, jejichž pev-

nost je vyšší než 150 MPa. Oproti světové-

mu využití UHPC ve stavební praxi si UHPC

v České republice hledá cestu ke svému uplat-

nění. Vývoj tohoto jemnozrnného kompozitního

materiálu s sebou přináší řadu technických

a technologických problémů, které je třeba řešit

pro zdárnou aplikaci prvků z UHPC jako sta-

vebních dílců. Vliv distribuce vláken po výšce

průřezu a její homogenita je jedním z problé-

mů, kterému je třeba se věnovat. Mechanické

vlastnosti, zejména pevnost v tahu za ohybu,

mohou být negativně ovlivněny segregací vlá-

ken ke dnu formy. V článku jsou uvedeny

výsledky průkazních zkoušek desek ztraceného

bednění, které byly použity pro rekonstrukci

mostu přes rychlostní silnici R10 poblíž Benátek

nad Jizerou. Článek se nezabývá pouze ohybo-

vými zkouškami desek, ale také kontrolou dis-

tribuce vláken po výšce průřezu a jejímu vlivu

na výslednou mechanickou pevnost materiálu

desek. ❚ UHPFRC is increasingly being used

all around the world. Ultra-High Performance

Fibre Reinforced Concrete is fine grained

cementitious composite material from the wide

range of Ultra-High Performance Concrete.

Uniform designation and classification does not

exist for this type of material. The compressive

strength is one of the significant parameter for

UHPC materials but even that is not uniformly

defined. Compressive strength greater than

150 MPa can generally characterize this

type of material. UHPC is used more widely

around the world than in the Czech Republic.

The development of this type of material is

associated with a number of technical and

technological problems that need to be solved

before using this material at real constructions

and real parts of structures. Homogeneity of

the steel fibre distribution at cross section is

one of those problems. Mechanical properties,

especially flexural bending strength, could be

negatively affected by segregation of fibres

to the bottom of the formwork. Results of

validation tests of permanent formwork slabs

made from UHPC that were used for the

reconstruction of the bridge near Benatky nad

Jizerou are presented in this paper. The paper

describes not only bending tests on the slabs

but it also describes the method of checking

the steel fibre homogeneity and its impact on

load bearing capacity of the slabs.

UHPFRC je relativně novým jemnozrn-

ným kompozitním materiálem, jehož

pevná a zároveň křehká matrice je vy-

ztužena kovovými vlákny. Tento mate-

riál vznikl postupnou modifikací betonu

běžného, zejména v souvislosti s roz-

vojem stavební chemie. Od běžných

betonů se UHPFRC liší použitím jem-

ného kameniva, dmax ≤ 4 mm, které

spolu s cementovým pojivem a dalšími

jemnými fillery jsou skládány tak, aby

granulometrická křivka byla co nejply-

nulejší. Další odlišností ve složení smě-

si je nízká hodnota vodního součinitele

(cca 0,2 až 0,3) a použití vysoce účin-

ných superplastifikátorů.

V celosvětovém měřítku prozatím ne-

existuje jednotný a všeobecně uzná-

vaný předpis, který by tento typ mate-

riálu blíže specifikoval. Toto je částečně

dáno rozdílným stupněm vývoje a ta-

ké rozdílnou kvalitou vstupních surovin

v jednotlivých zemích, kde je tento ma-

teriál nejen vyvíjen ale i aplikován v reál-

ných stavbách nebo stavebních dílcích.

Vzhledem k sbližování jednotlivých

názorů lze tento typ betonu charakte-

rizovat pevností v tlaku na válcích, kte-

rá by měla být minimálně 150 MPa,

resp. např. dle doporučení FHWA [9]

také 126 MPa. V národních doporu-

čeních, jako např. AFGC [1], JSCE [2],

Deutscher Ausschuss für Stahlbeton

[3], Beton-Kalender [8], se liší i velikos-

tí zkušebních těles, na kterých je ta-

to mez stanovena. Obecně by ale tato

hodnota pevnosti v tlaku měla být sta-

novena na válcových zkušebních tě-

lesech s poměrem průměru k výšce

od 1:2 po 1:3.

Dalším charakteristickým paramet-

rem pro UHPC je pevnost v tahu, kte-

rá je nejčastěji nahrazována pevnos-

tí v tahu za ohybu. I u této zkoušky se

ovšem hodnoty pevnosti při vzniku trh-

liny liší a také způsob zkoušení je od-

lišný.

Nejen vzhledem k těmto ale i dalším

užitným parametrům je UHPFRC vy-

užitelný pro výrobu subtilnějších kon-

strukčních prvků a při vhodně navr-

ženém tvaru prvku a jeho umístění

v konstrukci také pro výrobu prvků bez

běžné ocelářské výztuže nebo s jejím

omezením. Ve světě je tento materiál

používán pro reálné konstrukce a kon-

strukční prvky. V České republice již

také začíná získávat prostor při reál-

1

3 5



ných aplikacích, jakou je např. lávka

pro pěší v Čelákovicích (viz Beton TKS

4/2014, str. 10-18, pozn. red.).

EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST

Vlastnosti a dávkování jednotlivých

složek, stabilita směsi vůči segrega-

ci, technologie výroby a lidský faktor

ovlivňují výsledné mechanické vlast-

nosti Ultra-High Performance Concre-

te (UHPC). Všechny výše uvedené fak-

tory ovlivňují také míru homogenity dis-

tribuce vláken po výšce průřezu, která

ovlivňuje mechanické pevnosti, zejmé-

na pevnost v tahu, resp. pevnost v ta-

hu za ohybu.

Při návrhu prvků z tohoto typu mate-

riálu lze jako podkladu využít řadu pub-

likací, jako např. Model Code [4], dopo-

ručení AFGC [1] nebo Deutscher Au-

sschuss für Stahlbeton [3] ad. V těchto

významných publikacích a doporuče-

ních jsou shrnuty výsledky několikale-

tého vývoje UHPC ve světě, ale neza-

bývají se metodami kontroly homoge-

nity distribuce vláken a hodnocením

jejího vlivu na výsledné mechanické

parametry. Ve francouzském doporu-

čení AFGC [1] je stanovována hodnota

K-faktoru, který by měl postihnout roz-

dílné rozložení vláken v prvku.

V tomto článku je popsána mikro-

skopická metoda kontroly distribuce

vláken a její vliv na ohybovou únos-

nost desek o rozměrech 1 × 1,6 m

a tloušťce 20 mm, které byly po obvo-

du a ve středu vyztuženy žebry o výš-

ce 60 mm (včetně tloušťky desky)

a byly vyrobeny z jemnozrnného kom-

pozitního materiálu na bázi UHPFRC

[5]. Tento typ desek byl po provedení

všech zkoušek využit při rekonstruk-

ci mostu přes rychlostní silnici R10 po-

blíž Benátek nad Jizerou. Desky z ma-

teriálu na bázi UHPFRC byly použi-

ty jako ztracené bednění u spřaže-

né ocelobetonové mostní konstrukce

(obr. 1).

ZKOUŠKY DESEK V OHYBU

V běžném závodě na výrobu prefab-

rikátů byly vyrobeny zkušební des-

ky ztraceného bednění o rozměru

1 × 1,6 m a tloušťce 20 mm, symet-

ricky vyztužené po obvodě a ve středu

žebry o celkové výšce 60 mm, v příč-

ném směru bylo středové žebro vyso-

ké 40 mm.

Desky byly převezeny do laboratoře

Kloknerova ústavu ČVUT v Praze, kde

byly zkoušeny ve čtyřbodovém ohybu.

Rychlost zatěžování do dosažení me-

ze pevnosti a vzniku makrotrhliny byla

0,01 mm/s posunu pístu hydraulické-

ho válce. Po porušení desky a dosa-

žení meze pevnosti byla rychlost posu-

nu pístu zvýšena na hodnotu 0,02 až

0,03 mm/s. Celková doba zatěžování

byla 30 min.

Pro snímání průběhu zkoušek by-

ly na řídicí systém napojeny snímače

deformací ve středu rozpětí a u pod-

por a také snímač síly, a tak bylo mož-

no průběžně sledovat deformace de-

sek. Na obr. 2 a 3 je vidět uspořádání

zkoušky a zatěžovaná deska.

Při betonáži byly desky orientovány

žebry směrem dolů, což mohlo přispět

k poklesu (sednutí) drátků do žeber vli-

vem gravitace. Během optimalizace re-

ceptury a technologie výroby byla pro-

vedena řada kontrolních testů, které

měly ověřit vhodnost zvolené techno-

logie výroby a složení směsi.

Během pilotních testů desek ztra-

ceného bednění bylo provedeno více

než dvacet zkoušek pevnosti ve čtyř-

bodovém ohybu. Při zkouškách byla

sledována závislost působící síly a de-

formace desky ve středu rozpětí. Vý-

sledkem každé zkoušky byl pracovní

diagram. Na obr. 4 jsou uvedeny pra-

covní diagramy několika vybraných de-

sek, u kterých byla následně kontro-

lována homogenita distribuce ocelo-

vých vláken.

Během pilotních testů byl u někte-

rých desek zjištěn značný pokles v na-

měřených hodnotách maximální síly

při porušení desky. Obvyklá únosnost

desek přesahovala 20 kN. Nastaly

však i případy (obr. 4), kdy došlo k vý-

znamnému poklesu únosnosti. V rám-

ci stanovení příčin byly vybrané des-

ky použity pro kontrolu distribuce vlá-

ken po průřezu (obr. 5). Fyzikálně-me-

chanické vlastnosti materiálu desek

jsou uvedeny v tab. 1. Testy byly pro-

váděny na tělesech vyrobených přímo

při výrobě desek, tj. mícháním v běž-

ném provozu prefa závodu a ošetřova-

ných po odformování ve vodní lázni až

do termínu zkoušek.

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

5

0

10

15

20

25

30

Deska 1 Deska 2 Deska 3 Deska 4

Fmax,3 = 24,5 kN

Fmax,4 = 15,0 kN

Fmax,2 = 25,7 kN

Fmax,1 = 24,1 kN

Průhyb uprostřed rozpětí [mm]

Za

tíže

ní [k

N]

Obr. 1 Instalace desek ztraceného bednění z materiálu na bázi

UHPFRC na mostním objektu přes silnici R10 poblíž Benátek nad Jizerou

❚ Fig. 1 Installation of bridge slabs of permanent formwork made

of UHPC on the reconstructed bridge in Benatky nad Jizerou

Obr. 2 Schéma uspořádání zatěžovací zkoušky desek ztraceného

bednění ve čtyřbodovém ohybu ❚ Fig. 2 Four-point bending test

arrangement of UHPFRC lost shuttering slabs

Obr. 3 Uspořádání zatěžovací zkoušky desek ztraceného bednění ❚ Fig. 3 Four-point bendig test of UHPFRC lost shuttering slabs

Obr. 4 Výsledky ohybových zkoušek u vyhodnocovaných desek ztraceného bednění z UHPFRC ❚ Fig. 4 Load – mid-span deflection relations of the four-point bending test

3

4

2



KONTROLA HOMOGENITY

OCELOVÝCH VLÁKEN PO VÝŠCE

PRŮŘEZU

Homogenita distribuce ocelových vlá-

ken je jedním z faktorů ovlivňujících vý-

sledné mechanické parametry prvků

vyrobených z UHPFRC. Distribuce vlá-

ken je jedním z parametrů, který není

závislý na stáří betonu a lze ji kontrolo-

vat jak u čerstvé směsi, tak u ztvrdlé-

ho kompozitu pomocí nedestruktivních

i destruktivních zkoušek [6].

Mikroskopická metoda kontroly dis-

tribuce vláken použitá v tomto projektu

spadá do skupiny destruktivních zkou-

šek, jelikož pro její provedení je potře-

ba odebrat vzorek z prvku, případně

z konstrukce. Při kontrole homogeni-

ty ocelových vláken u desek ztrace-

ného bednění byla tato metoda použi-

ta po statické zkoušce pevnosti v tahu

za ohybu, a to snímáním řezné plochy

vytvořené poblíž makrotrhliny. Celkem

bylo pro kontrolu vybráno šest desek

tak, aby jedna polovina z nich měla vy-

hovující pevnost a druhá polovina pev-

nost nevyhovující.

Desky byly po provedení zkoušky

v ohybu rozřezány pilou s diamantovým

kotoučem poblíž vzniklé makrotrhliny.

Na řezné ploše byl vytvořen rastr sek-

torů o velikosti 100 mm2 po celé délce

desky, včetně ztužujících žeber (obr. 5).

Kontrola distribuce drátků byla pro-

váděna pomocí mikroskopu na zhru-

ba 2/3 celkové řezné plochy. Po vytvo-

ření sektorů byl povrch namáčen a sní-

mán digitálním mikroskopem a poté by-

lo pomocí grafického programu stano-

vováno množství drátků v příslušném

sektoru. Při snímání byl povrch 30krát

zvětšen. Během snímání byly zkouše-

ny i další úpravy povrchu tak, aby by-

ly drátky rozpoznatelné od kameniva.

Grafy na obr. 6 a 7 zobrazují výsledky

kontroly distribuce vláken na řezných

plochách desek ztraceného bednění.

Z grafu na obr. 6 je patrné, že u des-

ky 2 byly drátky rovnoměrněji rozlože-

ny nejen v desce tloušťky 20 mm, ale

také ve ztužujících žebrech, která tvoři-

la při výrobě dno formy. Průměrný stu-

peň vyztužení u vrchního (vzdušného)

líce desky, vzdálenost od spodního lí-

ce desky 0 až 10 mm, černá, při vý-

robě odpovídal průměru 1,2 % stup-

ně vyztužení. Tato oblast by se dala

charakterizovat jako tahová oblast při

zkoušení desek. Obdobných hodnot

bylo dosaženo i ve větších vzdálenos-

tech od spodního líce desky, který bě-

hem výroby byl horním, upravovaným

lícem desky. Tomuto rovnoměrnému

rozložení odpovídala maximální dosa-

žená tlačná síla 25,7 kN.

U desky 4 (obr. 7) je patrné, že do-

šlo k výraznému sednutí drátků ke dnu

formy – do ztužujících žeber. Při stej-

ném dávkování drátků jako u desky 2

(1,5 % objemového procenta na 1 m3

směsi) byl průměrný stupeň vyztužení

pouhých 0,67 %. S narůstající vzdále-

ností od spodního líce se tento průměr

zvyšoval až do hodnoty 3,23 %. Při

takto nerovnoměrném rozložení vlá-

ken, kdy v tahové oblasti byl stupeň

vyztužení pouhých 0,67 % a v tlako-

vé oblasti 3,23 %, byla dosažena ma-

ximální síla 15 kN, což je o 40 % mé-

ně než u desky 2 s rovnoměrným roz-

dělením vláken. Průměrný stupeň vy-

0.00%

0.25%

0.50%

0.75%

1.00%

1.25%

1.50%

1.75%

2.00%

Ažebro

Gžebro

Mžebro

LKJIHFEDCB

Prů

měr

ný s

tup

eň v

yztu

žení

[%]

Vzdálenost od spodního líce desky [mm]

0-10 10-20 20-30 30-40 40-50 50-60

0.00%

0.25%

0.50%

0.75%

1.00%

1.25%

1.50%

1.75%

2.00%

2.25%

2.50%

2.75%

3.00%

3.25%

3.50%

Ažebro

Gžebro

Mžebro

LKJIHFEDCB

Prů

měr

ný s

tup

eň v

yztu

žení

[%]

Vzdálenost od spodního líce desky [mm]

0-10 10-20 20-30 30-40 40-50 50-60

Obr. 5 Schéma sektorů pro vyhodnocení

homogenity distribuce vláken na deskách

ztraceného bednění vyrobených z UHPFRC,

celkem provedeno vyhodnocení ve 188

sektorech (62 % celkové řezné plochy)

❚ Fig. 5 Subsectors scheme used for

controlling homogeneity of steel fibre

distribution at cross section of lost shuttering

slabs, 62 % of cross section was controlled

Obr. 6 Distribuce drátků u desky 2 v poloze,

v které byly zkoušeny, Fmax = 25,7 kN ❚

Fig. 6 Steel fibre distribution in slab 2 in four-

point bending test position, Fmax = 25.7 kN

Obr. 7 Distribuce drátků u desky 4 v poloze,

v které byly zkoušeny, Fmax = 15 kN

❚ Fig. 7 Steel fibre distribution in

slab 4 in four-point bending test position,

Fmax = 15 kN

Tab. 1 Souhrnný přehled průměrných výsledků průkazní zkoušky UHPFRC při zahájení výroby

desek ztraceného bednění ❚ Tab. 1 Summary of preliminary tests results of lost shuttering

UHPFRC slabs

Zkouška Příslušná normaPrůměrná dosažená hodnota

Konzistence sednutí rozlitím v čase 25 min [mm] ČSN EN 12350-8 810

Objemová hmotnost čerstvé směsi [kg/m3] ČSN EN 12350-6 2 450

Válcová pevnost v tlaku po 28 dnech [MPa] ČSN EN 12390-3 125

Modul pružnosti po 28 dnech [GPa] ČSN ISO 6784 45

Pevnost v tahu za ohybu po 28 dnech, trámce 150 x 150 x 700 mm se zářezem [MPa]

ČSN EN 14651+A1 13,9

Reziduální pevnost v tahu za ohybu σ1 po 28 dnech pro CMOD 1 mm [MPa] ČSN EN 14651+A1 9,5

Reziduální pevnost v tahu za ohybu σ4 po 28 dnech pro CMOD 4 mm [MPa] ČSN EN 14651+A1 4,9

Hloubka průsaku tlakovou vodou [mm] ČSN EN 12390-8 0,5

Odpad při odolnosti proti CHRL [g/m2], metoda C, 125 cyklů ČSN 72 1326 18

5

6 7

3 7



ztužení byl stanoven podle vztahu (1):

ρprům

s

ci

n

n

mA

A=⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ ×

=∑

1100

1

[ % ] , (1)

kde n je počet sektorů v dílčích oblas-

tech (A až M) a vzdálenostech od dna

formy (0 až 60 mm), m je počet drátků

ve vyhodnocovaném sektoru, As plo-

cha jednoho drátku a Ac je plocha vy-

šetřovaného sektoru.

ZÁVĚR

Vývoj a reálná aplikace prvků z jemno-

zrnného cementem pojeného kompo-

zitního materiálu vyztuženého ocelový-

mi drátky (UHPC) s sebou přináší řadu

technických a technologických problé-

mů, které je třeba řešit. Jedním z tech-

nologických problémů je potenciální

možnost segregace vláken jak vlivem

gravitace, tak vlivem stability směsi vů-

či segregaci drátků ke dnu formy.

Jak ukazuje prezentovaný případ, se-

gregace vláken může nepříznivě ovliv-

nit výsledné mechanické parametry.

Z našich praktických výsledků a zku-

šeností s tímto jemnozrnným materiá-

lem plyne, že k segregaci dochází ne-

jen vlivem gravitace a stabilitou směsi,

ale také při nedodržení pravidel návrhu

receptury a pravidel při provádění prv-

ků z tohoto materiálu.

Během pilotních a kontrolních tes-

tů byl vytvořen technologický předpis,

dle kterého byla řízena výroba všech

desek tak, aby je bylo možné kvantifi-

kovaně posoudit a porovnat s teoretic-

kými předpoklady a bezpečně použít

při rekonstrukci mostu přes rychlost-

ní silnici R10 poblíž Benátek nad Jize-

rou, pod kterým nebyl během realiza-

ce opravy přerušen provoz.

Dostupné návrhové zahraniční přístu-

py jsou si vědomy problematiky ho-

mogenity distribuce vláken po průřezu

a do výpočtů zavádějí upřesňující ko-

eficienty, které jsou zjišťovány experi-

mentálními přístupy a postihují rizika ne-

rovnoměrného rozdělení vláken v kon-

strukci. Segregace vláken ke dnu for-

my je jedním z fenoménů, který je nutno

brát při výrobě UHPFRC v potaz a v zá-

sadě, jak ukazují naše praktické zkuše-

nosti, i fenoménem řešitelným. Kromě

vhodného složení receptury je také nut-

né navrhnout technologii výroby a dů-

sledně dodržovat pracovní kázeň při

zacházení s tímto moderním, jemnozrn-

ným cementem pojeným, kompozitním

materiálem.

Celosvětově rychle se množící a šíří-

cí aplikace tohoto high-tech materiálu je

důkazem toho, že UHPC je možné vy-

užít nejen v laboratorních podmínkách,

ale i mimo ně.

Tato práce vznikla na základě finanční podpory

Grantové agentury České republiky financováním

z grantového projektu GAČR 13-15175S „Prvky

z funkčně vrstvených vláknocementových

kompozitů“.

Ing. Milan Rydval


doc. Ing. Jiří Kolísko, Ph.D.


oba: Kloknerův ústav ČVUT v Praze

Šolínova 7, 166 08 Praha 6

Firem

ní p

reze

nta

ce

Literatura:

[1] AFGC/SETRA: Bétons fibrés

à ultra-hautes performances,

Recommandations, Documents sci-

entifiques et techniques, Association

Française de Génie Civil, Setra, 2013

[2] JSCE-USC: Recommendations for

Design and Construction of Ultra-High

Strength Fiber-Reinforced Concrete

Structures – Draft

[3] Schmidt M. a kol.: Deutscher

Ausschuss für Stahlbeton,

Sachstandsbericht Ultrahochfester

Beton, Berlin, 2008,

ISBN 978-3-410-65045-4

[4] fib Bulletin 55: Model Code 2010,

First complete draft – Volume 1, 2010,

ISBN 978-2-88394-095-6

[5] Rydval M., Kolísko J., Vokáč M.,

Huňka P.: An assessment of the

steel fibre distribution to load bea-

ring capacity of lost shuttering slabs

made from UHPFRC, Marseille,

Francie: RILEM Proc. PRO 87, 2013,

ISBN 978-2-35158-130-8

[6] Kolísko J., Rydval M., Huňka P.:

UHPC – Assessing the Distribution

of the Steel Fibre and Homogeneity

of the Matrix, Tel Aviv, Israel:

Proc. of fib Symp. Tel Aviv 2013,

ISBN 978-965-92039-01

[7] Kolísko J., Tichý J., Kalný M.,

Huňka P., Hájek P., Trefil V.: Vývoj ultra

vysokohodnotného betonu (UHPC)

na bázi surovin dostupných v ČR,

Praha: Beton TKS 2012 příloha,

str. 50–56, ISSN 1213-3116

[8] Fehling E., Schmidt M., Walraven J.,

Leutbecher T., Fröhlich S.: Ultra High

Performance Concrete UHPC –

Beton-Kalender, Ernst & Sohn,

Darmstatd, Germany 2014,

ISBN 978-3-433-03087-5

[9] Design Guide for Precast UHPC

Waffle Deck Panel System,

including Connections, Publication

No. FHWA-HIF-13-032, June 2013



Martin Ťažký, Rudolf Hela,

Tomáš Ťažký

Článek pojednává o zefektivnění využití vyso-

koteplotního úletového popílku pro výro-

bu betonových směsí. Provedené výzkumy

poukázaly na pozitivní vliv dávkování popíl-

ku s přihlédnutím ke granulometrii použitého

cementu a popílku vedoucí k zlepšení fyzikál-

ně-mechanických parametrů těchto betonů

v porovnání s běžnými popílkovými betony.

Článek vznikl v návaznosti na výzkum pro-

vedený v rámci bakalářské práce, který byl

dále rozšířen. Tato bakalářská práce byla oce-

něna ČBS jako Vynikající bakalářská práce

2014 v kategorii technologie betonu. [1]

❚ The article discusses better usage of fly ash

for preparation of concrete mixtures. These

studies have shown positive impact of dosage

of fly ash according granulometry of cement

and fly ash. The concrete prepared according

to this method has better mechanical and

physical parameters compared with traditional

concretes with fly ash. The article was written

as continuation to the research of a bachelor´s

thesis and it´s widening. This bachelor´s thesis

was awarded the ČBS 2014 Best bachelor´s

thesis in the concrete technology category [1].

VYSOKOTEPLOTNÍ

ELEKTRÁRENSKÝ POPÍLEK

– OBECNĚ

Použití vysokoteplotního elektrárenské-

ho popílku jako přísady pro výrobu be-

tonu je známo prakticky již od 60. let

minulého století. Základní betonářská

norma ČSN EN 206 vysokoteplotní po-

pílek charakterizuje jako přísadu typu II,

tedy přísadu mající pucolánové nebo

latentně hydraulické vlastnosti [2]. Pou-

žití popílku jako přísady, kterou je mož-

no nahradit jisté množství dávky ce-

mentu, je však poměrně mladou zá-

ležitostí. Je tedy stále otázkou výzku-

mu, do jaké míry lze popílek tímto způ-

sobem využívat a jak jeho využití dále

zefektivnit.

