VYSOKÉ UENÍ TECHNIC KÉ V BRNĚ - core.ac.uk · v betonu při běžných teplotách dochází k znanému nevratnému smršťování v důsledku ztráty vlhkosti, probíhající

VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY

FAKULTA STAVEBNÍ ÚSTAV STAVEBNÍHO ZKUŠEBNICTVÍ FACULTY OF CIVIL ENGINEERING INSTITUTE OF BUILDING TESTING

VLIV PŘÍSAD REDUKUJÍCÍCH SMRŠTĚNÍ NA REOLOGICKÉ VLASTNOSTI VYSOKOPEVNOSTNÍHO BETONU THE EFFECT OF THE SHRINKAGE REDUCING ADDITIVES ON RHEOLOGICAL PROPERTIES OF HIGH-STRENGTH CONCRETE

DIPLOMOVÁ PRÁCE MASTER'S THESIS

AUTOR PRÁCE Bc. JIŘÍ ČERVENKA AUTHOR

VEDOUCÍ PRÁCE Ing. PETR DANĚK, Ph.D. SUPERVISOR

BRNO 2013

VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ FAKULTA STAVEBNÍ

Studijní program N3607 Stavební inženýrství

Typ studijního programu Navazující magisterský studijní program s prezenční formou

studia

Studijní obor 3607T020 Stavebně materiálové inženýrství

Pracoviště Ústav stavebního zkušebnictví

ZADÁNÍ DIPLOMOVÉ PRÁCE

Diplomant Bc. JIŘÍ ČERVENKA

Název Vliv přísad redukujících smrštění na reologické vlastnosti vysokopevnostního betonu

Vedoucí diplomové práce Ing. Petr Daněk, Ph.D.

Datum zadání

diplomové práce 31. 3. 2012

Datum odevzdání

diplomové práce 11. 1. 2013

V Brně dne 31. 3. 2012

............................................. .............................................

prof. Ing. Leonard Hobst, CSc.

Vedoucí ústavu

prof. Ing. Rostislav Drochytka, CSc.

Děkan Fakulty stavební VUT

Podklady a literatura

[1]PIERRE-CLAUDE AÏTCIN. Vysokohodnotný beton. ČKAIT, Praha, 2005 (320 s.), ISBN

80-86769-39-9.

[2]SHAH, S. P.; AHMAD, S. H. High Performance Concretes and Applications. Knovel

Release, 2003, ISBN 0-340-58922-1.

[3]PYLÍK, P. Technologie betonu. Brno, 1997, ISBN 80-214-0779-4.

[4]COLLEPARDI, M. Moderní beton. ČKAIT, Praha, 2009, ISBN 978-80-87093-75-7.

[5]BAJZA, A.; ROUSEKOVÁ, I. Technológia betónu. JAGA, Bratislava, 2006, ISBN 80