Snaha o maximalizování využití vyso-

koteplotního popílku je poháněna vy-

sokou produkcí této suroviny v celo-

světovém měřítku. V České republice

se roční produkce úletového elektrá-

renského popílku stabilizovala přibliž-

ně na 6,2 mil t [3].

Zpracování druhotných surovin se-

bou přináší však nejen pozitivní envi-

ronmentální a ekonomický aspekt, ale

u těchto surovin je taktéž třeba počítat

s řadou úskalí, na která není možno při

použití v betonech zapomínat.

Budeme-li používat pro výrobu be-

tonu právě vysokoteplotní úletový po-

pílek, je na prvním místě třeba zmínit

výrazně nižší rychlost hydratačních re-

akcí oproti klasickému portlandskému

cementu. Všeobecně lze říci, že počá-

teční pevnosti popílkových betonů jsou

vždy nižší v porovnání s betony s pl-

nou dávkou portlandského cementu,

často je tomu tak i po 28 dnech zrá-

ní [4]. Úkolem této práce je vyzkoušet,

v jakém množství je možno popílek ja-

ko částečnou náhradu cementu pou-

žít. Hledání optimálního množství po-

pílku poté můžeme nazývat jako tzv.

optimalizaci dávkování popílku pro vý-

robu betonu.

Vysokoteplotní popílek je příměsí ty-

pu II, tzn. aktivní pucolánová složka.

Z hlediska pucolanity vysokoteplotní-

ho popílku je důležitá zejména reaktiv-

ní amorfní forma SiO2 [5]. Po chemické

stránce se pucolanita projevuje za jis-

tých podmínek tvorbou C-S-H gelů,

které jsou prakticky shodné s hydra-

tačními produkty vznikajícími při hydra-

taci portlandského cementu. Podsta-

tou tvorby těchto gelů je reakce amorf-

ního SiO2 z vysokoteplotního popílku

ve vodném prostředí s hydroxidem vá-

penatým (Ca(OH)2), který vzniká ze-

jména jako vedlejší produkt hydratace

alitu (C3S) a belitu (C2S). Pro úplné vy-

užití použitého vysokoteplotního popíl-

ku jako pucolánové příměsi je tedy tře-

ba dostatečné množství Ca(OH)2. Zby-

lý popílek nezúčastněný pucolánové

reakce v betonu zastává funkci mikro-

plniva a lze jej tedy charakterizovat ja-

ko příměs typu I [6].

Běžná praxe dávkování popílku jako

částečné náhrady cementu se však ří-

dí převážně již provedenými zkouškami

a zkušenostmi s daným typem popílku

a pohybuje se v rozmezí zhruba 10 až

25 % z hmotnosti cementu. Množství,

kterým lze nahradit jistou část dávky

cementu, je poté dále zohledněno dle

konceptu k-hodnoty, jež je zavedená

v již zmíněné betonářské normě ČSN

EN 206 [2]. A právě v tomto ohledu se

naskýtá prostor pro optimalizaci dáv-

kování popílku.

OPTIMALIZACE DÁVKOVÁNÍ

VYSOKOTEPLOTNÍHO POPÍLKU

Jako optimalizace dávkování byla touto

prací navržena metodika pracující s gra-

nulometrií popílku jako příměsi a cemen-

tu. Vizí je dosažení maximální hutnosti

suché směsi cementu s popílkem, po-

případě dalšími látkami. Maximální hut-

nost jemných složek v betonové smě-

si vede k zlepšení vlastností betonu ze-

jména v zatvrdlém stavu ve dvou liniích.

První pozitivní ovlivnění lze spatřit

v dosažení minimální mezerovitosti ce-

mentové pasty, což velice pozitivně pů-

sobí na pevnostní i trvanlivostní charak-

teristiky betonu. V tomto ohledu lze te-

dy na aplikovaný popílek nahlížet taktéž

jako na mikroplnivo.

V druhé linii je vliv spatřován ve vznik-

lé velmi jemné a husté síti C-S-H gelů,

která dále vyplňuje strukturu cemento-

vé pasty, a tím je dále snižována její pó-

rovitost i pórovitost tranzitních zón me-

zi zrny kameniva a cementovým kame-

nem. Nezhydratovaná část popílku na-

dále působí jako mikroplnivo.

Je však nutné zmínit taktéž pozitiv-

ní vliv vysokoteplotního popílku na reo-

logii čerstvého betonu. Optimalizovaná

dávka popílku přinese zlepšení mecha-

nicko-fyzikálních parametrů zatvrdlého

betonu, k čemuž přispěje taktéž menší

dávka záměsové vody, právě díky zlep-

šení zpracovatelnosti čerstvého beto-

nu popílkem.

Samotná aplikace a optimalizované

dávkování popílku se může řídit vzá-

jemnou diferentností granulometrie po-

užitého popílku a cementu tak, aby byl

nalezen optimální vzájemný poměr ve-

doucí k maximální hutnosti těchto slo-

žek v suchém stavu společně. Běžně je

poté dávkováno až okolo 40 % popílku

sloužícího jako náhrada cementu, aniž

by bylo dosaženo horších pevnostních

a trvanlivostních charakteristik po del-

ším časovém intervalu zrání oproti běž-

ným betonům. Prokázaný pozitivní vliv

této metodiky sebou přináší i silný eko-

logický a ekonomický aspekt.

EXPERIMENTÁLNÍ VÝZKUM

Metodika práce

Pro ověření výše posaných závěrů op-

timalizace bylo připraveno několik be-

tonových směsí dvou pevnostních tříd

VÝVOJ KONSTRUKČNÍCH BETONŮ S ELEKTRÁRENSKÝMI

POPÍLKY ❚ DEVELOPMENT OF STRUCTURAL CONCRETE

WITH FLY ASH

3 9



na pomezí vysokopevnostních beto-

nů, pevnostní třídy C40/50 a C50/60.

Pro porovnání byl pro každou pevnost-

ní třídu betonu vyroben refereční vzorek

s použitím plné dávky cementu (z pro-

dukce společnosti Cemex Czech Re-

public) třídy CEM I 42,5 R. Optimaliza-

ce dávkování byla provedena pro čer-

nouhelný popílek z černouhelné tepel-

né elektrárny Dětmarovice a pro hně-

douhelný popílek z produkce elektrárny

Počerady.

U každé pevnostní třídy byly taktéž

připraveny vzorky dle běžné metodiky

návrhu složení betonu s užitím popíl-

ku. U pevnostní třídy C40/50 bylo dáv-

kováno v obou případech 20 % popílku

z hmotnosti cementu a u třídy C50/60

bylo dávkováno 17 % popílku z hmot-

nosti cementu. Před samotnou opti-

malizací byla stanovená pomocí pyk-

nometrické metody měrná hmotnost

cementu a obou popílků, přičemž zjiš-

těná měrná hmotnost sloužila pro pře-

počet objemových procent dávky po-

pílku na procenta hmotnostní. Samot-

ný granulometrický rozbor cementu

a obou použitých popílků byl prove-

den pomocí laserové metody. Pro ná-

zornost jsou přiloženy křivky zrnitosti

obou druhů popílků (obr. 1).

Na základě analýzy popílků a cemen-

tu bylo stanoveno optimální množství

popílku pro směs s cementem. Opti-

malizace byla řízena pomocí softwa-

ru vycházejícího z práce T. Reschke-

ho: Der Einfluss der Granulometrie der

Feinstoffe auf die Gefugeentwicklung

und die Festigkeit von Beton. Optimální

dávka černouhelného popílku Dětma-

rovice s daným cementem byla stano-

vena na 36 % z objemu pojivových slo-

žek a hnědouhelného popílku na 43 %

z objemu pojivových složek (obr. 2).

Jako plastifikační přísady bylo použito

superplastifikátoru na bázi akrylových

polymerů, přičemž bylo pro všechny

vyrobené směsi použito stejného pro-

centuálního dávkování, které bylo vzta-

ženo k celkovému obsahu pojivových

složek, tedy cementu a popílku. Pro

ověření plastifikačního účinku popílku

byla stanovena konzistence S3 všech

připravených směsí okolo 150 mm sed-

nutí kužele, dle ČSN EN 12350-2. Aby

bylo dosaženo předepsaného stupně

konzistence u všech směsí, byla měně-

na dávka záměsové vody. Konzisten-

ce čerstvé betonové směsi se zkouše-

la v čase do 90 min od zamíchání, v ro-

zestupech po 30 min pomocí alterna-

tivní metody, zkoušky rozlitím, dle ČSN

EN 12350-5.

Ověření pozitivního dopadu optima-

lizace bylo sledováno na pevnostních

charakteristikách zatvrdlého betonu,

konkrétně byla ověřována krychelná

pevnost v tlaku a statický modul pruž-

nosti betonu. Pevnostní charakteristiky

ztvrdlého betonu byly sledovány po 7,

28, 60, 90 a 360 dnech normového

zrání. Pro značení vyrobených vzor-

ků je dále v práci použito počátečních

písmen druhů popílků ve spojení s čí-

selným označením hmotnostního po-

dílu popílku z hmotnosti cementu, po-

případě zkratky OPT značící optimali-

zavanou dávku.

VÝSLEDKY A DISKUZE

Čerstvý beton

Prakticky u všech provedených zkou-

šek jak v čerstvém, tak zatvrdlém sta-

vu lze spatřit pozitivní vliv optimalizace

dávkování popílku. Dle předpokladu byl

patrný plastifikační účinek obou druhů

Obr. 1 Křivky zrnitosti a rozložení zrn

popílků Dětmarovice a Počerady ❚

Fig. 1 Granulometric curves and distribution

of fly ash grains of Detmarovice and Pocerady

samples

Obr. 2 Křivky mezerovitosti směsí popílků

Dětmarovice a Počerady a CEM I 42,5 R,

výstup použitého sw ❚ Fig. 2 Curves of

void content of mixtures of Detmarovice and

Pocerady fly ash with CEM I 42.5 R, output of

used sw

Pop. Detmarovice

Pop. Detmarovice

Pop. Pocerady

Pop. Pocerady

Pop. Pocerady fraction in total (CEM I 42,5 Cemex+Pop. Pocerady)Pop. Detmarovice fraction in total (CEM I 42,5 Cemex+Pop. Detmarovice)

0.44

0.42

0.40

0.38

0.36

0.34

0.32

0.44

0.42

0.40

0.38

0.36

0.34

0.32

Vo

id F

rac

tio

n

Vo

id F

rac

tio

n

0.10.0

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

Particle diameter [μm]C

um

ula

tive f

rac

tio

n,

dis

trib

uti

on d

en

sit

y101100 102 103

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.00.10.0 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

1

2a 2b



popílků, což se projevilo na snížení po-

třebné dávky záměsové vody pro do-

sažení požadované stejné konzisten-

ce. Vývoj konzistence čerstvého beto-

nu v čase je patrný z přiložených gra-

fů (obr. 3).

Je třeba podotknout, že díky plasti-

fikačnímu účinku popílku bylo možno

snížit množství záměsové vody u smě-

sí s optimalizovanou dávkou popílku

o cca 15 l na 1 m3 betonu oproti smě-

si s obvyklou dávkou popílku.

Jak je patrné z obou grafů (obr. 3)

zobrazujících závislost konzistence

na době od zamíchání směsi, u obou

pevnostních tříd došlo s použitím pů-

vodně navržené plastifikační přísady již

po 30 min k ztrátě požadované kon-

zistence. Proto byla u pevnostní tří-

dy C50/60 vyzkoušena jiná plastifikač-

ní přísada. Tato přísada byla na bázi

směsi lignosulfonanu a multikarboxy-

látu. V grafu na obr. 3b jsou receptury

s touto přísadou v označení doplněny

písmenem I. Působení této přísady eli-

minovalo nechtěnou ztrátu konzisten-

ce v čase. Je zřejmé, že ztráta konzi-

stence v čase je velmi závislá na kom-

patibilitě použitého druhu plastifikač-

ní přísady, cementu a popílků, kdy se

projevuje zřejmý vliv celkového obsa-

hu alkálií.

Zatvrdlý beton

Pro posouzení optimalizace dávek po-

pílků jsou nejzásadnější fyzikálně-me-

chanické parametry zatvrdlého beto-

nu, a to v delším časovém úseku zrání.

Z provedených zkoušek pevnosti beto-

nu v tlaku lze však konstatovat, že be-

tony, pro jejichž výrobu bylo užito op-

timalizované dávky vysokoteplotního

popílku, s rostoucí dobou zrání nejenže

dosahují stejných pevností jako beton

referenční, či betony s klasickou dáv-

Tab. 1 Nárůst či pokles [%] sledovaného parametru v porovnání s referenční směsí ❚ Tab. 1 Increase or decrease

of characteristics compared with reference mixture [%]

Stáří [d] 7 28 60 90 360 7 28 60 90 360

Označení směsi Rozdíl pevnosti betonu v tlaku [%] Rozdíl modulu pružnosti betonu v tlaku [%]

D-20 C40/50 -20,3 -22,3 -9,7 -8,2 -4,6 -10,2 -5 -4,8 -4,6 -3,9

P-20 C40/50 -9,2 -11,4 0 2,9 3,5 -6,8 0 -1,6 -1,5 -1,3

D-OPT C40/50 -37,2 -26,2 -4,7 4,3 14,6 -18,6 -3,3 -3,2 -3 -2,6

P-OPT C40/50 -32,9 -27,1 -8,5 5,2 18,4 -11,9 -5 -4,8 -4,5 -3,9

D-17 C50/60 -2,8 -4,3 -4,4 -1,8 1,1 -24,5 -3,1 -9,4 -9,2 -5

P-17 C50/60 -10,4 -5,3 -2,5 5,6 7 -15,8 -4,8 -9,4 -7,6 -5

D-OPT C50/60 -13,6 -6 -1,9 3,3 3,6 -24,5 -4,8 -6,1 -4,4 -5

P-OPT C50/60 -30,4 -23,9 -16,2 -2,5 2,7 -29,4 -11,9 -11,1 -9,2 -7,5

Time [min]

0 30 60 90

500

450

400

350

300

250

Flo

w [

mm

] REF C 40/50

D-20 C 40/50

P-20 C 40/50

D-OPT C 40/50

P-OPT C 40/50

Time [min]

0 30 60 90

500

450

400

350

300

250

Flo

w [

mm

]

REF C 50/60

D-17 C 50/60

P-17 C 50/60

D-OPT C 50/60

P-OPT C 50/60

REF-I C 50/60

D-17-I C 50/60

D-OPT-I C 50/60

Obr. 3 Vývoj konzistence v čase,

a) beton C40/50, B) beton C50/60 ❚

Fig. 3 Dependence of consistency on the

time elapsed from mixing, a) C40/50 concrete,

b) C50/60 concrete

Obr. 4 Vyjádření pevnosti jednotlivých

záměsí v tlaku vzhledem k referenční směsi

pro každou pevnostní třídu, a) C40/50,

b) C50/60

❚ Fig. 4 Compressive strengths of individual

mixtures related to reference mixture for each

strength class, a) C40/50, b) C50/60

Obr. 5 Vyjádření statického modulu

pružnosti jednotlivých záměsí v tlaku vzhledem

k referenční směsi pro každou pevnostní třídu

❚ Fig. 5 Static elasticity modulus of

compression of individual mixtures related to

reference mixture for each strength class

3a

3b

4a 4b

4 1



kou popílku, ale v některých případech

tyto pevnosti překonávají.

Při pohledu na přiložené grafy a ta-

bulku pevnosti v tlaku je patrný po-

čáteční pokles pevnosti takto navrže-

ných betonů. Je však třeba vyhodnotit

fakt, že tyto betony i přes výrazně pře-

vyšující dávku popílku oproti klasické-

mu návrhu dosahují již po 28 d prak-

ticky stejných hodnot pevnosti (obr. 4,

tab. 1). Bylo prokázáno, že optimální

dávka popílku, je-li dodrženo pravidlo

maximální hutnosti suché směsi ce-

mentu a popílku, nezaznamenala ani

po 28 d zrání téměř žádný pevnostní

propad v porovnání s běžnou dávkou

popílku. Z výsledků lze taktéž vypozo-

rovat, že pro obě pevnostní třídy vyka-

zuje lepší hodnoty optimalizovaná dáv-

ka popílku černouhelného, což je dá-

no jeho vhodnějším chemickým slože-

ním, větší jemností znamenající vyšší

měrný povrch a reaktivnost ve srovná-

ní s dávkou optimalizovaného množství

popílku hnědouhelného.

Obdobný trend vývinu pevnostních

charakteristik jako u pevnosti v tlaku je

možno pozorovat také u výsledků sta-

tických modulů pružnosti, kde však ani

jedním vzorkem betonu s popílkem ne-

byly překonány hodnoty betonů refe-

renčních. Pozoruhodný je taktéž ná-

růst modulů pružností u optimalizova-

ných směsí mezi 7. a 28. dnem zrání.

Přiložené grafy opět zobrazují procen-

tuální pokles nebo nárůst sledované-

ho parametru v porovnání s referenč-

ní směsí (obr. 5).

ZÁVĚR

Dosažené výsledky potvrzují možnos-

ti optimalizovat dávky popílků ve vzta-

hu ke konkrétnímu typu použitého ce-

mentu s cílem minimalizovat mezerovi-

tost těchto směsí jak v suchém stavu,

tak následně snížit pórovitost v zatvrd-

lém cementovém kameni. Současně

lze výrazně zvýšit dávky popílků, při po-

zitivním vlivu na zpracovatelnost čer-

stvého betonu bez negativních dopa-

dů na pevnosti betonu v tlaku i v re-

lativně krátkém čase zrání – 28 d. Jak

lze pozorovat nejsou ani relativně vyso-

ké dávky popílku, okolo 40 % z objemu

cementu, překážkou pro výrobu vyso-

kopevnostních betonů.

Otázkou pro další studium je pro-

zkoumat podrobněji trvanlivosti těchto

betonů v různých stupních agresivních

prostředí a pokusit se ještě více zefek-

tivnit jejich využití, například optimali-

zací s dalším typem příměsí. Efektiv-

nější využitelnost popílku sebou přiná-

ší vysoký ekonomický a environmen-

tální potenciál.

Uvedené výsledky byly získány za podpory

a řešení projektu MPO ČR FR –TI 4/582.

Bc. Martin Ťažký




oba: ÚTHD



Ing. Tomáš Ťažký


Siemensova 2716/2, 155 00 Praha 5


Literatura:

[1] Ťažký M.: Vývoj konstrukčních betonů s elektrárenskými popílky,

Brno, 2014, 91 s., 5 s. příl., Bakalářská práce, Fakulta stavební

VUT v Brně, Ústav technologie stavebních hmot a dílců

[2] ČSN EN 206 Beton: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda,

Praha, ÚNMZ, 2014

[3] Šmilauer V., Zobal O., Bittnar Z., Hela R., Snop R., Donát R.:

Využití úletových popílků pro betonáž masivních konstrukcí,

Beton TKS 2/2014: Technologie – Beton v extrémních

podmínkách, roč. 14, s. 60–65

[4] Pytlík P.: Technologie betonu, Brno, VUT v Brně, CERM, 1994,

ISBN 8085867079

[5] Thomas M. D. A., Shehata M. H., Shashiprakash S. G., Hopkins

D. S., Cail K.: Use of ternary cementitious systems containing

silica fume and fly ash in concrete, Cement and Concrete

Research, 1999, Vol. 29, pp. 1207–1214, ISSN 0008-884

[6] Hela R. a kol.: Příručka Popílek v betonu: Základy výroby

a použití, 2. přeprac. vyd., Brno, Praha: ČEZ Energetické produk-

ty, s. r. o., 2013, s. 28, ISBN 978-80-260-4226-6

[7] Hela R., Bodnárová L., Maršálová J.: Fly Ashes Thermal

Modification and their Utilization in Concrete, In Fibre Concrete

and High Performance Concrete 2003, System-based Vision

for Strategic and Creative Design, Roma, 2003, Vols 1-3,

p. 1649–1652, ISBN 90-5809-599-1

[8] Bodnárová L., Jarolím T., Válek J., Brožovský J., Hela R.:

Selected Properties of Cementitous Composites with Portland

Cements and Blended Portland Cements in Extreme Conditions,

Sustainable development of urban and rural areas, Applied

Mechanics and Materials, Vol. 507, pp. 443–448, 2014,

3rd Intern. Conf. on CE

[9] Frýzová R.: Fázové složení elektrárenských popílků:

Kvantitativní stanovení vybraných minerálů, Brno, 2012,

Rešerše k tématu diplomové práce, Přirodovědecká fakulta MU,

Ústav geologických věd

[10] ASTM C 618 – 12a, Standard Specification for Coal Fly Ash

and Raw or Calcined Natural Pozzolan for Use in Concrete, USA:

ASTM International is a member of CrossRef

5a 5b

VLIV POPÍLKŮ NA VYBRANÉ VLASTNOSTI CEMENTOVÝCH POJIV

❚ INFLUENCE OF FLY ASHES ON THE SELECTED PROPERTIES

OF CEMENT BINDERS



Ondřej Zobal, Vít Šmilauer,

Wilson Ricardo Leal da Silva,

Barbora Mužíková, Pavel Padevět

Článek pojednává o úletovém popílku jako

aktivní příměsi do cementového pojiva. Je zde

porovnána pevnost, mrazuvzdornost, efektiv-

ní pórovitost a lomová energie cementových

pojiv s a bez příměsí popílků. Závěrem je

uveden nomogram, který odhaduje maximální

teplotu v konstrukci během tvrdnutí s vlivem

různých příměsí. ❚ The paper deals with fly

ash as an active admixture in cementitious

binder. Cementitious binders with and without

the added fly ash are compared in terms

of strength, freeze/thaw resistance, effective

porosity and fracture energy. At the end,

a nomogram is presented which estimates

maximum temperature in a structure during

hydration with various admixtures.

ÚLETOVÝ ELEKTRÁRENSKÝ

POPÍLEK

Úletový popílek vzniká spalováním uh-

lí v tepelných elektrárnách. Jedná se

o heterogenní materiál, jenž je tvořen

částicemi o charakteristické velikosti 0

až 100 μm, které mají převážně kulovi-

tý sklovitý charakter (obr. 1). Jednotlivé

částice mohou mít dosti odlišné fyzikál-

ní, chemické a mineralogické vlastnos-

ti. Tyto vlastnosti jsou ovlivňovány kvali-

tou spalovaného uhlí a technologií spa-

lovacího procesu [1; 2].

Úletové popílky se rozdělují dle růz-

ných klasifikací. Např. norma EN ČSN

450 dělí popílek do čtyř skupin dle ob-

sahu SiO2 a Al2O3. Norma ASTM C618

definuje dvě skupiny F a C (české po-

pílky odpovídají převážně skupině F).

Z dalších klasifikací lze zmínit kanad-

skou normu CSA.A23, která vychází

z působení popílku na čerstvý a tvrd-

noucí cement a rozděluje popílek do tří

skupin podle obsahu Ca [1; 3; 4; 5].

Dle asociace ASVEP se v České re-

publice ročně vyprodukuje přibližně

13 mil. t vedlejších energetických pro-

duktů. Největší podíl přitom předsta-

vuje úletový popílek z klasického spa-

lování uhlí (71 %), což řadí Českou re-

publiku mezi největší producenty po-

pílku na jednoho obyvatele na světě.

Příčinou je vysoký obsah jílovitých mi-

nerálů v uhlí.

V současné době se využívá přibližně

11 % úletových popílků do betonových

a cementových směsí. Největší překáž-

kou jejich širšího využití je pravděpo-

dobně variabilita jejich vlastností a po-

malý nárůst počáteční pevnosti. Pří-

měs popílků naopak snižuje hydratační

teplo, což je výhodné u masivních kon-

strukcí, kde nevadí pomalý nárůst pev-

nosti [6]. Variabilitu zrnitosti popílků lze

vhodně optimalizovat pomocí míchání

více definovaných frakcí [7].

Důležitým faktem je, že popílek v ce-

mentových a betonových směsích ne-

vystupuje pouze jako plnivo, nýbrž se

díky svým pucolánovým vlastnostem

aktivně podílí na hydratačním proce-

su. V současné době existují betony

HVFAC (High Volume Fly Ash Concre-

te), kde úletový popílek nahrazuje přes

50 % slinku [8].

Cílem článku je porovnání vybraných

vlastností cementových past a malt

s různou mírou substituce slinku. Po-

rovnává se pevnost v tlaku, v tahu

za ohybu, objemová hmotnost, efek-

tivní pórovitost, mrazuvzdornost a lo-

mová energie. Závěrem je uveden no-

mogram, který určuje maximální tep-

lotu betonové konstrukce během tvrd-

nutí také v závislosti na míře substitu-

ce popílkem.

PROVEDENÉ EXPERIMENTY

Experimenty se prováděly na cemen-

tových pastách a maltách se substitu-

cí 0 až 70 % z hmotnosti slinku. Tab. 1

shrnuje složení cementových materiá-

lů. Byl použit cement CEM I 42,5 R Ra-

dotín, pro pasty úletový popílek z elek-

trárny Mělník, pro malty úletový popí-

lek z elektrárny Tušimice. Použité po-

pílky splňovaly normu ČSN EN 450

[3].

Pevnost v tlaku

V laboratoři byla z past P1 až P5 při-

pravena série válcových zkušebních

vzorků Ø10 × 40 mm. Vzorky byly ulo-

ženy při 20 °C ve vodní lázni. Zkouška

pevnosti v tlaku, stejně jako zkouška

pevnosti v tahu za ohybu byla prová-

děna na testovacím přístroji MTS Alian-

ce RT-30 s maximální zatěžovací silou

30 kN v tlaku i tahu.

Obr. 2 ukazuje známý fakt, že pev-

nosti směsných cementů vykazují niž-

ší 28denní tlakové pevnosti. Dlouho-

dobé pevnosti však díky pucoláno-

vé reakci popílku mohou převýšit pev-

nost portlandských past [4]. Původně

navržená 28denní pevnost jádrového

betonu 10 MPa u přehradního tělesa

VD Orlík se po padesáti letech zvýšila

na 38,7 MPa [9].

Pevnost v tahu za ohybu

Pro zkoušku pevnosti v tahu za ohybu

byly z past P1 až P5 připraveny trám-

ky o rozměrech 20 × 20 × 100 mm.

Na obr. 3 jsou naměřené průměr-

né hodnoty po 28 dnech. U portland-

ské pasty je hodnota výrazně nižší než

u past s příměsí popílku. Pravděpo-

dobnou příčinou nárůstů pevností smě-

sí s popílkem je omezení vzniku trhlin

a vyšší lomová energie.

Objemová hmotnost a efektivní

pórovitost

Tělesa z past P1 až P3 velikosti 40 ×

40 × 80 mm byla uložena ve vodní láz-

ni, jedna skupina vzorků jeden měsíc

a druhá čtrnáct měsíců. Poté byla těle-

sa opatřena nátěrem z epoxidové prys-

kyřice, aby odpařování vody probíha-

lo jedním směrem. Tělesa byla vystave-

na teplotě 105 °C po dobu 240 h, kdy

Tab. 1 Složení zkušebních směsí ❚

Tab. 1 Composition of test mixtures

Označení

směsi [-]

Cement

[g]

Popílek

[g]

Voda

[g]

Písek

[g]

P1 100 0 40 –

P2 60 40 40 –

P3 50 50 40 –

P4 40 60 40 –

P5 30 70 40 –

M1 100 0 50 300

M2 75 25 50 300

M3 60 40 50 300

M4 50 50 50 300

1

4 3



došlo k odpaření volné vody a ustálení

hmotnosti (obr. 4).

Objemová hmotnost v saturova-

ném a vysušeném stavu je uvedena

v tab. 2. Z výsledků je patrné, že efek-

tivní pórovitost je cca 20 % a čím více

popílku směs obsahuje, tím je pórovi-

tost vyšší. Rozdíl mezi směsí z port-

landského cementu a směsí s popíl-

kem je minimální, popílek tedy stej-

ně jako stáří vzorků nemá velký vliv

na efektivní pórovitost.

Mrazuvzdornost

Zkušební vzorky z past P1 až P3 ve-

likosti 40 × 40 × 160 mm byly staré

sedm náct a třicet dva měsíce a po ce-

lou dobu zrání byly uloženy ve vodě při

20 °C. Metodika měření mrazuvzdor-

nosti vychází z normy ČSN 73 1322

a jedná se o destruktivní metodu mě-

ření. Tento postup nezahrnuje účinky

prostředí se solemi (např. chloridů).

Vzorky byly postupně podrobeny 50,

100 a 150 zmrazovacím cyklům. Kaž-

dý cyklus se skládá ze dvou fází. Prv-

ní fáze je zmrazování – teplota – 20 °C,

doba trvání 4 h. Druhá fáze je rozmra-

zování – teplota +20 °C, doba trvání

2 h. Sledovaným parametrem je změ-

na hmotnosti jednotlivých zkušebních

těles, případně i hmotnost odpadu

po každé sadě cyklů. Pro měření byla

použita klimatická komora firmy Weiss

WKL 100.

Na měření bylo použito šest skupin

zkušebních těles (tři různé směsi, dvě

různá stáří). Od každé směsi byly po-

užity tři zkušební vzorky (celkem osm-

náct zkušebních těles). Pro zkoušku by-

la tedy plně saturována. Z naměřených

rozměrů a hmotnosti byla dopočítá-

na objemová hmotnost. Na objemovou

hmotnost nemá vliv stáří vzorků (roz-

díl do 1,6 %). Tab. 3 shrnuje objemové

hmotnosti vzorků před měřením a hmot-

nosti před a po zmrazovacích cyklech.

Po maximálním počtu zmrazovacích

cyklů (150 cyklů) je ztráta hmotnosti

minimální (maximálně 1,6 % oproti ne-

zmrazeným vzorkům) na všech vzor-

cích. Odpad nevznikl žádný. Vzorky

všech směsí lze tedy prohlásit za mra-

zuvzdorné po 150 zmrazovacích cyk-

lech (limitní hodnota je 5 %). Substitu-

ce slinku neměla negativní vliv na tu-

to vlastnost.

Problém je, že se po 150 zmrazo-

vacích cyklech objevilo větší množství

trhlin na vzorcích s popílkem, což ne-

gativně ovlivňuje případné nedestruk-

tivní zkoušky mrazuvzdornosti a sa-

mozřejmě i pevnost vzorků.

Lomová energie

Experiment se zabýval měřením lo-

mové energie na maltách M1 až M4

(tab. 1). Po výrobě byla polovina vzor-

ků uložena k vytvrdnutí do vodní láz-

Obr. 1 Charakteristické kulovité částice popílku (elektrárna

Chvaletice) ❚ Fig. 1 Characteristic spherical particles of fly ash

(power plant Chvaletice)

Obr. 2 28denní pevnosti past v tlaku ❚ Fig. 2 Compressive

strength of pastes after 28 days

Obr. 3 28denní pevnosti past v tahu za ohybu ❚ Fig. 3 Tensile

strength of pastes after 28 days

Obr. 4 Změna hmotnosti zkušebních vzorků cementové pasty s různým

podílem popílku v průběhu sušení ❚ Fig. 4 Change in the weight of

specimens of cement paste with different proportion of fly ash in during

drying

Tab. 3 Objemová hmotnost a hmotnost všech směsí během měření ❚

Tab. 3 Volume density and the weight of all mixtures during

the measurement

Označení[-]

Stáří vzorků [měsíce]

Průměrná objemová hmotnost [kg/m3]

∅ Průměrná hmotnost [g]

před zmrazovacími

cykly

po 50 cyklech

po 100 cyklech

po 150 cyklech

P1 new 17 1 990 481 480 479 474

P1 old 32 1 962 501 500 499 496

P2 new 17 1 844 465 463 462 459

P2 old 32 1 856 448 447 446 442

P3 new 17 1 780 456 455 454 451

P3 old 32 1 806 434 433 432 429

Tab. 2 Průměrné hodnoty objemové

hmotnosti pro každou směs a její efektivní

pórovitost ❚ Tab. 2 Average values of

volume density for each mixture and their

effective porosity

Směs∅ ρ ρsat

[kg/m3]

∅ ρ ρvys

[kg/m3]

Efektivní

pórovitost

[%]

P1 1m 1 996 1 616,951 17,9

P1 14m 2 011,82 1 651,535 19

P2 1m 1 815 1 416,04 21,2

P2 14m 1 824,075 1 437,126 22

P3 1m 1 812,567 1 430,977 22,1

P3 14m 1 779,493 1 386,952 21,1

2

Čas [h]

Hm

otn

ost

[%]

P1 1 m

P2 1 m

P3 1 m

P1 14 m

P2 14 m

P3 14 m

075.0

80.0

85.0

90.0

95.0

100.0

50 100 150 200 250

3

4



ně a polovina ponechána na vzduchu,

tímto byl sledován vliv způsobu ošet-

řování na výslednou lomovou ener-

gii. Na vzorcích byly provedeny zá-

řezy, vzorky byly přeměřeny, zváže-

ny a po čtnácti týdnech od výroby od-

zkoušeny pomocí metody fiktivní trhliny

dle Hillerborga [10].

Zkoušky byly prováděny pomocí tří-

bodového ohybu (obr. 5). Měřena by-

la síla zatěžující vzorek P, posun příč-

níku δ a u vybraných vzorků se pomocí

extenzometru měřilo rozevírání trhliny.

Byly stanoveny diagramy závislosti za-

tížení na průhybu pro jednotlivé vzorky

a pomocí nich byla určena hodnota lo-

mové energie.

Pracovní diagramy pro jednotlivé re-

ceptury jsou pro názornost porovnány

na obr. 6, z něhož je patrné, že nahra-

zení části cementu popílkem má vliv

i na jiné vlastnosti kromě zde řešené

lomové energie, a to na pevnost tělísek

a na jejich modul pružnosti. Hodnoty

lomové energie pro jednotlivé způso-

by ošetřování a receptury jsou uvede-

ny na obr. 7.

Nahrazení cementu popílkem jako

pojiva má do jistého množství pozitivní

vliv na lomovou energii, jak bylo před-

pokládáno. Ideální množství popílku se

pohybuje mezi 25 až 40 % celkového

množství pojiva, tedy množství obsa-

žené ve směsích M2 a M3.

Při postupném přidávání popílku

na 25 až 40 % jsou však vyšší hodno-

ty u suchých vzorků než u vzorků sa-

turovaných (obr. 7). Postupné přidává-

ní popílku do 40% substituce (malty

M2, M3) mírně zvyšuje lomovou ener-

gii. Dodatečná energie pochází z růstu

trhlin okolo popílkových částic a jejich

vytahování z matrice C-S-H gelu. Při

substituci 50% je pevnost matrice nižší

a lomová energie začíná klesat.

NOMOGRAM PRO PŘEDPOVĚĎ

MAXIMÁLNÍ TEPLOTY BETONU

O využití popílků při stavbě masivních

konstrukcí bylo již krátce pojednáno

v minulém příspěvku [6]. Hlavní výho-

dou použití popílku v masivních kon-

strukcích zůstává možné snížení množ-

ství hydratačního tepla a pomalá puco-

lánová reakce [7].

Pro rychlý odhad maximální teploty

během hydratace betonu byl dříve vy-

tvořen nomogram [6]. Ten bude nyní

rozšířen o další příměsi, např. popílky

třídy C a F dle ASTM C618, mikromletý

vápenec, strusku a mikrosiliku [11]. Obr.

8 ukazuje příspěvek příměsí k uvolně-

nému teplu cementových past během

izotermální kalorimetrie [6, 12, 13, 14].

Z porovnání křivek pro jednotlivé měře-

né sady vyplývá, že popílek třídy F při-

spívá k hydratačnímu te plu poměrně

málo, zatímco reakci strusky či popílku

třídy C nelze zanedbat.

Příspěvek příměsí k hydratačnímu tep-

lu Portlandského cementu vyjádříme

zjednodušeně pomocí k-hodnoty (ce-

menting efficiency factor k), kterou pů-

vodně zavedl Smith v roce 1967 [15]

pro nárůst pevnosti betonu a nyní je

převzata do dalších norem. k-hodno-

tu zde použijeme pro příspěvek uvol-

ňovaného tepla, kde inertní materiál

Obr. 5 Průběh měření

❚ Fig. 5 The real test

Obr. 6 Pracovní diagramy ❚

Fig. 6 Load-deflection curves

Obr. 7 Lomová energie

❚ Fig. 7 Fracture energy

Obr. 8 Hydratační teplo směsných cementů

při izotermální kalorimetrii 20 °C ❚

Fig. 8 Hydration heat of blended binders

during isothermal calorimetry at 20 °C

5

6

8

7

Čas [hod]

Lo

mo

vá

en

erg

ie [

N/m

]

M1

Čas hydratace [dny]

100% CEM I

75% CEM I + 25% FA – F

45% CEM I + 55% FA – F

kpopílek – F ≈ 0.0–0.15400

320

240

160

80

0

Uvo

lně

né t

ep

lo [

J/g

po

jivo]

0 3 6 9 12 15


100% CEM I

60% CEM I + 40% Struska

kpopílek – F ≈ 0.8400

320

240

160

80

0

Uvo

lně

né t

ep

lo [

J/g

po

jivo]

0 3 6 9 12 15


100% CEM I

90% CEM I + 10% SF

kpopílek – F ≈ 1.0400

320

240

160

80

0

Uvo

lně

né t

ep

lo [

J/g

po

jivo]

0 3 6 9 12 15


100% CEM I/II

65% CEM I/II + 35% FA – C

45% CEM I/II + 55% FA – C

kpopílek – F ≈ 0.6–0.8400

320

240

160

80

0

Uvo

lně

né t

ep

lo [

J/g

po

jivo]

0 3 6 9 12 15

0,00

40,00

10,00

50,00

20,00

60,00

80,00

30,00

70,00

90,00

M2 M3 M4

Suché

Saturované

0

50

0,05 0,10 0,15 0,20

Saturované vzorky

δ [mm]

100

150

P [N]

4 5



má hodnotu k = 0, zatímco Portland-

ský cement k = 1. Mezilehlé hodno-

ty odpovídají reaktivitě příměsí. Efek-

tivní hodnota příměsí S, která se po-

užívá dále v nomogramu, se vypočte

z rovnice

Sm

m kpojivo i

n

= −( )=∑

11

1příměs, i příměs, i

,

kde mpojivo je hmotnost pojiva v beto-

nu (slinek a příměsi), mpříměs je hmot-

nost příměsi s odpovídající k-hodnotou.

Následující k-hodnoty vychází převáž-

ně z obr. 8, kdy se určil průměr pomě-

rů hydratačních tepel ve 3, 7, 14 dnech:

• k = 0 až 0,15 pro velmi malou reak-

tivitu: mikromletý vápenec, křemen-

ná moučka, nemletý úletový popílek

třídy F,

• k = 0,5 pro malou reaktivitu: jemně

mletý úletový popílek třídy F,

• k = 0,8 pro střední reaktivitu: struska

a úletový popílek třídy C,

• k = 1 pro vysokou reaktivitu: mikro-

silika.

k-hodnota není během hydratace kon-

stantní, popílek či struska mají opoždě-

nou reaktivitu oproti slinku, navíc vyka-

zuje variabilitu dle reaktivnosti příměsi.

Průměrná hodnota ze 3, 7 a 14 dnů je

vybrána jako kompromis mezi měřený-

mi daty hydratačních tepel a časem ma-

ximální teploty na betonové konstrukci.

Nomogram vychází ze simulace 1D

vedení tepla, které bylo popsáno dříve

[6]. V simulaci a v nomogramu se vy-

skytuje pět parametrů, které mají násle-

dující význam a kde se uvažovaly násle-

dující rozsahy hodnot:

• mpojivo – hmotnost pojiva (slinek a pří-

měsi) (0 až 500 kg/m3),

• S – efektivní hodnota příměsí (0 až

75 %),

• t – tloušťka prvku, na obou stranách

se uvažuje disipace tepla do okolí (0,5

až 4 m),

• Ti – počáteční teplota betonu (5 až

30 °C),

• Ta – konstantní teplota vzduchu (0 až

40 °C).

Statistická analýza hodnot mezi si-

mulací a nomogramem vede k smě-

rodatné odchylce 6,8 °C pro hladinu

spolehlivosti 90 % [11]. To zname ná, že

nomogram poměrně dobře ilustru-

je chování 1D modelu vedení tepla.

Obr. 9 ukazuje výsledný nomogram

pro předpověď maximální teploty bě-

hem tvrdnutí betonu včetně vlivu pří-

měsí. Nomogram zároveň ukazuje způ-

sob zadávání dat a odečtení výsled-

né teploty. Pro jiný základ pojiva než

CEM I 42,5 R je třeba výsledky ko-

rigovat dle obr. 10. Příčinou je odliš-

ná kinetika hydratace pojiva a změ-

na času dosažení maximální teploty.

Jednoduchou předpověď výsledné

teploty na základě uvedeného no-

mogramu je možné stáhnout zdar-

ma jako mobilní aplikaci v Apple’s

App Store pod názvem „Mass Con -

crete App – Temperature Module“,

viz https://appsto.re/dk/tEMB1.i.

Validace

Pro validaci a ověření nomogramu by-

lo vybráno šest masivních betonových

konstrukcí z celého světa (obr. 11). Va-

lidované konstrukce zahrnují přehradu

Obr. 9 Nomogram

pro určení maximální

teploty betonu

během tvrdnutí ❚

Fig. 9 Nomogram

for maximum

concrete temperature

during hardening

Obr. 10 Korekce

pro jiný základ pojiva

než CEM I 42,5 R ❚

Fig. 10 Correction

for binder basis

different from

CEM I 42,5 R

10

9



Orlík, půlku základové desky 36 × 17 ×

0,65 m chrámu na ostrově Kauai, Ha-

waii, základový blok 1 050 m3 v Balnea-

rio Camboriú, SC, Brazílie, dva bloky

1 m3 a spodní desku mostovky Nového

spojení v Praze.

Obr. 9 ukazuje zadání vstupních hod-

not pro validaci V3. Rozdíly maximál-

ních teplot při validaci v tab. 4 mají růz-

ný původ: od přepočtu modelu na no-

mogram, nepřesné okrajové podmínky

(izolace povrchu betonu, tepelné cha-

rakteristiky betonu, kontinuální beto-

náž, teplota vzduchu, oslunění), či ne-

přesnou počáteční teplotu betonu. Vali-

dace přesto ukazují poměrně malé od-

Obr. 11 Validované konstrukce pro maximální teploty, a) přehrada Orlík, b) půlka základové desky 36 x 17 x 0,65 m chrámu na ostrově Kauai,

Hawaii (foto Himalayan Academy), c) základový blok 1050 m3 v Balneario Camboriú, SC, Brazílie (foto Formula F10 Empreendimentos), d,e) dva

bloky 1 m3, f) spodní deska mostovky Nového spojení v Praze (foto D. Prause) ❚ Fig. 11 Validated constructions for maximum temperatures

Tab. 4 Vstupní data a validace nomogramu ❚ Tab. 4 Input data and nomogram validation

Zm

ěřen

o

Pře

dp

ověď

Chy

ba

KonstrukceZáklad

pojiva Bc

Příměs 1) mpojivo

[kg/m3]

S

[%]

t

[m]

Ti

[°C]

Ta

[°C]

Tmax,m

[°C]

Tmax,n

[°C]

ΔT

[°C]

V1: Přehrada Orlík

CEM I 32,5R28 % popílek F + 22 % struska

180 32,4 2 18 25 40 34,1 -5,9

V2: Základová deska chrámu na Hawaii

CEM I 42,5R 58 % popílek F 250 58 0,65 20 25 30,5 33 +2,5

V3: Základový blok 1050 m3

CEM I 52,5R 45 % popílek F 341 45 2,6 14 23 51 51,3 +0,3

V4: Blok A 1 m3 CEM I 52,5R 45 % popílek F 420 45 1 23 23 55,5 58,9 +3,4

V5: Blok B 1 m3 CEM I 42,5R – 310 0 1 18 15 50,2 55,6 +5,4

V6: Deska mostovky

CEM I 42,5R5 % mikromletý vápenec

400 5 0,7 152) 252) 56,2 57,2 +1

1) Hmotnostní podíl v pojivu, 2) Odhadnuté hodnoty

11a

11c

11e

11b

11d

11f

4 7



chylky a potvrzují správnost nomogra-

mu na různých konstrukcích.

Prezentovaný nomogram umožňuje

předpovídat maximální teploty během

tvrdnutí betonu pro Portlandské ce-

menty i směsná pojiva s příměsí po-

pílku, strusky a dalších minerálních lá-

tek. Pro přesnější popis teplotního po-

le je třeba použít přímé řešení rovnice

vedení tepla, pro inženýrské aplikace

však použití nomogramu ve velké mí-

ře dostačuje.

ZÁVĚR

Úletový popílek nachází svoje uplatně-

ní při výrobě cementových pojiv. Jak

ukazují série experimentů nejen z to-

hoto článku, náhrada slinku úletovým

popílkem do přibližně 40 % hmotnosti

představuje přijatelnou mez. Další zvý-

šení obvykle vyžaduje dodatečné třídě-

ní či míšení popílků a definování dalších

vlastností nad rámec norem. Úletový

popílek se efektivně používá pro zmen-

šení hydratačního tepla pojiva, jak je

ukázáno v nomogramu a ve validacích

na masivních konstrukcích.

Popílek nalezl uplatnění pro zmenše-

ní rizika a průběhu alkalicko-křemičité

reakce [16]. V současné době probíhá

výstavba pěti velkých přehrad ve Špa-

nělsku se spotřebou betonu 2,3 mil. m3

[17]. Energias de Portugal specifiku-

je v přehradách minimální podíl popíl-

ku 30 % pro zachování trvanlivosti kon-

strukce. Pět nových budovaných pře-

hrad obsahuje okolo 50 % úletového

popílku.

Příspěvek vznikl za podpory projektu SGS

14/122/OHK1/2T/11 – Experimentální metody

použitelné pro analýzu materiálů a konstrukcí,

dále za podpory Evropské unie, projektu OP Va-

VpIč.CZ.1.05/2.1.00/03.0091 – Univerzitní cen-

trum energeticky efektivních budov a projektu

CESTI TE01020168 za podpory programu Cen-

tra kompetence Technologické agentury České

republiky (TAČR).

Ing. Ondřej Zobal


tel.: 224 354 495

doc. Ing. Vít Šmilauer, Ph.D.


tel.: 224 354 483

Ing. Wilson Ricardo Leal

da Silva, Ph.D.


tel.: 224 354 629

Bc. Barbora Mužíková

e-mail: barbora.muzikova

@fsv.cvut.cz

tel.: 224 354 484

Ing. Pavel Padevět, Ph.D.


tel.: 224 354 484

všichni: Katedra mechaniky

Fakulta stavební ČVUT v Praze

Thákurova 7, 166 29 Praha 6

Literatura:[1] Fečko P. a kol.: Popílky, Vysoká škola

báňská – Technická univerzita Ostrava, 2003

[2] Lutze D., vom Berg W.: Příručka – Popílek do betonu: Základy výroby a použití, nakladatelství ČEZ Energetické produkty, s. r. o., 2013

[3] ČSI: ČSN EN 450 Popílek do betonu, Praha, 2008

[4] Neville A. M.: Properties of concrete, New York, 2009

[5] Ahmaruzzaman: M.: A review on the utilization of flay ash, Progress in energy and Combustion Science 36, 2010

[6] Šmilauer V. a kol.: Využití úletového popíl-ku pro betonáž masivních konstrukcí, Beton TKS 2/2014, str. 60–65

[7] Zobal O., Padevět P., Šmilauer V., Bittnar

Z.: Problems with variability in using fly

ash in mixed cement, Advanced Materials Research vol. 969, 2014

[8] United Kingdom Quality Ash Association: High volume fly ash concrete, Technical data sheet 1.8, 2012

[9] Zobal O. a kol.: Analýza betonu z tělesa přehrady Orlík po padesáti letech, Beton TKS 2/2014, str. 19–25

[10] Surenda P.: Fracture mechanics of con-crete, 1st ed. New York: John Wiley and Sons, 1995

[11] Da Silva W. R. L., Šmilauer V.: Nomogram for maximum temperature of mass con-crete structures, Concrete International, v tisku, 2015

[12] Kocaba V.: Development and evaluation of methods to follow microstructural development of cementitious systems including slags, PhD Thesis, École

Polytechnique Fédérale de Lausanne, Lausanne, CH, October 2009

[13] Varga I. a kol.: Application of internal curing for mixtures containing high volu-mes of fly ash, Cement and Concrete Composites 34, 2012

[14] Pane I., Hansen W.: Investigation of blended cement hydration by isothermal calorimetry and thermal analysis, Cement and Concrete Research 35, 2005

[15] Smith I. A.: The design of fly ash con-cretes, Proc. Inst. Civil Eng. London, Vol. 36, 1967

[16] Pertold Z. a kol.: Alkalicko-křemičitá reakce v České republice a možnosti její eliminace, Beton TKS 2/2014, str. 34–41

[17] Carmela A. a kol.: The use of fly ash in EDP hydro projects, Proc. of Intern. conf. EuroCoalAsh 2014, pp. 107–117

Firem

ní p

reze

nta

ce

BEDNICÍ SYSTÉMY A PLÁNOVÁNÍ JEJICH NASAZENÍ ❚

FORMWORK SYSTEMS AND DESIGN OF THEIR USAGE



Radek Syka

Článek přehledně popisuje specifika spoje-

ná s návrhy a projekty bednění. Zaměřuje se

na použití stavebnicových bednicích systémů

a zdůrazňuje výhody úzké spolupráce doda-

vatele bednicího systému, dodavatele stavby,

projektanta a architekta již od počátečních

koncepčních řešení návrhu budoucího staveb-

ního objektu. ❚ The article briefly describes

specifics of formwork planning. It focuses on

the use of modern modular formwork systems

and highlights the benefits of close cooperation

of formwork supplier, contractor, designer and

architect from the very beginning of a project.

Beton je dnes integrální součástí sta-

vebnictví a jen málokterý projekt se

bez něj obejde. Ať se jedná o základy,

stropy, nosné sloupy, výtahové šach-

ty nebo dokonce celé konstrukce, be-

ton se už po desetiletí nemalou měrou

podílí na tváři našich měst i krajiny. Dí-

ky moderním technologiím může archi-

tekt popustit uzdu své fantazii, ale tvar

betonové konstrukci nakonec vtiskne

pouze vhodně zvolené bednění. S mo-

derním systémovým či stavebnicovým

bedněním tak za posledních dvacet let,

kdy bylo na český trh uvedeno, vyrost-

ly tisíce staveb, stovky mostů a tunelů,

nepočítaně kancelářských budov i kul-

turních objektů a škol i rodinných a by-

tových domů nebo dalších infrastruktu-

rálních projektů.

Samotné nasazení bednění a násled-

ná betonáž jsou ale tak trochu třeš-

ničkou na dortu. Předchází mu totiž

mnohdy i několikaměsíční plánování

a přípravy. „Vše začíná u nového pro-

jektu. Nejlépe už od počátku tendru

je dobré se bavit o nejlepších mož-

nostech nasazení bednění, proto-

že i ono je významnou součástí ce-

lé rea lizace“, říká Ing. Jan Mikula, ve-

doucí obchodního oddělení dodava-

tele systémového bednění. „Náš ob-

chodní zástupce, který je zároveň

i technickým poradcem, se zákazní-

kem probere v hrubých rysech jeho

představy a nabídne nejlepší možné

řešení pro ten který specifický pro-

jekt,“ dodává.

Každý projekt je jedinečný a má svá

specifika, takže je nutné jeho možnosti

řešit vždy individuálně. A to jak volbou

vhodného betonu, možností využití je-

řábů, nasazením různých specifických

druhů bednění, tak třeba opláštěním

bednicí formy, aby zákazník dosáhnul

požadovaného povrchu i jeho struktu-

ry. „Tady je možné vybírat z velké řa-

dy různých bednicích desek. Počí-

naje absolutně hladkým povrchem

desek s plastovou fólií, přes jemnou

strukturu dřeva, kterou nabízejí např.

třívrstvé bednicí desky, až po systé-

mové desky se strukturou hrubých

prken. Ty jsou oblíbené zejména pro

stavby, které mají zapadnout do oko-

lí a působit historizujícím nebo pří-

rodním dojmem,“ říká Jaroslav Cvet-

kov, který se právě bednicími deska-

mi zabývá.

SPECIF IKA NÁVRHU BEDNĚNÍ

Jednotlivé projekty se od sebe liší ne-

jen použitými materiály a typem bed-

nicích systémů, ale i jejich obrátkovos-

tí. U většiny projektů je důležité, aby se

bednění co nejvíce „otáčelo“ a bylo ho

na stavbě co nejmenší množství, což

je pro celý projekt ekonomičtější. „Na-

příklad u složitějších stěn je nasaze-

né bednění rozděleno do více záběrů

tak, aby s jednou sadou bednění by-

lo možné provést všechny záběry. Na

to jsou technici specializovaných fi-

rem vzhledem k bohatým a dlouho-

letým zkušenostem skuteční „odbor-

níci na bednění“. Navíc nám pomá-

há i speciální software. Ten toho sice

umí dost, ale i tak je k plánování po-

třeba zkušeného technika,“ komen-

tuje Dipl. Ing. arch. Zoran Tanevski, ve-

doucí dvacítky odborných techniků, kte-

ří každý den hledají jednoduchá a hos-

podárná řešení pro jednotlivé projekty.

Ještě před samotným plánováním

bednění je třeba ujasnit si s realizač-

ní firmou a mnohdy i architektem kon-

cept nasazení bednění včetně okrajo-

vých podmínek. Těmi jsou např. vyba-

vení staveniště jeřábem, potřeba nasa-

zení ručního bednění nebo navržené

zakřivení a poloměr oblouku mostu. To

vše v budoucnu ovlivní realizaci a ab-

sence těchto informací při zpracování

projektu může znamenat pro investora

vyšší náklady, časové i finanční.

NÁVRH NASAZENÍ BEDNĚNÍ

PRO PROJEKT

Samotný návrh bednění je plánován

elektronicky ve speciálním programu

dodavatele (např. DokaCad), který dis-

ponuje knihovnou všech prvků bedně-

ní. U zcela jednoduchých projektů umí

program sám automaticky navrhnout

Obr. 1 Výstavba MVE Roudnice nad

Labem, a) návrh bednění savky, vodorovný

schématický řez, b) řez A-A, c) řez B-B,

d) řez C-C, e) axonometrie návrhu bednění,

f) bednění sestavené na stavbě ❚

Fig. 1 Construction of Roudnice nad Labem

water plant, a) formwork plan, schematic

horizontal view, b) cut A-A, c) cut B-B,

d) cut C-C, e) axonometric projection of the

formwork, f) formwork assembled on site

1f

4 9



obednění v závislosti na zadaných roz-

měrech, typu bednění a obrátkovos-

ti na určité stavbě. Jakýkoliv složitěj-

ší projekt ale vyžaduje plnou kontrolu

všech detailů a plánování po jednotli-

vých prvcích. V programu je možno vy-

volat prvky ve všech pohledech a do-

konce i ve 3D modelu tak, aby výsled-

né výkresy plánu nasazení bednění byly

podrobné a srozumitelné (obr. 1).

Ve stejném konceptu technik řeší

obrátkovost, ekonomiku, typy nasa-

zeného bednění a jeho komponenty,

ale také jeho únosnost. Bednění ne-

jen vtiskne tvar uloženému betonu, ale

současně musí bezpečně odvést je-

ho tlak v případě svislých nebo jeho tí-

hu u vodorovných konstrukcí a záro-

veň musí odolávat dynamickému na-

máhání vznikajícímu při ukládání čer-

stvého betonu a jeho vibrování. „Pro

jednoduché výpočty je na internetu

možnost využít online kalkulátor tla-

ku čerstvého betonu, který může po-

radit s rychlostí betonáže v návaz-

nosti na povolené zatížení u stěno-

vých bednění. Další „kalkulačka“ za-

se pomáhá při dimenzování bedně-

ní pro stropní konstrukce. Po zadání

tloušťky stropní desky a vzdálenos-

ti nosníků vypočítá vzdálenost strop-

ních podpěr,“ dodává Zoran Tanevski.

BEZPEČNOSTNÍ ŘEŠENÍ

PRO NASAZENÍ BEDNĚNÍ

Neoddělitelnou součástí technického

návrhu obednění stavby jsou bezpeč-

nostní systémy, které jsou vyvíjeny pří-

mo pro nasazení s bedněním. „Cílem

je, aby práce s bedněním byla nejen

efektivní a ekonomická, ale i pohodl-

ná a bezpečná. Proto už do základní-

ho návrhu implementujeme bezpeč-

nostní řešení, jako jsou např. beto-

nářské lávky, systém ochrany volné-

ho okraje nebo stabilní výstupové vě-

že,“ doplňuje Václav Lorenc, odborník

na bezpečnost při bednění a dodává:

„Pro pohodlnou a bezpečnou obslu-

1a 1b

1c

1d

1e



hu bednění je možné využít i pracovní

lešení (Modul), které je určené k prá-

ci na bednění a pro ukládání a vázání

výztuže. Stavba je bezpečnější a eko-

nomičtější než při používání různých

zdrojů nebo improvizovaných řešení.

Ta se mnohdy mohou ukázat jako ne-

dostatečná, ale to už většinou bohu-

žel bývá pozdě.”

Základem bezpečné práce na bed-

nění je nejen kázeň pracovních čet, ale

také profesionálně zvládnutá ochrana

volného okraje či integrované výstu-

py a používání osobních ochranných

prostředků. Pro ty mají všechny bed-

nicí systémy definovaná kotevní místa.

Zoran Tanevski dodává: „Bezpečnost-

ní prvky jsou integrované i u speciál-

ních bednění, kde není možné vychá-

zet z návodů na použití nebo systé-

mových prvků. V takovém případě se

provádí posouzení rizika a připravu-

je podrobný manuál k montáži i de-

montáži bednění i k jeho obsluze.“

SPECIÁLNÍ BEDNĚNÍ

U některých projektů, kdy architekt vý-

razně popustí uzdu své fantazii, ne-

ní možné využít standardní systémo-

vé prvky a je třeba bednění vyrobit na

zakázku. Takové bednění vyžaduje při

plánování individuální přístup. Speciální

bednění většinou sestává z dřevěných

nosníků, ocelových paždíků, dřevěných

ramenátů a zvolené bednicí desky, čas-

to nařezané na tenké proužky, aby šla

ohýbat do požadovaného tvaru. Truhlá-

ři v zakázkové výrobně bednění z toho-

to základu dokážou vyrobit bednění pro

jakýkoliv projekt (obr. 2). „Tady se jed-

ná o velmi složité návrhy, které nejde

dělat standardním způsobem. Proto

odborníci v technickém oddělení při-

pravují podrobné výrobní plány pro

každou jednotlivou součást speciál-

ních bednění. Návrh forem navíc mo-

delují ve 3D, aby byly plány pro výro-

bu i nasazení co nejsrozumitelnější“,

upřesňuje Václav Jelínek, vedoucí vý-

robny speciálního bednění.

Bednění vyrobená na míru byla nasa-

zena např. při stavbě Trojského mos-

tu (viz Beton TKS 4/2013, str. 32–42,

pozn. red.), kopulí plzeňské Techma-

nie (viz Beton TKS 1/2014, str. 14–19,

pozn. red.) nebo při budování střechy

environmentálního centra KRNAP. Pro

posledně jmenovaný projekt bylo do-

hromady vyrobeno téměř půl druhé

stovky speciálních forem. Příklady dal-

ších individuálně připravovaných pro-

jektů bednění jsou na obr. 3 až 5.

MEZINÁRODNÍ SPOLUPRÁCE

PŘI SLOŽITÝCH KONSTRUKCÍCH

Vzhledem k celosvětovým zkušenostem

s realizací i extrémně složitých pro jektů

mohou ty lokální těžit ze široké základ-

ny znalostí dodavatelů bednění. Např.

kompetenční centra v rakouském Am-

stettenu dokážou analyzovat jakýko-

liv projekt a velmi rychle pomoci s na-

vržením optimálního řešení. Ovšem je-

jich znalosti jsou využívány opravdu jen

u těch nejsložitějších projektů. „Pro-

jekční činnost českého technického

týmu má přesah i do dalších zemí.

Máme zkušenosti se speciálními kon-

strukcemi, jako jsou vysouvané mos-

ty, chladicí věže nebo třeba betoná-

že pomocí výsuvné skruže opatřené

organickým předpínáním. V posled-

ní době jsme pomáhali s plánová-

Obr. 2 Individuální výroba speciálního bednění ❚ Fig. 2 Tailor-made

formwork production

Obr. 3 Bednění pro přesýpaný tunel biokoridoru u Bílinky tvarově

proměnný v podélném i příčném řezu, nutnost zajištění stability bednění,

a) zachycení vztlakových sil, b) u podpěrné skruže stropní desky tunelu

zachycení vodorovných sil ❚ Fig. 3 Formwork for the bio corridor

tunnel at Bílinka is variable in the longitudinal and transverse section

a) vertical pressure is kept by supporting construction, b) horizontal

pressure is captured by shoring towers

Obr. 4 Speciální bednění pro hyperbolicky tvarované

podpěrné pilíře krytého dětského hřiště v pražských Letňanech

❚ Fig. 4 Hyperbolically shaped pillars for Letňany playground

was poured into a special made formwork

Obr. 5 Bednění pro výstavbu repliky historického mostu přes

odlehčovací kanál ze čtyřicátých let ❚ Fig. 5 Formwork for the

construction of a replica of the historic bridge from the 1940s

2

3a 3b

5 1



ním vozíku pro letmou betonáž v Es-

tonsku a další nás čeká v Makedonii.

A v počítačích techniků v téhle chví-

li vznikají plány na betonáž chladicí

věže v Bělorusku“, popisuje Zoran Ta-

nevski. Součástí mezinárodní spoluprá-

ce ale není jen poradenství, z našich tý-

mů jsou často vysíláni odborníci na za-

hraniční pracoviště, kde na místě po-

skytují lokálním firmám cennou pomoc

při montáži sofistikovaných systémů po-

dle složitých plánů nasazení.

PODROBNÉ PLÁNOVÁNÍ

Výstupem celého procesu plánování

není jen vývoz patřičného počtu prvků

bednění a jejich komponentů, ale ze-

jména plány jejich nasazení. Pracovní

čety na jednotlivých stavbách tak dosta-

nou k dispozici detailní rozkres nasazení

bednění, a to včetně posloupnosti mon-

táže jednotlivých prvků. Přehledové plá-

ny v měřítku 1 : 100 nebo 1 : 50 doplňují

detaily v měřítku 1 : 25, nebo u složitěj-

ších projektů 1 : 10. Součástí je také vý-

pis jednotlivých prvků a na požadavek

zákazníka může složka obsahovat i sta-

tický výpočet a další nutné dokumenty.

U individuálního bednění je součás-

tí jeho projektu i výrobní dokumenta-

ce jednotlivých částí a složitějších za-

kázkově vyráběných prvků. Zda smon-

tované bednění odpovídá plánům na-

sazení, kontrolují na žádost prováděcí

firmy autoři návrhů poměrně často pří-

mo na stavbě. „Snažíme se, aby naši

technici mohli i v průběhu stavby po-

radit a případně plány upravit podle

okamžitých potřeb. Nezřídka se totiž

stává, že se plány projektu mění bě-

hem jeho realizace. Pak je nutné dr-

žet s výstavbou krok a plány nasa-

zení průběžně doplňovat a upravo-

vat tak, aby byly stále aktuální nejen

z hlediska stavebního, ale i ekono-

mického“, uzavírá Zoran Tanevski.

ZÁVĚR

Nasazení bednění na stavbě je složitý

proces, který začíná prvním rozhovo-

rem nad plánem stavby a končí servi-

sem bednění po vrácení zpět do skla-

dů jeho dodavatele. Aby vše do sebe

zapadalo a nedocházelo k prostojům

a vícenákladům, je třeba, aby bezchyb-

ně fungoval celý řetězec od prvních

rozhovorů, plánování, vyskladnění a vý-

vozu bednění, zajištění optimální logis-

tiky, podpory na stavbě v průběhu pro-

jektu i následné čistění a opravy nasa-

zených bednicích systémů na speciali-

zovaných a výkonných linkách.

V dnešní době má už český staveb-

ní trh více než dvacetileté zkušenos-

ti s nasazením profesionálních bednění.

A je jedno, zda se jedná o stěnová sys-

témová bednění, stropní bednění ne-

bo speciální systémy, jako je např. vo-

zík pro letmou betonáž nebo využití po-

suvných skruží pro stavbu mostů. Důle-

žité je, že vzhledem k možnostem vyu-

žití těchto systémů i zkušenostem týmů

odborníků na bednění vznikla řada po-

zoruhodných staveb, které se zařadily

mezi světově pozoruhodné architekto-

nické dědictví.

Radek Syka

Česká Doka bednicí technika,

spol. s r. o.

Za Avií 868, 196 00 Praha 9

tel.: 284 001 354, 724 841 284


www.doka.cz

4

5

VLIV SEKUNDÁRNÍ KRYSTALIZACE NA VLASTNOSTI BETONU

❚ THE EFFECT OF SECONDARY CRYSTALLIZATION ON THE

PROPERTIES OF CONCRETE



Michal Kropáček, Jiří Šafrata

Práce se zabývá účinkem krystalizačních pří-

sad používaných při výrobě čerstvého betonu.

Porovnává se účinek práškových krystalizačních

přísad dostupných v ČR. Jako referenční beton

byl zvolen beton třídy C20/25 XC3. ❚ This

work deals with effect of crystallization additives

used during production fresh concrete. The

effect of crystallization additives available in CR

has been compared. As comparative concrete

was chosen C20/25 XC3 concrete.

Beton je stavební materiál, který má

i v moderním stavebnictví drtivou pře-

vahu nad ostatními materiály, proto je

snaha tento materiál neustále zdoko-

nalovat. Nejde pouze o zkvalitnění zá-

kladních surovin, jejichž složení mů-

že podstatnou měrou ovlivnit kvalitu

a vlastnosti daného betonu, ale také

o přidávání odpadních (alternativních)

nebo uměle vyrobených látek, bez kte-

rých bychom nedokázali dosáhnout

vlastností, které po moderním betonu

požadujeme.

Krystalizační přísady jsou speciál-

ní látky, které mají za úkol především

utěsnit strukturu betonu a vyplnit mi-

krotrhlinky, a tím zvýšit jeho odolnost

proti vnějším vlivům. Složení těchto pří-

sad tvoří vždy stejný základ, tím je jem-

ně mletý portlandský cement, jemný

křemičitý písek a chemické látky, které

zajišťují vznik nových krystalů.

VSTUPNÍ SLOŽKY A NÁVRH

RECEPTURY

Pro porovnávací zkoušky byl jako refe-

renční zvolen beton C20/25 XC3, kte-

rý byl navržen v souladu s normou ČSN

EN 206-1 [4] (Změna normy proběh-

la až po zahájení zkoušek). Jednotlivé

složky navrženého betonu jsou obsa-

ženy v tab. 1.

Použité kamenivo 0/4 obsahuje má-

lo jemných podílů, což je pro práci vý-

hodné, protože se tím dá lépe ově-

řit účinnost krystalizačních přísad. Pro

zkoušení byla vybrána uvedená tří-

da betonu, protože se v praxi poměr-

ně často používá a jeho odolnost pro-

ti vnějším vlivům je nízká. Při použití re-

ceptury v laboratorních podmínkách

bylo dosahováno vyšších pevností, než

je obvyklé při běžné výrobě. Do čerst-

vého betonu byly na závěr přidávány

jednotlivé krystalizační přísady, jejichž

dávkování bylo odvozeno z technic-

kých listů daného produktu. Pro zkou-

šení bylo zvoleno dávkování v polovině

rozmezí optimálního dávkování udané-

ho v technickém listě.

Jednalo se o krystalizační přísady

s dávkováním uvedeným v tab. 2.

V technických listech mají všech-

ny přísady uvedené zlepšení vlastnos-

tí, jako je např. zvýšení pevnosti, sní-

žení hloubky průsaku tlakovou vo-

dou, některé by měly mít pozitivní vliv

i na zpracovatelnost čerstvého be-

tonu. Nicméně kromě výrobku Sika

WT-200 P nejsou v technických lis-

tech uvedeny žádné podmínky použi-

tí, jako je třída betonu nebo obsah jem-

ných částic apod. Použití přísady Sika

WT-200 P je podmíněno minimálním

množstvím cementu 350 kg/m3 a ma-

ximálním vodním součinitelem 0,45

[14]. Jsou to tedy velice přísné podmín-

ky, které samy o sobě obvykle zajiš-

ťují dobrou vodotěsnost. Zvolené slo-

žení betonu je v této práci nesplňuje,

avšak pro srovnání a zjištění účinnos-

ti i na takové receptuře to lze považo-

vat za přínosné.

PEVNOST V TLAKU

Krystalizační přísady se užívají přede-

vším ke zvýšení těsnosti betonu, ale

u některých přísad je uváděn v technic-

kém listě také pozitivní vliv na pevnost

betonu v tlaku. Ta byla zkoušena dle

normy ČSN EN 12390-3 [6] na tělesech

ve stáří 7, 28 a 90 dní (obr. 1). Krysta-

lizační přísady by měly začínat působit

v delším časovém období, proto byly

zvoleny i delší časové intervaly, kde by

bylo možné pozorovat jejich vliv na pev-

nost v tlaku.

Z obr. 1 vyplývá, že krystalizační pří-

sady nemají na pevnost betonu v tla-

ku pozitivní vliv s výjimkou přísady Sika

WT-200 P. Buď jsou pevnosti zhruba

stejné s pevností referenčního betonu,

nebo jsou dokonce nižší, a to i v dlou-

hodobém měřítku za laboratorních pod-

mínek. V technických listech (Xypex) je

zvýšení pevnosti v tlaku uvedeno ja-

ko pozitivum, které se ale konkrétně

u těchto přísad na této receptuře nepo-

tvrdilo. U přísady Xypex je naplnění pří-

slibu podmíněno pouze přidáním min.

2 % přísady na hmotnost cementu, což

bylo dodrženo [12, 13].

MODUL PRUŽNOSTI

Kromě pevnosti betonu v tlaku byl zkou-

šen také jeho modul pružnosti (obr. 2).

Vycházelo se z předpokladu, že po-

kud v betonu vznikají dodatečné krys-

taly, mohly by zvýšit jeho hutnost, a tím

zvýšit i modul pružnosti betonu. Kro-

mě statického modulu pružnosti, kte-

rý byl zkoušen podle normy ČSN ISO

6784 [9] (Změna normy proběhla až

po zahájení zkoušek), byl zkoušen také

dynamický modul pružnosti v souladu

s normou ČSN EN 12504-4 [8] a ČSN

73 1371 [2].

Z výsledků (obr. 2) je patrné, že krys-

Tab. 2 Zkoušené krystalizační přísady s příslušným dávkováním

❚ Tab. 2 Tested crystallization additives with relevant proportioning

Krystalizační přísada

Dávkování

objemová

hmotnost

[kg/m3]

[% obj. hm.]

rozsah dávkování

dle technického

listu [% obj. hm.]

Akvatron 12 1,96 0,7 0,4 až 1

BASF Masterseal 501 4,9 1,75 1,5 až 2

Redrock Krystol Mix 4,9 1,75 1,5 až 2

Sika WT-200 P 4,2 1,5 1 až 2

Xypex Admix C-1000 5,6 2 1 až 3

Xypex Admix C-1000 NF 2,8 1 0,5 až 1,5

Tab. 1 Složení betonu C20/25 XC3 [4] ❚

Tab. 1 Composition of C20/25 XC3 concrete [4]

SložkaMnožství

na 1 m3 [kg]

Vodní součinitel (w/c) 0,55

Cement CEM I 42,5 R 280

Voda – 154

Kamenivo

Poměr – 46:8:46

0/4 Tovačov 871

4/8 Hrabůvka 152

8/16 Hrabůvka 871

Superplastifikátor PCE 0,8 %

z hmotnosti cementu

BASF Glenium

SKY 6652,24

5 3



talizační přísady nemají dle očekávání

na modul pružnosti betonu žádný vliv.

Drobné odchylky výsledků v řádu jed-

notek GPa budou pravděpodobně způ-

sobeny pouze nepřesnostmi měření.

VODOTĚSNOST

Jednou z hlavních vlastností, kde by

měly krystalizační přísady prokázat vy-

sokou účinnost, je hloubka průsaku tla-

kovou vodou (obr. 3). Zkoušení se pro-

vádělo v souladu s příslušnou normou

ČSN EN 12390-8 [7]. Betonové krychle

byly uloženy, jako obvykle, v kádi po do-

bu 28 dní, což je ideální prostředí pro

aktivaci sekundární krystalizace.

Z grafu na obr. 3 lze pozorovat vý-

znamný vliv přísady Krystol Mix, je-

jíž použití dokázalo zredukovat hloub-

ku průsaku na více než polovinu. Dob-

ré snížení průsaku zajistila také přísada

BASF Masterseal 501. Ostatní přísady

měly minimální vliv.

CHRL

Další z pozitivních vlastností krystali-

začních přísad by měla být zvýšená

odolnost betonu proti působení mra-

zu a chemickým rozmrazovacím látkám

(CHRL) (obr. 4). Zkouška byla provádě-

na metodou automatického cyklování –

A dle normy ČSN 73 1326 [1].

Stanovení odolnosti proti působení

mrazu a chemickým rozmrazovacím

látkám je velmi agresivní zkouška. Je-

likož referenční beton třídy XC3 ne-

má žádnou odolnost proti CHRL, by-

lo zkoušení z důvodu vysokých odpa-

dů zastaveno po 75 cyklech. Ostatní

betony prošly 100 cykly. Podle očeká-

vání byl referenční beton již po 25 cyk-

lech rozpadlý. U záměsí s krystalizační-

mi přísadami došlo k relativnímu zlepše-

ní, „nejméně rozpadlý“ byl beton s pří-

sadou Krystol Mix. Je nutné také zmínit

koncentrovanou variantu přísady Xypex

Admix s označením C-1000 NF, která

má výrazně odlišné vlastnosti od ostat-

ních přísad. S největší pravděpodob-

ností se bude jednat o špatnou kompa-

tibilitu mezi surovinami, kdy může do-

cházet k negativním jevům.

NASÁKAVOST

Krystalizační přísady by měly utěsňovat

strukturu betonu, proto se zvolilo zkou-

šení nasákavosti betonových kostek.

Jako experimentální metoda byla zvo-

lena tato zkouška, která nemá normo-

vý postup.

Zkoušelo se po 28dnech, kdy se tě-

lesa vytáhla z kádě, povrchově se osu-

šila a zvážila. Kostky byly poté ulo-

ženy do sušárny s teplotou nejprve

80 °C, později až do ustálené hmotnos-

ti 105 °C. Čas byl předtím odzkoušen

a byl dostačující k vysušení do ustálené

hmotnosti. Tělesa byla poté opět ulože-

na do vody na 48 h. Čas byl v případě

potřeby prodloužen, pokud tělesa ješ-

tě přijímala vodu. Tím se získala hmot-

nost nasáklé kostky po vysušení. Graf

na obr. 5 zobrazuje rozdíl vlhkostí me-

zi kostkou před vysušením a po vysu-

šení, jde tedy o znázornění míry utěsně-

ní struktury, a tím snížení nasákavosti.

Zkoušení nasákavosti je jedna z mož-

ností, jak přímo zkoušet účinnost krys-

talizačních přísad na strukturu betonu.

Podle předpokladu by měla být vlhkost

a tedy míra nasákavosti po vysušení

kostky nižší než před vysušením. Vy-

chází to z předpokladu, že pokud došlo

v betonu ke krystalizaci a utěsnění kapi-

lár a pórů, tak po vysušení už není v be-

tonu místo pro stejný obsah vody jako

před vysušením.

Z naměřených hodnot lze vyhodnotit,

že přísady Sika WT-200 P a BASF Mas-

terseal 501 poměrně významně utěsnily

strukturu betonu. Ve zkoušce bude hrát

velkou roli také velikost pórů a kapilár,

proto by bylo vhodné doplnit pozorová-

ní struktury pod mikroskopem případně

využít rtuťovou porozimetrii.

KAPILÁRNÍ ABSORPCE

Druhou možností, jak nepřímo zkoušet

účinnost krystalizačních přísad, je sta-

Obr. 1 Výsledná pevnost betonu v tlaku ❚

Fig. 1 Resulting compressive strength of

concrete

Obr. 2 Výsledné moduly pružnosti betonu

❚ Fig. 2 Resulting modulus of elasticity of

concrete

Obr. 3 Výsledná vodotěsnost betonu ❚

Fig. 3 Resulting water tightness of concrete

Obr. 4 Výsledná odolnost betonu na CHRL

❚ Fig. 4 Resulting resistance of concrete

to freezing water and defrosting chemicals

1

3

2

4



novení kapilární absorpce na trámeč-

cích z cementové malty. Tato zkouš-

ka vychází z normy ČSN EN 480-5 [5],

která se mimo jiné zabývá přísadami

do betonu, je tedy její zkoušení vhodné.

Podstata zkoušky spočívá v měře-

ní absorpce vody v časových úsecích,

které přesně definuje norma. Tělesa,

která jsou uložená v prostředí o teplo-

tě 20 ± 2 °C a relativní vlhkosti vzdu-

chu 65 ± 5 %, se zhotovila po šesti ku-

sech od každé přísady s cementovou

maltou dle normy ČSN EN 196-1 [3].

K vyhodnocení bylo nezbytné zhoto-

vit také referenční cementovou mal-

tu bez přísady. Dávkování přísad by-

lo shodné s procentuálním dávková-

ním na cement u betonu. Tři trámečky

byly po sedmi dnech zváženy a vlože-

ny do vody. Po jednom dni byly povr-

chově osušeny, zváženy a opět ulože-

ny do vody. Stejný postup byl opako-

ván po sedmi dnech. Zbylé tři trámeč-

ky byly v požadovaném prostředí ulo-

ženy 90 dní a poté následoval totožný

postup s časovými intervaly 1, 7 a 28

dní. Výsledná absorpce se poté vypo-

čítá z rozdílu hmotností trámečků před

kontaktem s vodou a jejich absorp-

cí dělený plochou, která je v kontak-

tu s vodou (norma udává 1 600 mm2).

V grafu na obr. 6 lze tedy zkratky

CAX-Y interpretovat jako kapilární ab-

sorpci (CA), kde X je doba uložení v la-

boratorním prostředí a Y čas, po který

byly trámečky uloženy ve vodě.

ZÁVĚR

Provedené experimenty nepotvrzují

zlepšení vlastností betonu tak, jak je de-

klarují dodavatelé přísad. U pevnosti betonu v tlaku má použití

krystalizačních přísad za následek do-

konce pokles jeho pevnosti oproti refe-

renčnímu betonu. Jedinou výjimkou je

přísada Sika WT-200 P, která má velmi

pozitivní vliv na pevnost betonu v tlaku

a to hned po sedmi dnech. Tato sku-

tečnost ale může být způsobena spí-

še vyšším množstvím cementu s mik-

rosilikou než samotnými aktivními che-

mikáliemi, které jsou podstatou krysta-

lizačních přísad. Ačkoliv má krystalizač-

ní přísada Xypex Admix v technickém

listě uvedené zvýšení pevnosti o 15 %

za podmínky dávkování alespoň 2 %

z hmotnosti cementu, což bylo splněno,

tato vlastnost se nepotvrdila.

Vyhodnocení lze položit do dvou ro-

vin. Klasické zkoušky určující odolnost

betonu vycházejí ve prospěch přísa-

dy Redrock Krystol Mix, která doká-

zala snížit hloubku průsaku na polovi-

nu a měla největší (byť sporný) účinek

na snížení množství odpadů při zkouš-

ce CHRL. Nejhůře dopadla koncentro-

vaná varianta Xypex Admix C-1000 NF.

Zajímavá je ale skutečnost, že zkoušky

nasákavosti a kapilární absorpce, které

by měly přímo prokázat účinnost krys-

talizačních přísad, určitým způso bem

popírají výsledky předchozích zkoušek.

Z hlediska nasákavosti a kapilární ab-

sorpce dopadla nejlépe přísada Sika

WT-200 P, což by mělo korespondovat

s nízkou hloubkou průsaku tlakovou vo-

dou. Tato souvislost se ale nepotvrdila.

V některých parametrech sice do-

šlo k zlepšení měřených parametrů při

aplikaci krystalizační přísady, ale lze

to považovat za nepříliš přesvědčivý

a ojedinělý jev. Pokud bychom recep-

turu upravili podle běžných technolo-

gických pravidel (např. jemné částice,

provzdušnění), tak by se dosáhlo pře-

svědčivých výsledků při mnohem niž-

ších nákladech. Vynaložené prostřed-

ky na krystalizační přísady tedy nebu-

dou efektivní.

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Ing. Michal Kropáček

Fakulta stavební VŠB-TU Ostrava

tel.: 608 351 165


Ing. Jiří Šafrata

Betotech, s. r. o.

tel.: 602 429 702


Literatura:

[1] ČSN 73 1326 Stanovení odolnosti povr-

chu cementového betonu proti působení

vody a chemických rozmrazovacích

látek, Praha: ČNI, 2003

[2] ČSN 73 1371 Nedestruktivní zkouše-

ní betonu – Ultrazvuková impulzová

metoda zkoušení betonu, Praha: Úřad

pro technickou normalizaci, metrologii

a státní zkušebnictví, 2011

[3] ČSN EN 196-1 Metody zkoušení

cementu – Část 1: Stanovení pevnosti,

Praha: ČNI, 2005

[4] ČSN EN 206 Beton – Specifikace, vlast-

nosti, výroba a shoda, Praha: Český

normalizační institut, 2014

[5] ČSN EN 480-5 Přísady do betonu,

malty a injektážní malty – Zkušební

metody – Část 5: Stanovení kapilární

absorpce, Praha: ČNI, 2006

[6] ČSN EN 12390-3 Zkoušení ztvrdlého

betonu – Část 3: Pevnost v tlaku zku-

šebních těles, Praha: Úřad pro tech-

nickou normalizaci, metrologii a státní

zkušebnictví, 2009

[7] ČSN EN 12390-8 Zkoušení ztvrdlého

betonu – Část 8: Hloubka průsaku

tlakovou vodou, Praha: Úřad pro tech-

nickou normalizaci, metrologii a státní

zkušebnictví, 2009

[8] ČSN EN 12504-4 Zkoušení betonu –

Část 4: Stanovení rychlosti šíření ultra-

zvukového impulsu. Praha: ČNI, 2005

[9] ČSN ISO 6784 Stanovení statického

modulu pružnosti v tlaku, Praha, ČNI,

1993

[10] Basf, s. r. o., Masterseal 501: Technický

list. Chrudim, 2011

[11] Moramis, s. r. o., Akvatron 12:

Technický list. Ostrava, 2009

[12] Nekap, s. r. o., Xypex Admix C-1000

(NF): Technický list. Praha, 2010

[13] Redrock Construction, s. r. o.,

Krystol Mix: Technický list. Praha, 2012

[14] Sika CZ, s. r. o., Sika WT-200 P:

Technický list. Brno, 2013

Obr. 5 Výsledný poměr vlhkosti kostek před

a po vysušení ❚ Fig. 5 Resulting ratio of

humidity of cubes before and after drying

Obr. 6 Kapilární absorpce cementových

trámečků ❚ Fig. 6 Capillary absorption

of cement beams

5 6

EXPERIMENTÁLNY VÝSKUM VPLYVU SÚDRŽNOSTI

SEDEMDRÔTOVÝCH LÁN NA PÔSOBENIE DODATOČNE

PREDPÄTÝCH DVOJPOĽOVÝCH NOSNÍKOV ❚ EXPERIMENTAL

INVESTIGATION OF BOND INFLUENCE OF SEVEN WIRE

STRANDS ON BEHAVIOUR OF POST-TENSIONED TWO SPAN

GIRDERS


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

Ján Laco, Viktor Borzovič,

Peter Pažma

Súdržnosť predpínacích jednotiek je faktor

ovplyvňujúci napätostné a deformačné pôso-

benie dodatočne predpätých konštrukcií.

Vyvrcholením experimentálneho programu

zameraného na vplyv protikoróznych olejových

emulzií na súdržnosť predpínacích jednotiek

boli zaťažovacie skúšky dvojpoľových nosníkov

dodatočne predopnutých sedemdrôtovými lana-

mi súdržnými, nesúdržnými a lanami so zníženou

súdržnosťou vplyvom vrstvy protikoróznej olejo-

vej emulzie. Tie preukázali rozdielne pôsobenie

nosníkov predopnutých lanami s rôznou mierou

súdržnosti pri rôznych úrovniach namáhania.

Taktiež boli zistené určité nezrovnalosti medzi

výsledkami nameranými pomocou pull-out tes-

tov, realizovaných v skorších fázach experi-

mentálneho programu a výsledkami zo skúšok

dodatočne predpätých nosníkov. ❚ Bond of

prestressing units has major impact on stress

and deformation behaviour in post-tensioned

structures. An experimental program focused on

influence of oil based corrosion protection agents

on bond of prestressing units has culminated

with loading tests of post-tensioned beams.

Beams were in several cases prestressed with

bonded tendons. Other beams were post-

tensioned with unbonded tendons and also with

tendons with reduced bond due the corrosion

protection coating. Beams have demonstrated

different behaviour by loading regarding to the

bond level of prestressing units. There were

also discovered some inconsistencies in results

obtained by pull-out tests and loading tests of

those beams.

Zámerom tretej a zároveň záverečnej fá-

zy experimentálneho programu, súvisi-

aceho s vplyvom protikoróznych olejo-

vých emulzií na súdržnosť predpínacích

jednotiek, bolo vystihnúť skutočné pô-

sobenie betónového prvku dodatočne

predopnutého lanami s rôznou mierou

súdržnosti. Za týmto účelom boli navrh-

nuté dvojpoľové nosníky s celkovou dĺž-

kou 10,5 m a podrobené ohybovým sk-

úškam.

Na základe pôsobenia nosníkov bo-

lo následne možné určiť vplyv miery

súdržnosti na ich všeobecný napätost-

ný a deformačný stav. Získané výsled-

ky tak umožnili pochopiť správanie sa

nosníkov pri rôznych úrovniach zaťaže-

nia, rovnako ako aj vplyv protikoróznej

olejovej emulzie na súdržnosť predpína-

cích jednotiek. Výsledky tretej fázy tes-

tov nadväzujú na výsledky pull-out skú-

šiek vykonaných v skorších fázach ex-

perimentálneho programu prezentova-

ných v Beton TKS 6/2014.

OPIS VZORIEK A SKÚŠOBNEJ

ZOSTAVY

Vyrobených bolo sedem kusov doda-

točne predpätých nosníkov o celko-

vej dĺžke 10,5 m s teoretickým rozpä-

tím polí 5 m. Nosníky mali obdĺžnikový

priečny rez s rozmermi 400 × 250 mm.

Ich hmotnosť sa po zatvrdnutí betó-

nu pohybovala v rozmedzí od 2 500

do 2 600 kg.

Nosníky boli vyrobené v troch etapách

z betónu triedy C40/50. V každej eta-

pe bol odobratý čerstvý betón pre vy-

hotovenie kociek, valcov a hranolov pre

určenie skutočnej pevnosti a modulu

pružnosti v čase testovania nosníkov.

Nosníky boli v pozdĺžnom smere vy-

stužené rebierkovou výstužou s výraz-

nou medzou klzu. Na základe trhacích

skúšok bolo možné zatriediť pozdĺžnu

výstuž ako B 500C. Šmyková odolno-

sť nosníkov bola zabezpečená prieč-

nou strmeňovou výstužou s nevýraz-

nou medzou klzu, ktorú možno zaradiť

do triedy B 500B.

Nosníky boli v troch prípadoch predo-

pnuté so súdržnými predpínacími jed-

notkami. Z nich bol jeden použitý ako

nultá – kalibračná vzorka pre vyladenie

skúšobnej zostavy a meracích zariade-

ní. Ďalšie dva nosníky boli predopnuté

nesúdržnými lanami typu monostrand.

Posledné dva nosníky boli predopnuté

holými lanami opatrenými vrstvou pro-

tikoróznej olejovej emulzie, rovnakej ako

v I. a II. fáze experimentálneho progra-

mu. Ako predpínacia výstuž boli použité

sedemdrôtové lana LS∅15,7/1860 MPa.

Obr. 1 Schéma vystuženia a vedenia

predpínacích jednotiek v pozdĺžnom smere

❚ Fig. 1 Scheme of reinforcement and

prestressing tendons in longitudinal direction

Obr. 2 Priečne rezy skúšobným nosníkom:

a) v poli, b) nad strednou podperou ❚

Fig. 2 Cross sections of an experimental

beam in: a) mid-span area, b) mid-support

area

10 000 250

400

2 12

125 125

400

286

291

62

52

53

56

125 125

250 250

LS 15,7/1860

LS 15,7/1860

LS 15,7/1860

LS 15,7/1860

4 8

4 8

2 8

8/1508/150

400

4 8

1

2a 2b



Holé laná boli vedené v HDPE kaná-

likoch s vnútorným priemerom ϕd =

25 mm. Na kotvenie bol použitý jednola-

nový predpínací systém VSL. Laná bez

súdržnosti boli uložené v nosníkoch bez

použitia káblových kanálikov.

Každý nosník bol predopnutý dvoma

lanami, pričom jedno bolo vedené pria-

mo, pri spodnom povrchu nosníka tak,

aby vyvodzovalo maximálne sekundár-

ne účinky na staticky neurčitej sústa-

ve. Druhé lano bolo deviované takým

spôsobom, aby jeho sekundárne účin-

ky boli nulové resp. minimálne, tzv. kon-

kordantná predpínacia jednotka. La-

ná boli napnuté jednostranne silou P0 =

200 kN. Ako prvé sa vždy napínalo de-

viované lano. Po napnutí boli súdržné

predpínacie jednotky a lana so zníže-

nou súdržnosťou zainjektované cemen-

tovou maltou. Každý nosník bol odskú-

šaný po dosiahnutí sedemdňovej ťaho-

vej pevnosti malty, ktorá bola približne

na úrovni ftm = 4 MPa. Schéma vystu-

ženia a pozdĺžneho vedenia predpína-

cích jednotiek je znázornená na obr. 1.

Priečne rezy nosníkom sú na obr. 2.

Zhotovovanie experimentálnych vzoriek

je znázornené na obr. 3.

Skúšobné nosníky boli z výrobne pre-

Obr. 3 a) Výstuž a káblové kanáliky

pripravené vo forme, b) betonáž vzoriek,

c) uskladnenie vzoriek v laboratóriu,

d) predpínanie vzoriek

❚ Fig. 3 a) Reinforcement and tendon ducts

placed in formwork, b) concrete pouring,

c) specimens storage in laboratory, d) post-

tensioning of the beam

Obr. 4 a) Meracie zariadenia pri stredovej

podpere, b) merače pomerných pretvorení

v poli, c) odchýlkomer pre určenie natočenia

a pružného stlačenia krajnej podpery

a dynamometer merajúci príslušnú reakciu,

d) elasto-magnetický (EM) snímač ❚

Fig. 4 a) Measuring devices at the mid-

support, b) strain gauges in mid-span area,

c) gauges for support cross rotation and

elastic deformation and dynamometer for

reaction measuring d) elasto-magnetic gauge

(EM gauge)

Obr. 5 Celkový pohľad na osadený

experimentálny nosník ❚ Fig. 5 Overview

of the test arrangement

Obr. 6 Rozmiestnenie a šírka trhlín pre rôzne

typy nosníkov, a) nosník predopnutý súdržne,

medzipodperová oblasť, b) nadpodperová

oblasť, c) nosník predopnutý nesúdržne,

medzipodperová oblasť, d) nadpodperová

oblasť, e) nosník predopnutý lanami so

zníženou súdržnosťou, medzipodperová oblasť,

f) nadpodperová oblasť

❚ Fig. 6 Crack width and pattern with

different bond conditions, a) bonded tendon,

midspan area, b) support area, c) unbonded

tendon, midspan area, d) support area,

e) tendon with reduced bond, midspan area,

f) support area

3a

4c

4a

3c

3b

4d

4b

3d

5



vezené a uskladnené v Centrálnych la-

boratóriách Stavebnej fakulty STU, kde

boli aj odskúšané. Nosník bol pred

skúš kou osadený na oceľové podpery.

Reakcie od pôsobiacich zaťažení boli

zaznamenávané pomocou dynamome-

trov v mieste každej podpery.

Po osadení nosníka na podpery boli

pripevnené analogické merače pomer-

ných pretvorení v strede rozpätia kaž-

dého poľa a nad strednou podperou.

Okrem toho boli tiež elektronicky za-

znamenávane priehyby v štvrtinách roz-

pätia každého poľa a pootočenia prie-

rezov v miestach uloženia nosníka.

Nosník bol počas skúšky zaťažova-

ný dvomi koncentrovanými silami pôso-

biacimi v každom poli. Tá bola vyvodzo-

vaná lismi pripojenými k agregátu. Je-

den zaťažovací krok predstavoval prí-

rastok sily približne 2 × 10 kN pôso-

biaci na každé pole. Okrem vonkajších

deformačných a silových veličín boli

tiež zaznamenávane sily v predpínacích

jednotkách pomocou elasto-magnetic-

kých (EM) snímačov počas predpínania

a testovania. Niektoré meracie zariade-

nia sú znázornené na obr. 4 a osadený

skúšobný nosník na obr. 5.

POSTUP ZAŤAŽOVACEJ SKÚŠKY

Po osadení a následnej príprave nosní-

ka bola vykonaná zaťažovacia skúška.

V prvých zaťažovacích krokoch po vy-

tvorení trhlín v nadpodperovej a medzi-

podperovej oblasti sa pokračovalo v za-

ťažovaní nosníka, až do vyčerpania únos-

nosti nadpodperového prierezu, kde bol

očakávaný vznik plastického kĺbu. Po je-

ho vytvorení nastala redistribúcia vnútor-

ných síl vplyvom zmeny statickej sústa-

vy. Spojitý nosník sa zmenil na dve sa-

mostatné prosté polia. Takáto sústava

bola schopná odolávať ďalšiemu zvy-

šovaniu zaťaženia, až do momentu vy-

čerpania únosnosti kritického prierezu

v medzipodperovej oblasti. Porovnanie

skutočnej a teoretickej odolnosti nosní-

kov získanej pomocou pružno-plastickej

analýzy je spracované v tab. 1.

VÝSLEDKY A VYHODNOTENIA

Všetky nosníky bez ohľadu na súdrž-

nostnú kapacitu predpínacej výstuže

sa porušili rozdrvením betónu v tlače-

ných oblastiach nad strednou podpe-

rou a v strede rozpätia poľa. Zásad-

ný rozdiel medzi nosníkmi predopnutý-

mi súdržne a nesúdržne bol v distri búcii

a šírke trhlín po dĺžke nosníka v ťaho-

vo namáhaných oblastiach. S týmto ja-

vom následne súviseli aj hodnoty name-

raných priehybov.

V prípade súdržne predopnutých nos-

níkov boli trhliny distribuované rovno-

merne po celej dĺžke ťahaných ob-

lastí nosníka. Ich šírka bola primera-

ná namáhaniu a polohe na nosníku. Pri

nosníkoch predopnutých nesúdržne sa

na medzi vzniku trhliny vytvorila prvá

trhlina, ktorej šírka pri narastajúcom za-

ťažení narastala nerovnomerne s ostat-

nými trhlinami vytvorenými v jej blízkos-

ti. To znamená, že prvá „centrálna“ trhli-

na mala výrazne väčšiu šírku ako ostat-

né trhliny. Po rozdrvení tlačeného betó-

nu mal tento jav za následok pretrhnutie

betonárskej výstuže v centrálnej trhline.

V prípade nosníkov predopnutých lana-

mi so zníženou súdržnosťou bola šír-

ka trhlín blízka nosníkom so súdržný-

mi lanami, avšak distribúcia trhlín bola

ovplyvnená stratou súdržnosti pri vyš-

ších zaťažovacích stupňoch. Charak-

teristická distribúcia a šírka trhlín v ťa-

hom namáhaných oblastiach nosníkov

je znázornená na obr. 6.

Súdržnostné vlastnosti predpínacej

výstuže sa rovnako prejavili na veľkos-

ti a náraste priehybu nosníkov. Priehyb

nosníkov narastal rovnomerne vo všet-

kých prípadoch predpätia až do oka-

mihu vzniku prvej trhliny. Po jej iniciá-

cii sa začali prejavovať rozdiely v defor-

mačnom pôsobení vplyvom zmeny tu-

hosti nosníkov. V prípade nosníkov pre-

dopnutých nesúdržne po vzniku trhlín

sa priehyb zväčšoval rýchlejšie s na-

rastajúcim zaťažením oproti nosníkom

so súdržným predpätím. Charakter de-

formácie nosníkov predopnutých lana-

mi s obmedzenou súdržnosťou bol po-

dobný skôr súdržným nosníkom, avšak

zaujímavý je sklon kriviek popisujúcich

priehyb, ktorý je naopak podobný sklo-

nu kriviek nesúdržných nosníkov.

Vyhodnotenie diferenciálnych prírast-

kov priehybu výraznejšie poukáza-

lo na rozličné deformačné pôsobenie

vplyvom súdržnosti predpínacích jed-

notiek. Na obr. 7a až 7d je znázorne-

ná závislosť priehybu od narastajúce-

Tab. 1 Teoretické a namerané zaťaženie

pôsobiace na nosník pri MSÚ ❚

Tab. 1 Theoretical and measured forces

acting on beam at ULS

Nosník

Teoretická

pôsobiaca

sila [kN]

Nameraná

pôsobiaca

sila [kN]

Rozdiel medzi

hodnotami

[%]

súdržný 4 × 121,5 4 × 129,5 6

nesúdržný 4 × 90 4 × 125,6 28,3

6a

6c

6e

6b

6d

6f



ho zaťaženia pri všetkých súdržnost-

ných podmienkach rovnako ako aj zá-

vislosť diferenciálnych prírastkov priehy-

bu k narastajúcemu zaťaženiu.

Rozdielne statické pôsobenie nosní-

kov zaznamenali aj EM snímače, ktoré

odzrkadľovali reálne silové namáhanie

predpínacieho lana v diskrétnom priere-

ze. EM snímač bol umiestnený približne

800 mm od krajnej podpery nosníka.

Na obr. 8a je zaznamenaný priebeh si-

ly pri napínaní sedemdrôtových lán. Zo

záznamu sú evidentné javy ako okamži-

tá strata predpätia pri zakotvení či strata

sily z pružnej deformácie prvku.

Záznamy na obr. 8b až 8d znázorňujú

priebeh sily v predpínacích jednotkách

počas skúšania nosníkov. V prípa-

de predpätých nosníkov so súdržným

predpätím došlo k porušeniu súdržnos-

ti lokálne, v miestach ohybových trhlín.

Lano sa za hranicou trhliny opäť zakot-

vilo a tak je v mieste uloženia EM sní-

mača vidieť len veľmi malý prírastok sily

v predpínacích jednotkách počas trva-

nia celého namáhania nosníkov.

Na rozdiel od nosníkov predopnu-

tých nesúdržne sa sila v každom z lán

zvyšovala úmerne zaťažovaciemu kro-

ku a narastajúcej deformácii prvku, až

na úroveň plastickej deformácie pred-

pínacej jednotky. To je evidentné z po-

klesu sily v predpínacích jednotkách po

odľahčení nesúdržne predpätých nos-

níkov pod úroveň pred skúškou. Nos-

níky predopnuté lanami s obmedze-

nou súdržnosťou vykazovali malý ná-

rast sily v predpínacích jednotkách pri

nižších úrovniach zaťaženia, podobne

ako pri súdržných lanách. Tesne pred

dosiahnutím medznej únosnosti nos-

níka je však evidentný skokovitý nárast

sily a následne podobné správanie ako

pri nosníkoch predopnutých nesúdrž-

ne. Z toho možno usúdiť, že pri urči-

tej úrovni namáhania nastala globálna

strata súdržnosti po celej dĺžke pred-

pínacej jednotky vplyvom použitia proti-

koróznych prostriedkov.

ZÁVER

Výsledky experimentov zameraných

na sledovanie súdržnostných pod mie-

nok predpínacích jednotiek vplyvom

protikoróznych olejových emulzii prinies-

li niekoľko zaujímavých výsledkov. Sle-

dovanie napätostného a deformačné-

ho pôsobenia dodatočne predpätých

nosníkov si vyžaduje náročnú prípravu

a rea lizáciu. Avšak výsledky získane ta-

kýmto spôsobom majú vyššiu výpoved-

nú hodnotu ako výsledky získané po-

mocou pull-out testov.

Šírky trhlín ako aj ich distribúcia a rov-

nako priehyb nepreukázali zásadný

Obr. 7 a) Závislosť priehybu nosníkov

od pôsobiaceho zaťaženia, b) závislosť

priehybu nosníkov od pôsobiaceho

zaťaženia vo väčšej mierke, c) závislosť

prírastku priehybu nosníkov od pôsobiaceho

zaťaženia, d) závislosť priehybu nosníkov

od pôsobiaceho zaťaženia vo väčšej

mierke ❚ Fig. 7 a) Beams deflection vs.

acting load relationship, b) beams deflection

vs. acting load relationship in larger scale,

c) beams deflection increment vs. acting load

relationship, d) beams deflection increment vs.

acting load relationship in larger scale

Obr. 8 Záznamy EM snímačov, a) počas

napínania nosníka, b) zaťažovacia skúška

nosníka predopnutého súdržnými lanami,

c) zaťažovacia skúška nosníka predopnutého

s lanami s obmedzenou súdržnosťou,

d) zaťažovacia skúška nosníka predopnutého

s lanami bez súdržnosti ❚ Fig. 8 EM gauge

records, a) during prestressing, b) loading of

beam with bonded tendons, c) loading of beam

with tendons with reduced bond, d) loading of

beam with unbonded tendons

0

100

200

300

400

500

600 DEFORMÁCIA

celk

ové

skúš

obné

zať

ažen

ie [k

N]

w [mm]

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55

0 20 40 60 80

100 120 140 160 180 200 220

t [min]

Záznam EM snímača počas napínania nosníka

vplyv pružnejdeformácie prvku

vplyvpokluzuv kotvení

postupnénapínanie

prvku

P0 [kN] Záznam EM snímača pre nosník 2/N3_PP

120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250

t [min]

vzni

k tr

hlin

y (1

25 b

ar)

med

zná

odol

nosť

(330

bar

)

P0 [kN] Záznam EM snímača pre nosník 1/N2_sud

120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250

t [min]

deviované lano priame lano m

edzn

á od

olno

sť (3

30 b

ar)

vzni

k tr

hlin

y (1

25 b

ar)

P0 [kN] Záznam EM snímača pre nosník 3/N6_sud

120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250

t [min]

med

zná

odol

nosť

(330

bar

)

vzni

k tr

hlin

y (1

25 b

ar)

PRÍRASTOK DEFORMÁCIE

celk

ové

skúš

obné

zať

ažen

ie [k

N]

dw/dx0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

0

100

200

300

400

500

600

DEFORMÁCIA

celk

ové

skúš

obné

zať

ažen

ie [k

N]

w [mm]

350

370

390

410

430

450

470

490

510

530

10 2015 25 3530 40 5045

PRÍRASTOK DEFORMÁCIEce

lkov

é sk

úšob

né z

aťaž

enie

[kN

]

dw/dx0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

350

370

390

410

430

450

470

490

510

530

N1_sudržne

N2_sudržne

N3_zniž. súdrž.

N4_zniž. súdrž.

N5_nesudržne

N6_nesudržne

7a

8a

7b

8b

7c

8c

7d

8d



vplyv protikoróznej olejovej emulzie

na únosnosť a deformačné pôsobenie

dodatočne predpätých prvkov. Výsled-

ky EM snímačov ukázali globálnu stratu

súdržnosti predpínacích jednotiek opa-

trených protikoróznym prostriedkom až

tesne pred porušením nosníkov.

Výsledky pull-out testov prezentované

v Beton TKS 6/2014 preukázali v prípa-

de protikoróznej olejovej emulzie stratu

súdržnosti o viac ako 60 %. Takáto vý-

razná strata súdržnosti pri pull-out tes-

toch môže viesť k mylným záverom, na-

koľko vplyv tohto prostriedku sa na prv-

ku reálnych rozmerov prejavil len mini-

málne. Z tohto dôvodu je vhodné, pri

vyšetrovaní súdržnosti dvoch materiá-

lov, používať pull-out testy len pri určo-

vaní prenosových a kotevných dĺžok.

Okrem vplyvu olejových emulzií na

súdržnosť, je možné získané výsled-

ky z testov na dodatočne predpätých

nosníkoch aplikovať aj pri diagnostike

čias točne predpätých betónových kon-

štrukcií v prípade ich porušenia ohybo-

vým namáhaním. Na základe ich šírky

a distribúcie je možne konštatovať, či

neprišlo k zmene súdržnostných pod-

mienok v dôsledku nekvalitne preve-

denej injektáže alebo nedostatočného

odstránenia protikorózneho prostried-

ku na báze oleja po uložení predpínacej

výstuže do konštrukcie.

Príspevok vznikol s finančnou pomocou Agentúry

na podporu výskumu a vývoja na základe zmluvy

č. APVV–0442-12.

Ing. Ján Laco, PhD.

Reming Consult, a. s.

Trnavská cesta 27, 831 04 Bratislava


[email protected]

Ing. Viktor Borzovič, PhD.


Ing. Peter Pažma


oba: Stavebná fakulta STU

v Bratislave

Katedra betónových

konštrukcií a mostov

Radlinského 11, 813 68 Bratislava

Text článku byl posouzen odborným lektorem.

Literatúra:

[1] Laco J., 2014: Súdržnosť predpínacích

jednotiek opatrených protikoróznou

ochranou: dizertačná práca, Bratislava:

STU

[2] Lüthi T. et al., 2005: Factors affecting

bond and friction losses in multistrand

post-tensioning tendons including the

effect of emulsifiableoils, Austin: Centre

for Transportation Research at the

University of Texas, FHWA/TX-05 /

0-4562-1

[3] Marti P. et al., 2008: Temporary

corrosion protection and bond

of prestressing steel, In. ACI Structural

Journal, Vol. 105, No. 1, p. 51–59,

ISSN 0889-3241

[4] Salcedo Rueda E. et al., 2004:

Bond and corrosion studies of

emulsifiable oils used for corrosion

protection in post-tensioned tendons.

In: PTI Journal, Vol. 22, No. 1.

ISSN 1544-2314

OCENĚNÍ BETONOVÉHO POVRCHU V PRESTIŽNÍ SOUTĚŽI

Britské Centrum designu udělilo na zá-

kladě rozhodnutí odborné poroty

12. února t. r. nejvyšší ocenění v soutě-

ži Surface Design Award 2015 v kate-

gorii Povrch v interiéru veřejné budovy

interiéru kaple Giovanni XXIII posta-

vené v Ospedale, části italského Ber-

gama (obr. 1 a 2). Kaple, na vr žená fran-

couzským architektem Aymericem Zu-

blenou ve spolupráci s italskými archi-

tekty Pippo a Ferdinandem Traversi, je

součástí nemocnice papeže St. Joh-

na XXIII a byla vysvěcena 11. října 2014.

Návrh současného kostela vychá-

zí z pevných architektonických zá-

sad, že jeho interiér má vytvářet mís-

to povzbuzující návštěvníka k modlit-

bě a klidnému rozjímání. Minimalistický

interiér tvoří světlé dřevo a teplé odstí-

ny bílých prefabrikovaných stěno-

vých betonových panelů s grafický-

mi motivy vyjádřenými pomocí tech-

nologie Graphic Concrete (GCArt&-

DesignTM). Autorem návrhu vzoru je

Stefano Arienti, který čerpal inspira-

ci v Zahradách Edenu, jak napovídají

květy, rostliny a keře zobrazené na stě-

nách. Květinové motivy byly na stěny

přeneseny pomocí jemného rastrová-

ní vzorů a vhodně zvolené kompozi-

ce betonové směsi, která tak dotvá-

ří celkový dojem lehkosti, vzdušnosti

a klidu. Přirozené světlo, které proniká

do kaple kruhovými otvory na stěnách

a ve stropě, završuje dechberoucí at-

mosféru vnitřního prostoru.

zdroj: www.graphicconcrete.com

a www.surfacedesignshow.com

připravila Jana Margoldová

1 2

SKOŘEPINA DVOJÍ KŘIVOSTI NAD OBDÉLNÍKOVÝM

PŮDORYSEM ❚ DOUBLE CURVATURE SHELL ABOVE

A RECTANGULAR PLAN



Jiří Musil, Jiří Stráský

Příspěvek popisuje hledání optimálního tvaru

skořepinové konstrukce dvojí křivosti, kterou

Heinz Isler úspěšně použil pro zastřešení řady

tenisových hal a bazénů. Pro nalezení tvaru byl

využit komerčně dostupný program umožňu-

jící geometricky nelineární analýzu konstrukcí.

Správnost řešení byla ověřena nejen analytic-

ky, ale také na modelu postaveném v měřítku

1 : 56. Model byl vytvořen technologií 3D

tisku. Příspěvek navazuje na článek popisu-

jící práci Heinze Islera a na článek popisující

metodu hledání tvaru. ❚ The paper describes

the search for the optimal shape of the shell

structure of double curvature, which Heinz Isler

successfully used for roofing many tennis halls

and swimming pools. For the shape finding

a commercially available program allowing

geometrically nonlinear analysis of structures

was used. The correctness of the solution

was verified not only analytically, but also on

the model built in the scale 1 : 56. The model

was created by a modern technology of 3D

printing. The contribution is linked to the article

describing the work of Heinz Isler and the article

describing the form finding method.

V příspěvku [1] byla připomenuta prá-

ce významného projektanta Prof. Dipl.

Ing. Heinze Islera, Dr.h. c., podle je-

hož projektů bylo postaveno více než

1 500 skořepinových konstrukcí. V na-

vazujícím příspěvku [2] byl popsán po-

stup hledání tvaru pomocí dostupných

programů, které umožňují geometric-

ky nelineární analýzu konstrukcí. Po-

stup byl ilustrován na dvou Islerových

konstrukcích, skořepině tvaru polštáře

a skořepině nad trojúhelníkovým půdo-

rysem navržené pro čerpací stanici Dei-

tingen Süd. Získané tvary skořepin by-

ly ověřeny podrobnou statickou a sta-

bilitní analýzou.

Jedna z nejúspěšnějších Islerových

konstrukcí je skořepina vyvinutá pro

zastřešení tenisových hal a plaveckých

bazénů. Tento typ skořepiny byl popr-

vé navržen v roce 1978 pro zastřeše-

ní tenisových hal v Düdingenu. Zastře-

šení tvoří čtyři skořepiny půdorysného

rozměru 18,6 x 48,5 m; jejich tloušťka

je 90 až 100 mm. Skořepiny jsou bo-

dově podepřeny v rozích obdélníků.

Od té doby bylo postaveno čtyřicet pět

podobných konstrukcí (obr. 1).

Návrh těchto skořepin vyžadoval vel-

kou dovednost a zkušenost, protože

je velmi obtížné navrhnout bodově po-

depřenou skořepinu dvojí křivosti nad

protáhlým obdélníkem. V tomto pří-

padě se obvykle navrhuje konstrukce

jednoduché křivosti, která je ukončená

ztužujícím nosníkem přenášejícím zatí-

žení do krajních podpěr.

Islerova konstrukce dvojí křivosti vy-

plynula z řady modelových měření

skořepin různých vzepětí. Z modelo-

vých zkoušek tak vzešel standardizo-

vaný tvar šířek 17,75 a 18,6 m a délek

48 m. Skruž těchto skořepin tvořil vel-

mi elegantní rošt z lepených dřevěných

nosníků. Standardizovaný tvar skoře-

pin umožnil jejich opakované použití

(obr. 2) a postupnou výstavbu.

Prof. Isler analyzoval popsané kon-

strukce ve dvou na sebe navazujících

krocích. V prvním kroku na mode-

lu obrácené zavěšené textilie (hanging

cloth reversed) určil tvar membránové

konstrukce. V druhém kroku, po peč-

livém změření membrány, vytvořil ob-

rácený model skořepinové konstruk-

ce postavené z polyesterové pryskyři-

ce. Tuto konstrukci pak ověřil modelo-

vým měřením.

Již dříve popsaný postup [2] hle-

dání optimálního tvaru skořepin po-

mocí dostupných programů byl ta-

ké aplikován při analýze konstrukce

1a

1c

2

1b

1d

Obr. 1 Tenisová hala v Solothurnu: a) řez

A-A, b) řez B-B, c) půdorys, d) podepření

skořepiny ❚ Fig. 1 Soluthurn Tennis Hall:

a) section A-A, b) section B-B, c) plan, d) shell

support

Obr. 2 Tenisová hala v Düdingenu, postupná

výstavba ❚ Fig. 2 Düdingen Tennis Hall,

progressive erection



nad obdélníkovým půdorysem. Po na-

lezení tvaru byla konstrukce ově-

řena nejen analyticky, ale také na

modelu.

STUDOVANÁ KONSTRUKCE

Studovaná konstrukce byla navrže-

na nad obdélníkovým půdorysem šíř-

ky 17 m a délky 50 m (obr. 3). Vzepě-

tí ve středu skořepiny bylo 10 m. Cí-

lem bylo navrhnout konstrukci, která

bude podobně jako Islerova skořepina

na okrajích zvlněna tak, aby vytvářela

ztužující žebra.

Skořepina bez okrajového ztužení

Nejdříve byla konstrukce analyzována

postupem popsaným v [2]. Výchozím

tvarem byla rovinná membrána nad ob-

délníkovým půdorysem, která měla za-

křivené kratší strany. Membrána byla

uložena na čtyřech krajních podporách

šířky 1 m (obr. 4). Pro analýzu byl využit

programový systém Midas Civil 2012

a byl použit prvek Thick PLATE. Kon-

strukce byla sestavena z 8 905 obdél-

níkových prvků s velmi hustým dělením

u podpěr a na okrajích. Základní tloušť-

ka membrány 120 mm byla u podpěr

zvětšena až na 240 mm (obr. 5). Kon-

strukce z betonu C30/37 byla analy-

zována pro proměnné plošné zatížení

s intenzitou odpovídající rozložení vlast-

ní tíhy konstrukce.

V prvním kroku byla konstrukce ana-

lyzována pro zatížení, které rozlože-

ním odpovídá vlastní tíze, s intenzi-

tou, při které se konstrukce ve svém

středu zdeformovala 7,08 m (obr. 6).

V druhém kroku byla takto zdeformo-

vána konstrukce řešena jako geome-

tricky nelineární úloha pomocí New-

ton-Rapsonovy metody. Při řešení by-

ly použity tři iterační kroky s deformač-

ním konvergenčním kritériem 0,001.

Výsledkem řešení byla zdeformovaná

konstrukce, jejíž geometrie tvořila vý-

chozí tvar pro následující iteraci. Itera-

ce byla opakována, pokud ve středu

konstrukce nebylo dosaženo vzepětí

10 m (obr. 7).

Je zřejmé, že takto získaný výsledný

Obr. 3 Studovaná

konstrukce, a) boční

pohled, b) čelní

pohled, c) půdorys,

d) perspektivní

pohled ❚

Fig. 3 Studied

structure, a) side view,

b) frontal view, c) plan

view, d) perspective

view

Obr. 4 Výchozí tvar

membrány

❚ Fig. 4 Initial

shape of the

membrane

Obr. 5 Proměnná

tloušťka membrány ❚

Fig. 5 Variable

thickness of the

membrane

Obr. 6 Tvar

membrány po prvním

kroku

❚ Fig. 6 Shape of

the membrane after

the first step

Obr. 7 Výsledný tvar

konstrukce, a) boční

pohled, b) čelní

pohled ❚

Fig. 7 Final shape of

the structure, a) side

view, b) frontal view

3a 3b

4

5

6

7a 7b

3c 3d



tvar konstrukce uvedený na obr. 7 je

bez ztužujících okrajových žeber. Přes-

to byla tato konstrukce dále posouze-

na pro zatížení uvedená v tab. 1.

Na obr. 8 jsou uvedeny výsled-

ky řešení pro zatížení vlastní tíhou.

Obr. 8a ukazuje deformace konstruk-

ce, obr. 8b maximální normálová na-

pětí při horním povrchu a obr. 8c maxi-

mální normálová napětí při dolním po-

vrchu skořepiny. Maximální deforma-

ce je 2,6 mm, maximální tahové napě-

tí je 0,14 MPa. Konstrukce je převážně

namáhána rovnoměrným tlakem, jeho

maximální velikost dosahuje hodnoty

6,7 MPa. Je tedy zřejmé, že pro účin-

ky vlastní tíhy je konstrukce navržena

správně.

Jiná situace je pro ostatní zatížení.

Tab. 1 Zatížení sk ořepiny ❚

Tab. 1 Loading of shell

(a) Vlastní tíha

(b)Vlastní tíha + Zatížení sněhem 1,5 kN/m2

na celé ploše

(c)Vlastní tíha + Zatížení sněhem 1,5 kN/m2

na podélné polovině

(d)Vlastní tíha + Zatížení sněhem 1,5 kN/m2

ve střední části

(e)Vlastní tíha + Zatížení sněhem 1,5 kN/m2

na příčné polovině

(f)Vlastní tíha + Zatížení sněhem 1,5 kN/m2

na čtvrtině

8a

9a

10

11a

12a

12c

12b

12d

11b

8b

9b

8c

9c



Kritická jsou zatížení (c), (d) a (e), při

kterých deformace dosahují velikos-

ti až 1,22 m (obr. 9) a tlaková a tahová

napětí dosahují velikosti až 284 MPa.

Tato napětí není konstrukce schopna

přenést a takto navrženou konstrukci

nelze postavit.

Je tedy nesporné, že konstrukci je

nutno upravit. Jak již bylo uvedeno dří-

ve, skořepiny nad obdélníkovým pů-

dorysem se obvykle navrhují se ztu-

žujícími okrajovými nosníky, nebo se

zvětší tloušťka skořepiny (obr. 10). Pro-

fesor Isler však místo toho konstruk-

ci elegantně ztužil jejím okrajovým zvl-

něním. Proto byl dále hledán postup,

jak podobné zvlnění získat studova-

nou analýzou.

Skořepina s okrajovým ztužením

Je patrné, že pokud chceme analýzou

získat konstrukci se zvlněnými okra-

ji, nelze ve výchozím stavu vyjít z rovin-

né konstrukce a je nezbytné vyjít z kon-

strukce, která má zvednuté okraje. Tvar

křivek zvednutí byl určen analýzou kon-

strukce zatížené okrajovým linio vým

zatížením.

Výsledný výchozí stav (obr. 11) byl ur-

čen sečtením tvarů získaných zatíže-

ním konstrukce definované na obr. 4

a 5 postupně zatížené vodorovným

(obr. 12a) a svislým (obr. 12b) liniovým

zatížením kratších stran, svislým linio-

vým zatížením delších stran (obr. 12c)

a vlastní tíhou (obr. 12d).

V druhém kroku byla konstrukce

z obr. 11 řešena jako geometricky ne-

lineární úloha pomocí Newton-Rapso-

novy metody. Při řešení byly použity tři

iterační kroky s deformačním konver-

genčním kritériem 0,001. Výsledkem

řešení byla zdeformovaná konstrukce,

jejíž geometrie tvořila výchozí tvar pro

následující iteraci. Iterace byla opako-

Obr. 8 Půdorys konstrukce, účinky od vlastní tíhy, a) deformace,

b) maximální napětí v horních vláknech, c) maximální napětí v dolních

vláknech ❚ Fig. 8 Plan of the structure, effects of the self-weight,

a) deformations, b) the maximum stresses at the top fibers, c) the

maximum stresses at the bottom fibers

Obr. 9 Deformace konstrukce, a) zatížení (c), b) zatížení (d),

c) zatížení (e) ❚ Fig. 9 Deformation of the structures, a) load (c),

b) load (d), c) load (e)

Obr. 10 Lávka Matadero a Invernadero, Madrid, Španělsko

❚ Fig. 10 Matadero and Invernadero Footbridge, Madrid, Spain

Obr. 11 Tvar membrány po prvním kroku, a) boční pohled,

b) čelní pohled ❚ Fig. 11 Shape of the membrane after the first step,

a) side view, b) frontal view

Obr. 12 Hledání tvaru membrány, a) zatížení vodorovným zatížením,

b) zatížení svislým zatížením, c) zatížení svislým zatížením, d) zatížení

vlastní tíhou ❚ Fig. 12 Membrane shape finding, a) horizontal loads,

b) vertical load, c) vertical load, d) self-weight

Obr. 13 Výsledný tvar konstrukce, a) boční pohled, b) čelní pohled ❚ Fig. 13 Final shape of the structure, a) side view, b) frontal view

Obr. 14 Půdorys konstrukce, účinky od vlastní tíhy, a) deformace,

b) maximální napětí v horních vláknech, c) maximální napětí v dolních

vláknech ❚ Fig. 14 Plan of the structure, effects of the self-weight,

a) deformations, b) the maximum stresses at the top fibers, c) the

maximum stresses at the bottom fibers

Obr. 15 Deformace konstrukce před ztrátou stability, a) zatížení (c),

b) zatížení (d), c) zatížení (e) ❚ Fig. 15 Deformation of the structure

before buckling, a) load (c), b) load (d), c) load (e)

14a

15a

13a

14b

15b

13b

14c

15c



vána, pokud ve středu konstrukce ne-

bylo dosaženo vzepětí 10 m.

Řešením byla získaná konstrukce, je-

jíž tvar byl velmi blízký požadovanému

tvaru (obr. 13). Delší strany však neby-

ly přímé, a tak bylo nutno znovu upra-

vit výchozí konstrukci.

Proto byla geometrie modelu po-

dle obr. 11 v několika krocích iterač-

ně upravena tak, aby pro provede-

ní nelineárního výpočtu byla získána

konstrukce s přímými delšími strana-

mi. Takto byla získána skořepina poža-

dovaného tvaru (obr. 3), která byla ná-

sledně posouzena pro všechna zatíže-

ní uvedená v tab. 1.

Na obr. 14 jsou uvedeny výsledky

řešení pro zatížení vlastní tíhou. Obr.

14a ukazuje deformace konstrukce,

obr. 14b maximální normálová napě-

tí při horním povrchu a obr. 14c maxi-

mální normálová napětí při dolním po-

vrchu skořepiny. Maximální deforma-

ce je 3,9 mm, maximální tahové napě-

tí je 0,51 MPa. Konstrukce je převážně

namáhána rovnoměrným tlakem, je-

ho maximální velikost dosahuje hod-

noty 7,9 MPa. Je tedy zřejmé, že pro

účinky vlastní tíhy je konstrukce navr-

žena správně.

Také pro všechna ostatní zatížení

jsou deformace a napětí v rozumných

mezích. Pro kritické zatížení (c) situo-

vané na podélné polovině skořepiny

je maximální deformace velikosti jen

16 mm, maximální tahové napětí do-

sahuje velikosti 3,5 MPa a maximální

tlakové napětí je 8 MPa. Je patrné, že

konstrukce bezpečně přenese všech-

na normová zatížení.

Funkce skořepiny byla také ověřena

stabilitním výpočtem, který byl prove-

den pro kombinaci vlastní tíhy a zatíže-

ní sněhem. Při nelineární analýze byla

konstrukce zatížena vlastní tíhou a po-

stupně se zvětšujícím zatížením sně-

hem. Ztráta stability byla dosažena při

zatížení, při kterém nebylo možné na-

jít rovnováhu vnitřních sil na deformo-

vané konstrukci. Výpočet byl proveden

pro všechny studované polohy zatíže-

Tab. 2 Mechanické charakteristiky ❚ Tab. 2 Mechanical properties

Mechanické charakteristiky Zkušební metoda Osy X Z Osy Z X

Tahová pevnost, mez tečení (Typ 1, 0.125”, 0.2”/min) ASTM D638 31 MPa 26 MPa

Mezní tahová pevnost (Typ 1, 0.125”, 0.2”/min) ASTM D638 32 MPa 28 MPa

Tahový modul pružnosti (Typ 1, 0.125”, 0.2”/min) ASTM D638 2 230 MPa 2 180 MPa

Mezní tahové protažení (Typ 1, 0.125”, 0.2”/min) ASTM D638 7 % 2 %

Tahové protažení na mezi tečení (Typ 1, 0.125”, 0.2”/min) ASTM D638 2 % 1 %

Ohybová pevnost (Metoda 1, 0.05”/min) ASTM D790 60 MPa 48 MPa

Ohybový modul pružnosti (Metoda 1, 0.05”/min) ASTM D790 2 060 MPa 1 760 MPa

Mezní ohybové poměrné přetvoření (Metoda 1, 0.05”/min) ASTM D790 4 % 3,5 %

16

19a 19b

17

18



ní. Ztráta stability byla pro polohu zatí-

žení (c) dosažena při 58,5násobku za-

tížení sněhem, pro polohu zatížení (d)

při 75,5násobku zatížení sněhem a pro

polohu zatížení (e) při 105násobku za-

tížení sněhem. Maximální deformace

konstrukce před ztrátou stability dosa-

hovaly pro polohu (c) velikosti 1,25 m,

pro polohu (d) velikosti 0,64 m a pro

polohu (d) velikosti 1,78 m. Z analýzy

vyplývá, že ke ztrátě stability by do-

šlo později, než k porušení konstruk-

ce vlivem vyčerpání pevnosti betonu

a únosnosti betonářské výztuže.

Z výsledků analýzy je evidentní, že

skořepina, která je na okrajích ztuže-

ná svým zvlněním, bezpečně přenese

všechna normová zatížení. Analýza ta-

ké potvrdila správnost postupu určení

vhodného tvaru konstrukce. Přesto by-

lo rozhodnuto ještě ověřit analýzu mě-

řením na modelu konstrukce.

MODEL

Z hlediska modelové podobnosti je

vhodné vytvořit model ze stejného

materiálu jako vlastní konstrukci, te-

dy z betonu. Tento přístup byl zvolen

při analýze diagonální obloukové sko-

řepiny [3] navržené jako lávka pro pě-

ší s rozpětím 62 m (obr. 16). Skořepina

byla vytvořena z betonu Tercon vyvinu-

tého Doc. Terzijským. Beton byl vléván

do otočené formy z boku do bednění,

které tvořilo jak spodní, tak i horní plo-

chu skořepiny. Návrh a výroba bednění

i skořepiny byly velmi pracné.

I modely z polyesterové pryskyřice,

které sloužily Prof. Islerovi pro ověření

funkce skořepin, jsou náročné na výro-

bu a vyžadují značnou řemeslnou zruč-

nost. Proto byla studována technolo-

gie 3D tisku.

Moderní technologie umožňují vy-

tvořit nevyztužené betonové konstruk-

ce pomocí 3D tisku [4]. Dosud se tou-

to technologií vytváří převážně objek-

ty drobné architektury. Je tedy patrné,

že technologie je vhodná pro stavbu

modelů betonových konstrukcí. Bo-

hužel jsme nenašli v blízkosti dodava-

tele, který by byl schopen za rozum-

nou cenu vytisknout betonovou skoře-

pinu.

Proto byla využita komerčně dostup-

ná technologie FDM (Fused Deposi-

tion Modeling). Tato technologie využí-

Obr. 16 Model diagonální obloukové

skořepiny, zatěžovací zkouška ❚

Fig. 16 Model of the diagonal arch shell,

load test

Obr. 17 Skladba tištěného prvku

❚ Fig. 17 Composition of printed element

Obr. 18 Přetržení zkušebního prvku ❚

Fig. 18 Rupture of the test element

Obr. 19 Pracovní diagram, a) tah,

b) tlak ❚ Fig. 19 Stress-strain response,

a) tension, b) compression

Obr. 20a, b, c, d Podepření

modelu v duralovém rámu

❚ Fig. 20a, b, c, d Supporting

of the model in an aluminum frame

Obr. 21 Model, pozice zatížení ❚

Fig. 21 Model, load position

Obr. 22 Model, pozice zatížení

a tensometrů ❚ Fig. 22 Model, position

of the load and strain gauges

Obr. 23 Model, zatížení (b)

❚ Fig. 23 Model, load (b)

Obr. 24 Model, zatížení (c) ❚

Fig. 24 Model, load (c)

20a

20c

20d

20b

21

23

22

24



vá dvou materiálů, základního, stavěcí-

ho a materiálu podpor.

Při tisku je materiál odvíjen z cívky

do hlavice tavné pistole, která ho na-

náší na podložku. Materiál podpor se

využívá v místech, kde by při tisku mu-

sel stavěcí materiál „viset“ ve vzduchu.

Po vytvoření modelu se materiál pod-

por odstraní.

Stavěcí materiál je nanášen po vrst-

vách. Tisk každé vrstvy začíná vytvo-

řením minimálně jednoho obvodového

vlákna; vnitřní prostor mezi konturami

je vyplněn vlákny pod úhlem 45°, při-

čemž v následující vrstvě je úhel výpl-

ně kolmý na předchozí vrstvu (obr. 17).

Zvolený průměr vláken byl vzhledem

k velikosti modelu a tomu odpovídající

ceně zvolen co největší – 0,33 mm. I tak

tisk modelu trval více než 50 h. Pro tisk

byl použit materiál označený ABS M 30

(akryl onitrilbutadienstyren), který je

charakterizován parametry uvedenými

v tab. 2.

Pro tisk byl použit přístroj Fortus

900mc s největším dostupným pracov-

ním prostorem 914 x 610 x 914 mm,

který umožňoval tisk modelu v měřít-

ku 1 : 55,56. Při tomto měřítku by byla

minimální tloušťka modelu jen 2,2 mm.

Proto, s ohledem na technologii tisku,

byla tloušťka modelu provedena v mě-

řítku 1 : 24. Tato skutečnost byla zo-

hledněna v analýze modelové podob-

nosti.

Pro orientační ověření materiálo-

vých charakteristik a práci s mate-

riálem (především lepení tenzometrů)

byla vytvořena sada zkušebních tě-

les. Zkušební krychle o hraně 20 mm

pro zkoušku tlakem, trámce průře-

zu 10 x 20 mm s rozšířenými konci

pro tahovou zkoušku (obr. 18) a trám-

ce 10 x 20 x 170 mm pro ověření ohy-

bového namáhání. Zkoušky byly pro-

vedeny jednak pro namáhání působící

v rovině vláken a jednak kolmo k rovi-

ně vláken. Pro určení Poissonova čís-

la byly také měřeny příčné deformace;

jeho hodnota je ν = 0,254.

Na obr. 19 jsou uvedeny pracovní

diagramy pro namáhání v tahu a tlaku.

Je patrné, že rozdíly pro namáhání pů-

sobící v rovině vláken a kolmo k rovině

vláken jsou malé. Protože při zkoušce

tahem bylo protažení zkušebního prv-

ku větší, než je rozsah tenzometrů, ne-

znamená konec grafu dosažení pev-

nosti prvku.

Modul pružnosti, který je v rozsahu

předpokládané hladiny zatížení mo-

delu konstantní, je rozdílný pro tah

a tlak. Pro analýzu modelu byl sta-

noven jako vážený průměr hodnotou

Em = 1 820 MPa.

Model byl vytištěn s táhly spojující-

mi podpěry jak v podélném, tak i příč-

ném směru. Po vytištění byl podporu-

jící materiál odstraněn a model byl vlo-

žen do duralového rámu, v kterém byl

u podpěr podlit epoxidem (obr. 20).

Obr. 20b až 20d dokumentují geomet-

rii studované konstrukce.

Při návrhu zkušebního zatížení se vy-

šlo z modelové podobnosti. Zatížení

bylo určeno z podmínky stejné velikos-

tí napětí v modelu a ve skutečné kon-

strukci [5].

Model byl zkoušen pro polohy zatíže-

ní uvedené v tab. 1. Rovnoměrné zatí-

žení bylo nahrazeno šedesáti osamě-

lými břemeny rovnoměrně rozmístě-

nými na povrchu skořepiny (obr. 21).

Mezi břemeny náhradního zatížení by-

lo na dvaceti místech osazeno celkem

čtyřicet odporových tenzometrů, vždy

jeden tenzometr shora a druhý zdo-

la (obr. 22). Byly použity tenzometry

1-LY11-6/350 a 1-LY11-3/350.

Závaží byla vyrobena z ocelové ku-

latiny ∅ 50 mm. Náhrada vlastní tí-

hy konstrukce byla realizována dvě-

ma sadami závaží. Nahodilé zatížení

bylo nahrazenou jednou sadou záva-

ží. S ohledem na polohu zatížení bylo

nutno vyrobit 180 kusů závaží s třice-

ti různými hmotnostmi. Nejlehčí závaží

vážilo 1,052 kg, nejtěžší 2,225 kg, ma-

ximální odchylka v hmotnosti závaží či-

nila 0,5 %, přičemž průměrná odchyl-

ka v hmotnosti závaží činila 0,03 %.

Hmotnost závaží pro náhradu vlast-

ní tíhy činila 202,534 kg, pro náhra-

du nahodilého zatížení 99,44 kg, tedy

maximální zatížení pro skořepinu bylo

301,974 kg.

Pro porovnání deformací a napě-

tí v měřených místech konstrukce by-

la pro všechny zatěžovací stavy prove-

dena analýza modelu zatíženého ploš-

ným a bodovým zatížením. Z hlediska

deformací došlo pouze k zanedbatel-

ným odchylkám mezi oběma mode-

ly, z hlediska napětí nebyla situace

tak příznivá, ale pro většinu posuzova-

ných míst (90 až 95 % podle zatěžo-

vacího stavu) byla shoda velmi dobrá.

Analýza tedy potvrdila možnost náhra-

dy plošného zatížení za bodové. Mi-

mo měření poměrných přetvoření by-

ly také na osmi místech měřeny de-

formace konstrukce. Deformace by-

ly měřeny u podpěr a v podélné ose

modelu.

Konstrukce modelu byla uložena

Obr. 25 Deformace v podélné ose

modelu, a) zatížení (c), b) zatížení (d)

❚ Fig. 25 Deformation in the model’s

longitudinal axis, a) load (c), b) load (d)

Obr. 26 Normálové napětí v podélném řezu

dolní vlny podélného ztužení od zatížení (c) ❚

Fig. 26 Normal stresses in the longitudinal

section of the bottom wave of the longitudinal

stiffening due to load (c)

Obr. 27 Normálové napětí v podélném řezu

dolní vlny podélného ztužení od zatížení (d)

❚ Fig. 27 Normal stresses in the longitudinal

section of the bottom wave of the longitudinal

stiffening due to load (d)

Literatura:

[1] Stráský J.: Heinz Isler, stavitel skoře-

pin, Beton TKS 2/2013, pp. 24–33

[2] Musil J., Stráský J.: Hledání tvaru

skořepinových konstrukcí, Beton TKS

5/2014, pp. 50–55

[3] Strasky J.: Pedestrian bridges utilizing

high-strength concrete, International

Journal of Space Structures, Vol. 22,

No. 1, 2007, pp. 61–79

[4] Loughborough University

Leicestershire, UK: 3D Concrete

Printing: An innovative construction

process, www.freeformconstruction.

com

[5] Hossdorf H.: Model Analysis of

Structures, Van Nostrand Reinhold

Company, 1974

25

a)

b)



na dvojici vyvýšených podpěr tak, aby

v prostoru mezi podpěrami bylo mož-

né zavěsit závaží (obr. 23 a 24). Kaž-

dé závaží bylo zavěšeno na provazec,

který byl provlečen otvorem ve sko-

řepině a zakotven v ocelové kruhové

podložce průměru 7 mm podlité siliko-

nem.

Zkouška modelu probíhala v labora-

toři Ústavu betonových a zděných kon-

strukcí FAST VUT v Brně. Při zkoušce

byla průběžně měřena teplota a defor-

mace podpěr. Zatížení simulující vlast-

ní tíhu bylo do konstrukce vnášeno po-

stupně a symetricky. Model byl násled-

ně zkoušen pro polohy zatížení uvede-

né v tab. 1 (obr. 23 a 24). Každé za-

tížení bylo na konstrukci ponecháno,

dokud se měřené hodnoty neustálily.

Pak bylo veškeré zatížení odebráno

a po změření deformací a proměnných

přetvoření nezatíženého modelu se ce-

lý postup opakoval. Pro vyhodnocení

byly použity hodnoty, od kterých byly

odečteny účinky změny teploty a po-

klesu podpěr.

Na obr. 25 jsou uvedeny vypočíta-

né a změřené hodnoty deformací po-

délné osy modelu pro zatížení (c) a (d).

Na obr. 26 a 27 jsou pro tato zatížení

uvedeny vypočítané a změřené hod-

noty napětí v horních a dolních vlák-

nech skořepiny v podélném řezu situo-

vaném v dolní vlně okrajového zvlnění.

Z obrázku je zřejmé, že shoda je vel-

mi dobrá.

ZÁVĚR

Statická analýza a měření na modelu

potvrdily správnost popsaného postu-

pu hledání tvaru skořepinových kon-

strukcí. Je tedy zřejmé, že popsa-

ný postup můžeme použít pro ná-

vrh skořepin nad libovolným půdory-

sem. Analýza také upozornila na sku-

tečnost, že tenké skořepiny je nutno

analyzovat geometricky nelineárními

programy, které upozorní na velké de-

formace a následnou možnou ztrátu

stability.

Prof. Isler vhodným zvlněním okra-

jů skořepin vytvořil v konstrukci ztužu-

jící žebra, která omezila její deformace

i namáhání. Proto mohla zůstat skoře-

pina na okrajích bez obrub, a tak moh-

la být zvýrazněna jejich štíhlost. Takto

byla demonstrována hlavní přednost

skořepinových konstrukcí – plastická

tvárnost a konstrukční efektivita.

Obr. 20b až 20d dokumentují, jak

krásná je hospodárná inženýrská kon-

strukce. A přitom ve skutečnosti skoře-

pina tloušťky jen 120 mm tvoří střešní

konstrukci s rozpětím 50 m.

Doufejme, že náš příspěvek přispěje

k renezanci skořepinových konstrukcí

a další vývoj technologie tisku betono-

vých konstrukcí umožní jejich ekono-

mickou stavbu.

Analýza a modelová měření byly provedeny

v rámci řešení projektu Technologické

agentury České republiky TA02011322:

„Prostorové konstrukce podepřené kabely

a/nebo oblouky“ a za podpory projektu

Specifického vysokoškolského výzkumu

pod názvem: „Hledání optimálního tvaru

skořepinových konstrukcí“, registrovaného

na VUT pod číslem FAST-J-13-1972. Příspěvek

byl napsán za přispění MŠMT projektu

CZ.1.05/2.1.00/03.0097, v rámci činnosti

regionálního centra AdMaS „Pokročilé stavební

materiály, konstrukce a technologie“.

Ing. Jiří Musil


prof. Ing. Jiří Stráský, DSc.


oba: Fakulta stavební VUT v Brně

Stráský, Hustý a partneři, s. r. o.

Brno

26 27

BETON, ČSN EN 206, ČSN P 73 2404 A DALŠÍ SOUVISLOSTI ❚

CONCRETE, ČSN EN 206, ČSN P 73 2404 AND FURTHER

CONSEQUENCES


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

Michal Števula, Vladimír Veselý

V článku jsou popsány novinky, které zavádí

ČSN EN 206 oproti ČSN EN 206-1, zmíněny

související a navazující technické a legislativní

dokumenty a uvedena rekapitulace a výhled

do budoucnosti technických norem o výrobě

a specifikaci betonu. ❚ The article describes

updates being introduced by the ČSN 206

compared to ČSN 206-1, it notes related and

consequent technical and legal documents

and reviews and shows the future prospects

of technical standards concerning concrete

production and its specifications.

Po dlouhém ohlašování a očekávání,

a s více než dvouletým zpožděním, by-

la dokončena a na podzim 2013 vy-

dána EN 206, která v létě 2014 dora-

zila do Čech v podobě ČSN EN 206.

Od předchozí EN 206-1 se v zásadě

liší jen mírně, s výjimkou nových kon-

cepcí pro použití příměsí. Dramatič-

tějším se však ukázal přechod z ČSN

EN 206-1 na ČSN EN 206 z hlediska

české legislativy.

FORMÁLNÍ POSTUP PŘI TVORBĚ

EVROPSKÝCH NOREM

Evropské technické normy zpracová-

vá a vydává CEN (Evropská komise

pro technickou normalizaci). Jednotli-

vé dokumenty jsou připravovány od-

bornými komisemi, pracovními týmy.

Technologií čerstvého i ztvrdlého be-

tonu a jeho složkami se zabývá komi-

se „CEN/TC104 Beton a odpovídající

výrobky“. Pokud komise dokončí ně-

jakou normu, včetně vypořádání při-

pomínek, proběhne v CENu formální

hlasování o jejím přijetí či nepřijetí. Je-

-li norma přijata, je vydána v angličtině,

francouzštině a němčině. Členské ze-

mě, včetně České republiky, jsou pak

povinny v předem daném termínu, ob-

vykle dvanácti měsíců, normu zavést

do svých národních systémů, a to buď

přímým převzetím, tzn. v původním ja-

zyku, nebo překladem. Zároveň musí

být ve stejném termínu zrušeny národ-

ní normy nebo jejich části, které jsou

s novou evropskou normou v přímém

rozporu.

Evropská norma může být na národ-

ní úrovni vybavena národní přílohou,

nebo doplněna národní normou, která

rovněž není v rozporu s evropskou nor-

mou a zohledňuje specifika a dlouho-

dobé zvyklosti a zkušenosti dané ze-

mě (pro ČSN EN 206-1 byly národními

přílohami Změna Z1 až Z4).

Z výše uvedeného vyplývá následu-

jící:

• evropská norma se tvoří v CENu, tu-

díž, chceme-li mít možnost podílet

se na její tvorbě, musíme to udělat

na půdě CENu,

• přijde-li hotová evropská norma

do ČR, musí se ÚNMZ (Úřad pro

technickou normalizaci, metrologii

a státní zkušebnictví), který zastupuje

ČR v CENu, řídit svými závazky vůči

CENu a normu vydat v daném termí-

nu některým z uvedených způsobů,

• je-li tímto způsobem překlad, jedná

se o technický překlad dokumentu,

nikoliv o připomínkování či kritizování

jejího obsahu.

Konečným cílem by mělo být zavede-

ní evropské normy, kterou může vhod-

ně doplnit národní příloha nebo jiný

dokument „platný v místě použití beto-

nu“, jak ho přímo definuje EN 206. Nor-

my, které jsou svou náplní paralelní, by

měly být zrušeny, aby technická veřej-

nost nebyla matena existencí více no-

rem týkajících se jedné věci.

Poznámka: pokud se někde v textu hovoří

o EN 206, jde o evropskou verzi dokumentu

vydanou CEN, pokud je zmíněna ČSN EN 206,

jde o českou verzi EN 206 vydanou ÚNMZ.

PŮVODNÍ PLÁN PRO EN 206

A NEPŘÍJEMNOSTI S JEHO

NEDODRŽENÍM

ČSN EN 206 měla původně vyjít v ro-

ce 2012 společně s ČSN EN 197-1

ed.2 (cement) [2]. Společný termín vy-

dání byl logický vzhledem k úzké pro-

vázanosti obou dokumentů. Kompliko-

vaná jednání v komisích CEN se stala

příčinou opožděného vydání EN 206,

na rozdíl od zmíněné ČSN EN 197-1,

ed.2, až před koncem roku 2013. Toto

zpoždění bylo jediným faktickým důvo-

dem, proč musela být vydána Změna

Z4 k ČSN EN 206-1, aby se aktualizo-

valy vztahy mezi novou normou na ce-

ment [9] a stávající normou na be-

ton [2].

CO NOVÉHO PŘINÁŠÍ EN 206?

Obecně

(ČSN) EN 206 spojuje původní (ČSN)

EN 206-1 [2] a (ČSN) EN 206-9 [3],

tzn., že stávající norma se věnuje i sa-

mozhutnitelným betonům. Bere na vě-

domí existenci vláknobetonů, aniž se ji-

mi podrobně zabývá. Zároveň přináší

dvě nové koncepce pro použití příměsí

z pohledu trvanlivosti.

Některé nové pojmy

Předpisy platné v místě použití (pro-

visions valid in the place of use) jsou

národní předpisy uvedené v Národ-

ní předmluvě, Národní příloze ČSN

EN 206 nebo se jedná o doplňkové

národní normy ČSN EN 206, platné

v místě použití betonu [5].

Regenerované prané kamenivo (re-

claimed washed aggregate) zname-

ná kamenivo získané praním čerstvé-

ho betonu [5].

Regenerované drcené kamenivo

(reclaimed crushed aggregate) zname-

ná kamenivo získané drcením ztvrd-

lého betonu, který nebyl dříve použit

v konstrukci [5].

Recyklované kamenivo (recycled

aggregate) znamená kamenivo získa-

né při úpravě anorganického materiálu

dříve použitého v konstrukci [5].

Polymerová vlákna (polymer fibres)

jsou rovné nebo deformované kousky

protlačeného a nařezaného materiálu,

které jsou vhodné k homogennímu za-

míchání ve směsi betonu [5].

Ocelová vlákna (steel fibres) jsou

rovné nebo tvarované kousky za stu-

dena taženého ocelového drátu, rovné

nebo tvarované kousky vláken z na-

řezaného plechu, vlákna získaná ta-

vením, hoblováním z drátů za stude-

na tažených, nebo frézovaná vlákna

z ocelových bloků, která jsou vhod-

ná k homogennímu zamíchání do

betonu [5].

Příměsi

Největší změna se týká příměsí (kapito-

la 5.2.5 EN 206). Podle (ČSN) EN 206

je možné použít tří koncepcí, které se

primárně týkají trvanlivosti betonu:

• k-hodnota (k-value) – (ČSN) EN 206

uvádí k-hodnoty pro popílek a kře-

mičité úlety. Pro mletou granulo-



vanou vysokopecní strusku se od-

kazuje na předpisy platné v místě

použití.

• Koncepce ekvivalentních vlastnos-

tí betonu (equivalent concrete per-

formance concept – ECPC – EN 206

odstavec 5.2.5.3) umožňuje měnit

mezní složení betonu, např. vodní

součinitel w/c, pokud k tomu oprav-

ňují výsledky zkoušek trvanlivosti be-

tonu nově navrhovaného a referenč-

ního, tzn., že výsledky zkoušek tr-

vanlivostí u obou betonů jsou stej-

né. Tato koncepce se nejčastěji ří-

dí předpisy platnými v místě použití

betonu.

• Koncepce ekvivalentních vlastnos-

tí kombinací (equivalent performan-

ce of combinations concept – EPCC).

Velmi zjednodušeně řečeno se jed-

ná o úvahu, která říká, že beton vy-

robený z cementu vyhovujícího nor-

mám pro cement a splňujícího po-

žadavky na trvanlivost platné v mís-

tě použití bude mít rovněž odpovídající

trvanlivost. Jestliže kritéria pro kom-

binaci cementu a příměsi splňují po-

dobné požadavky, pak takto vyrobe-

ný beton bude také mít adekvátní tr-

vanlivost, pokud splňuje ekvivalent-

ní kritéria pro beton stanovená pravi-

dly platnými v místě použití pro daný

typ cementu, tj. s maximálním pomě-

rem W/C nahrazeným maximálním po-

měrem W / (C + A) a minimálním ob-

sahem cementu C nahrazeným mini-

málním obsahem (C + A), kde C je ce-

ment a A je příměs. V tomto případě

není referencí specifický zdroj cemen-

tu, ale soubor kritérií podobných těm,

která se používají pro definování ce-

mentu [4].

Dvě nové koncepce (ECPC a EPCC)

umožňují vykročení mimo tabulku F.1

(Doporučené mezní hodnoty pro slo-

žení betonu) [5], která popisuje někte-

ré parametry složení betonu ve vzta-

hu k trvanlivosti. Cenou za to je povin-

nost prokázat ekvivalentní trvanlivost

navrženého betonu jako u referenční-

ho vzorku. U koncepce k-hodnoty tato

povinnost není, a tudíž stačí pouze do-

držet uvedené hodnoty.

Poznámka: Protože v minulosti došlo k mnoha

diskusím ohledně závaznosti či nezávaznosti

jednotlivých parametrů z tabulky F.1

v INFORMATIVNÍ příloze F, uvádíme zde

paragraf 5 této přílohy: „(5) Mezní hodnoty

pro maximální vodní součinitel a minimální

obsah cementu platí vždy, zatímco požadavky

na třídu pevnosti mohou být doplňkově

specifikovány.“ [5].

Obr. 1 Formální rozdíl mezi národní přílohou

a zbytkovou normou ❚ Fig. 1 Formal

difference between the national annex and the

rest of the standard

Obr. 2 Schéma návaznosti jednotlivých

dokumentů ❚ Fig. 2 Scheme of the

individual documents and their connections

Obr. 3 Formulář pro vytvoření specifikace

betonu na portálu eBeton s ukázkou vyplnění

a automatického vygenerovaní specifikace dle

ČSN EN 206 a ČSN P 73 2404 ❚

Fig. 3 Form to be used for creating

a concrete specification on the eBeton

portal showing how to fill it in and how the

specification is automatically generated acc.

to the ČSN EN 206 and ČSN P 73 2404

Obr. 4 QR kód s webovou adresou pro

specifikaci betonu ❚ Fig. 4 QR code with

the web site address for concrete specification

1

3 4

2

ČSN EN 206-1

2001

beton

ČSN P73 2404

ČSN P73 2404

ČSN P73 2404

ČSN P73 2404

ČSN EN 206

ČSN EN 206

ČSN EN 206

ČSN EN 206

běžný beton

TKP 17

da

lší p

oža

davk

yzá

kla

dn

í p

oža

davk

y

beton pro SŽDC

TKP 18

beton pro ŘSD

TKP 1

beton pro ŘVC

Platí automaticky společně. Obě musí být uvedeny ve smlouvě!!!

ČSN EN 206

7.2014

beton, SCC, vláknobeton

ČSN EN 206-1

Změna Z4

2013

ČSN P 73 2404

Zbytková norma

2015



Vzhledem k výše uvedenému je

k diskusi postup certifikačních orgánů

v ČR, které pokračují v zavedené pra-

xi vydáváním certifikátů systému řízení

výroby dle § 6 NV 163/2002 Sb. buď

s přílohami, kde striktně uvádějí pev-

nostní třídy betonu, nebo tyto třídy pří-

mo vypisují na první stranu certifikátu.

Pokud chce výrobce uvést na trh ty-

pový beton s doplňkově specifikova-

nou pevnostní třídou, která je nižší než

informativní hodnota v informativní ta-

bulce F.1, musí pro tento případ nejdří-

ve nechat vypracovat stavebně-tech-

nické osvědčení.

Tím je fakticky aplikována doplňují-

cí formální překážka v obchodu. Jde

o českou specialitu, která je na zá-

pad od našich hranic nemyslitelná. Pří-

klady aktuálního certifikátu vydáva-

ného v SRN a v ČR jsou uvedeny na

obr. 5.

V případě, kdy na sebe výrobce po-

dle § 6 NV 163/2002 Sb. bere pl-

nou odpovědnost za parametry výrob-

ku a předem je ověřuje počátečními

zkouškami typu, je tento postup přinej-

menším diskutabilní. Certifikát systé-

mu řízení výroby v ČR pak velmi připo-

míná certifikát jednotlivého výrobku dle

§ 5 NV 163/2002 Sb.

Česká cesta k přijetí EN 206

Zavedení revidované normy je jed-

nou stránkou legislativy, druhou pak

české předpisy související se Záko-

nem č. 22/1997 Sb. [6]. Vydáním ČSN

EN 206 a okamžitým zrušením platnos-

ti předchozí ČSN EN 206-1 včetně její-

ho „určení“ bez přechodného období

vznikla v jediném okamžiku situace, kdy

přestaly platit certifikáty výroby podle

ČSN EN 206-1 a ještě nebyly zavedeny

certifikáty dle ČSN EN 206. Po několika

dotazech a urgencích ohledně této situa-

ce přišla vstřícná reakce od náměstka

ministra průmyslu a obchodu Ing. Koli-

by a zaměstnanců ÚNMZ, která vedla

k opětovnému vyhlášení ČSN EN 206-1

jako normy „určené“ ve Věstníku ÚNMZ

9/2014 na přechodné období dvanácti

měsíců.

V současnosti je tedy možno,

po omezenou dobu, vyrábět beton

podle ČSN EN 206-1 i ČSN EN 206.

Tento stav je logický a odpovídá reali-

tě, neboť v současnosti jsou realizová-

ny stavby, které byly projektovány po-

dle původní normy, zatímco projekty

podle té nové se teprve objeví.

K zamyšlení může vést i jeden z mož-

ných způsobů vydávání evropských

norem, a to jejich převzetím v origi-

nále, tedy v angličtině. Lze si jen těž-

ko představit, jak jsou tisíce techni-

ků a obchodníků ve stavebnictví, tzn.

i na stavbách, schopni domlouvat se

nad anglickým textem normy a řešit

problematiku parametrů betonu, poža-

davků systémů kontroly apod. Nedo-

rozumění vznikají i nad normami v čes-

kém jazyce.

Představa možných komplikací v ko-

munikaci nad anglickým textem evo-

kuje příběh o babylonském zmatení ja-

zyků. Pro úplnost uvádím, že ona zná-

má věž se v důsledku zmíněné událos-

ti nedostavěla.

Zajisté si všichni přejeme, aby české

betonové stavitelství uspělo lépe. By-

lo by tedy vhodnější, aby se v budouc-

nosti důležité technické normy vydá-

valy rovnou v češtině, byť se zpoždě-

ním několika měsíců za termínem sta-

noveným Bruselem, zejména nehrozí-li

za zpoždění žádná sankce. Technic-

ká veřejnost by měla jednodušší život.

5b5a



Národní příloha versus předpis

platný v místě použití

Od počátku roku 2013 ÚNMZ, správce

a vydavatel technických norem, uplat-

ňuje nový formální přístup k řešení tzv.

„národních příloh“ k evropským nor-

mám. Pro ČSN EN 206-1 byly národ-

ními přílohami Změna Z1 až Změna Z4.

V současnosti ÚNMZ není ochotno vy-

dávat „národní přílohy“, ale pouze tzv.

„zbytkové normy“, které však mohou

velmi dobře doplnit evropské normy

ve smyslu předpisů platných v mís-

tě použití. Svaz výrobců betonu ČR je

zpracovatelem úkolu, jehož cílem je ta-

kový předpis připravit.

ČSN P 73 2404 Beton –

Specifikace, vlastnosti, výroba

a shoda – Doplňující informace

V nadpisu uvedený text je název ono-

ho dokumentu, který má doplnit ČSN

EN 206. Obsah ČSN EN 206 a toho-

to předpisu by měl být velmi podobný

obsahu původní ČSN EN 206-1 včetně

Změny Z3 a Z4. Obě „Změny“ prošly

několikaletým ověřením v praxi a tech-

nická veřejnost se je naučila použí-

vat. Mít dokument doplňující EN 206 je

praxe zavedená ve všech zemích CE-

Nu. Zúročují se tak dlouholeté „lokální“

zkušenosti typické pro dané regiony.

Nejdůležitějšími součástmi ČSN

P 73 2404 jsou proto tabulka F.1 „Mez -

ní hodnoty pro složení a vlastnosti be-

tonu platné v České republice“, stej-

ná jakou známe ze Změny 3 ČSN

EN 206-1, a tabulka F.3 „Použitelnost

cementů pro stupně vlivu prostředí“.

J INÉ PŘEDPISY

Na ČSN EN 206 a ČSN P 73 2404 na-

váží resortní předpisy Ministerstva do-

pravy (TKP 18), Správy železniční do-

pravní cesty (TKP 17) a Ředitelství vod-

ních cest ČR (TKP 1). Ty budou speci-

fikovat dodatečné požadavky na beton

z titulu správců veřejných finančních

zdrojů, tzn. vytvoří nadstavbu ČSN EN

206 a ČSN P 73 2404 (obr. 2), ne však

alternativní dokument, jak tomu bylo

v minulosti.

ZÁVĚR

Příchod aktualizované EN 206 byl po-

znamenán českými specifiky. Doufej-

me, že další plánované omlazení této

normy po roce 2020 proběhne na zá-

kladě loňské zkušenosti plynuleji a vý-

robci betonu a stavební firmy se bu-

dou moci soustředit na výrobu betonu

a konstrukcí více než na papíry. Beton

byl betonem před ČSN EN 206 a zů-

stává betonem i nadále. Bude tvořen

cementem, kamenivem, vodou, pří-

měsmi a přísadami, popř. vlákny.

Poznámka: Specifikaci betonu podle ČSN EN 206

+ ČSN P 73 2404 si můžete sestavit na portálu

ebeton www.ebeton.cz/specifikace (obr. 3).

Ing. Michal Števula, Ph.D.

Svaz výrobců betonu ČR


tel.: 246 030 153


www.ebeton.cz, www.svb.cz

Ing. Vladimír Veselý

Betotech, s. r. o.

266 01 Beroun 660

tel.: 311 644 063


www.betotech.cz

Příspěvek na toto téma byl přednesen na

konferenci Technologie betonu 2015.

Literatura:

[1] European Standardization Committee,

Concrete – Specification, performance,

production and conformity, EN 206,

2013

[2] ČSN EN 206-1 Beton – Část 1:

Specifikace, vlastnosti, výroba

a shoda, ÚNMZ, 2001

[3] ČSN EN 206-9 Beton – Část 9:

Doplňková pravidla pro samozhut-

nitelný beton (SCC), ÚNMZ, 2010

[4] ERMCO Guide to EN206:2013,

ERMCO, 2014. Česká verze je volně

ke stažení na www.ebeton.cz

[5] ČSN EN 206 Beton – Specifikace,

vlastnosti, výroba a shoda, ÚNMZ,

6. 2014

[6] Zákon č. 22/1997 Sb. o technických

požadavcích na výrobky a o změně

a doplnění některých zákonů

[7] Věstník ÚNMZ 9/2014, ÚNMZ

[8] ČSN P 73 2404 Beton – Specifikace,

vlastnosti, výroba a shoda – Doplňující

informace, verze k připomínkování

z 11/2014

[9] ČSN EN 197-1 ed.2 Cement – Část 1:

Složení, specifikace a kritéria shody

cementů pro obecné použití, ÚNMZ,

4. 2012

[10] CEN/TR 16639 Use of k-value con-

cept, equivalent concrete performance

concept and equivalent performance

of combinations concept, CEN,

2013

Obr. 5 Příklad

certifikátu systému

řízení výroby pro

beton, a) v ČR,

b) v ČR – příloha,

c) v Německu ❚

Fig. 5 Example

of a certificate of

system management

of concrete

production a) in the

CR, b) in the CR –

annex, c) in Germany

5c

SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA


SEMINÁŘE, KONFERENCE A SYMPOZIA V ČR

MOSTY 201520. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 23. až 24. dubna 2015, Brno• Mostní objekty v ČR – výstavba, správa a údržba,

normy• Mosty v zahraničí• Mosty v ČR – věda a výzkum• Mosty v ČR – projekty a realizaceKontakt: http://www.sekurkon.cz/kurz/9909

SANACE 201525. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 14. a 15. května 2015, Brno• Stavební průzkum, diagnostika, projektování • Sanace a zesilování betonových konstrukcí, metody,

technologické postupy, příklady• Statická spolehlivost objektů a aplikace trvale

udržitelného rozvoje• Vady a poruchy betonových konstrukcí, kvalita

a trvanlivost sanací• Technické, ekonomické, legislativní a ekologické

aspekty sanací betonových konstrukcí • Pokročilé materiály a technologie pro sanaceKontakt: www.sanace-ssbk.cz

ZKOUŠENÍ A JAKOST VE STAVEBNICTVÍKonferenceTermín a místo konání: 6. a 7. října 2015, BrnoKontakt: http://www.zkouseniajakost.cz

22. BETONÁŘSKÉ DNYKonference s mezinárodní účastíTermín konání: 25. a 26. listopadu 2015,LitomyšlKontakt: www.cbsbeton.eu

CENTRAL EUROPE TOWARDS SUSTAINABLE BUILDING 2016 – CESB16Mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 22. až 24. června 2016, Stavební fakulta ČVUT v Praze• Sustainable renovation of existing building stock• Industrial heritage regeneration• Sustainable urban development• Building design process• Materials and technologies for sustainable buildings• Decision-support tools and assessment methodsKontakt: [email protected], tel.: 777 215 770, www.cesb.cz

ZAHRANIČNÍ KONFERENCE A SYMPOZIA

ELEGANCE IN STRUCTURESIABSE konferenceTermín a místo konání: 13. až 15. května 2015, Nara, Japonsko• Elegant structures and aesthetic design• Historical structures• New application of materials to structure• Innovations of analysis, design, and construction• Smart solutions to mitigate natural disasters• New technological advances on sustainability• New structural formKontakt: www.iabse.org

CONCRETE – INNOVATION AND DESIGNfib sympoziumTermín a místo konání: 18. až 20. května 2015, Kodaň, Dánsko• Civil works• Conservation of structures• Innovation in buildings, new material and structures• Analysis and design, modelling of concrete• Life cycle design• Safety and reliabilityKontakt: www.fibcopenhagen2015.dk

WORLD TUNNEL CONGRESS 2015Termín a místo konání: 22. až 28. května 2015, Dubrovník, ChorvatskoKontakt: www.itacroatia.eu

NANOTECHNOLOGY IN CONSTRUCTION – NICOM55. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 24. až 26. května 2015, Chicago, USA• Production, functionalization and performance

of nanomaterials: nanoparticles, nanotubes and novel polymers

• Investigation of the internal structure and properties of construction materials at the nanoscale and relation

of these parameters to materials performance at the macroscale

• Instrumentation, techniques, and metrology for nanoscale investigation of construction materials

• Nanomodification of construction materials, including functional films and coatings

• Nanotechnology for high-strength and high-performance materials

• Nanomaterials for ultimate improvement of durability• Self-repairing, smart and intelligent nanostructured

materials• Photocatalysis, air-purifying and self-cleaning materialsKontakt: www.nicom5.org

ERMCO 201517. kongres a sympoziumTermín a místo konání: 4. a 5. června 2015, Istanbul, Turecko• Sustainability of concrete solutions• Contribution of concrete to society• Advances in concrete production and use• Marketing and managementKontakt: www.ermco2015.com

MULTI-SPAN LARGE BRIDGESMezinárodní konferenceTermín a místo konání: 1. až 3. července 2015, Porto, Portugalsko• Landmark projects; Conceptual design; • Innovative construction methods; Special foundations

and geotechnical site investigations; • Life cycle; Monitoring & maintenance & management; • Incidents and accidents; Logistics; Durability; • New materials and special devices; • Extreme loads; Rehabilitation; Operational risk analysis; • Safety and serviceability; Structural analysis.Kontakt: http://paginas.fe.up.pt/~mslb2015/

APPLICATIONS OF STATISTICS AND PROBABILITY IN CIVIL ENGINEERING12. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 12. až 15. července 2015, Vancouver, Kanada• Uncertainty, statistics and probability• Decision analysis, Risk assessment• Statistical investigation and probabilistic modelling• Reliability methods, Structural reliability• Probabilistic modelling in engineering• Natural hazard modelling• Probabilistic seismic hazard• Life-cycle analysis, Application• Human and organizational factorsKontakt: http://icasp12.ubc.ca

FUTURE VISIONiass sympoziumTermín a místo konání: 17. až 20. srpna 2015, Amsterdam, NizozemskoKontakt: http://www.iass2015.org

CONSTRUCTION MATERIALS – PERFORMANCE, INNOVATIONS AND STRUCTURAL IMPLICATIONS – CONMAT'155. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 19. až 21. srpna 2015, Whistler, Kanada• High volume fly ash concrete; FRC; HPC; SCC;

Shotcrete; • Life cycle costing; Structural health monitoring; • FRPs in structural strengthening; • Smart materials; Engineered composites; • Concrete admixtures; Thin sheet products; • Fire resistance; Concrete durability; • Blast mitigation and protection of structures;

Recycling etc.Kontakt: http://conmat15.ic-impacts.com

STRUCTURAL ENGINEERING – PROVIDING SOLUTIONS TO GLOBAL CHALLENGESKonference IABSETermín a místo konání: 23. až 25. září 2015, Ženeva, Švýcarsko• Climate change and the energy challenge• Global engineering challenges• Breakthrough technologies• Urbanisation and growthKontakt: www.iabse.org

INNOVATIVE CONCRETE TECHNOLOGY IN PRACTICE – CCC 201511. středoevropský betonářský kongresTermín a místo konání: 1. a 2. října 2015, Hainburg, Rakousko• Fibre-reinforced concrete or prestressed concrete

• Self compacting-, high performance- or ultra high performance concrete

• Sprayed or innershell concrete• Prefabricated concrete• Recycled concrete or concrete of tunneling excavation• Concrete for maintenance• Concrete for energy savings or for geothermal energy• Better environment with concrete• Planning & construction for traffic infrastructure and

building construction• Kontakt: www.ccc2015.at

CONCRETE REPAIR, REHABILITATION AND RETROFITTING – ICCRRR 20154. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 5. až 7. října 2015, Lipsko, Německo• Concrete durability aspects• Condition assessment of concrete structures• Modern materials technology• Concrete repair, rehabilitation and retrofitting• Performance and health monitoring• Education, research and specificationsKontakt: www.iccrrr.com

CONCRETE SPALING DUE TO FIRE EXPOSURE4. mezinárodní workshopTermín a místo konání: 8. až 9. října 2015, Lipsko, NěmeckoKontakt: www.iccrrr.com

FRACTURE MECHANICS OF CONCRETE AND CONCRETE STRUCTURES – FRAMCOS – 99. mezinárodní konferenceTermín a místo konání: 22. až 25. května 2016, Berkeley, California, USAKontakt: www.framcos.org

CONCRETE SUSTAINABILITY2. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 13. až 15. června 2016, Madrid, ŠpanělskoKontakt: www.iccs16.org

fib PH.D. SYMPOSIUM IN CIVIL ENGINEERING11. mezinárodní sympoziumTermín a místo konání: 29. srpna až 1. září 2016, Tokio, JaponskoKontakt: [email protected], www.concrete.t.u-tokyo.ac.jp/fib_PhD2016/

CONCRETE UNDER SEVERE CONDITIONS – ENVIRONMENT & LOADING – CONSEC 20168. mezinárodní sympozium Termín a místo konání: 12. až 14. září 2016, Lecco, Itálie• Hydration and early age concrete properties • Performance of concrete under severe environment

and loading • New design concepts and methods for long-term

performance, robustness with respect to loading hazards and sustainability of concrete structures

• New and special concrete for (ultra-) severe conditions • Repair and strengthening of under-performing

structures • Emerging fields and newly developed techniquesKontakt: www.consec.com

PERFORMANCE-BASED APPROACHES FOR CONCRETE STRUCTURESfib sympozium 2016Termín a místo konání: 21. až 23. listopadu 2016, Kapské Město, Jižní Afrika• Modelling and testing of concrete properties• Materials technology• Structural design aspects• Durability and service life• Sustainability aspects• Construction systems• Model codeKontakt: http://fibcapetown2016.com/

HIGH TECH CONCRETE: WHERE TECHNOLOGY AND ENGINEERING MEET!fib sympozium 2017Termín a místo konání: 13. až 17. června 2017, Maastricht, NizozemskoKontakt: http://fibsymposium2017.com/

fib CONGRESS 2018Termín a místo konání: 6. až 12. října 2018, Melbourne, AustrálieKontakt: www.fibcongress2018.com

A K T U A L I T Y ❚ T O P I C A L S U B J E C T S

Firem

ní p

reze

nta

ce

Firem

ní p

reze

nta

ce

Central European Congress on Concrete Engineering HAINBURG 2015

1.–2. 10. 2015

C C C M E M B E R C O U N T R I E S

The 11th Central European Congress on Concrete Engineering

Innovative Concrete Technology in Practice

Main topicsFibre-reinforced Concrete or Prestressed Concrete • Self Com-

pacting-, High Performance- or Ultra High Performance Concrete •

Sprayed or Innershell Concrete • Prefabricated Concrete • Recycled

Concrete or Concrete of tunneling excavation • Concrete for Main-

tenance • Concrete for energy savings or for Geothermal Energy •

Better environment with Concrete • Planning & Construction for

Traffi c Infrastructure and Building Construction

Important Dates• 30 April 2015

– Information of acceptance or refusal of the papers

• 06 June 2015

– Deadline for submission of the full paper in English

http://www.ccc2015.at

Central Europe towards Sustainable Building 2016Výzva k zasílání obstraktů /// Call for papers

Mezinárodní konference22–24th June 2016, Prague /// www.cesb.czCESB16

Konference probíhá v anglickém jazyce. Příspěvky předchozích tří ročníků (2007, 2010 a 2013) jsou indexovány v databázích SCOPUS nebo WoS

HLAVNÍ TÉMATA KONFERENCE- Šetrné rekonstrukce stávajících budov- Regenerace průmyslového dědictví- Udržitelný rozvoj měst- Procesy a strategie pro navrhování budov

- Low-tech a high-tech technologie a materiály- Nástroje pro hodnocení a certfikaci budov- Výuka a výzkum v oblasti udržitelné výstavby

Abstrakty je možné elektronicky zasílat do 15.6.2015. Podrobné informace jsou k dispozici na www.cesb.cz.

rychlejší, přesnější, dostupnější a zdarma

Česká betonářská společnost ČSSICzech Concrete Societywww.cbsbeton.eu

Svaz výrobců betonu ČRReadymix Concrete Producers Association of the Czech Republicwww.svb.cz

www.condict.eučtyřjazyčný technický slovník

jazyky EN, D, F, CZ

přes 10 000 výrazů v každém jazyce

výrazy ze stavebního inženýrství, zejména betonového

termíny technických norem

překlad víceslovných výrazů, zkratek

jazyk vyhledávání

hledané slovo(nemusí být přesné)

našeptávání tvaruhledaného slova

webový odkazna výklad výrazu

nalezené překlady

vybraný překlad

jazyk překladumax. 3 jazyky

doplňující informacek vybranému překladu

BETON_2-13_xxA4.indd j 5.4.13 9:34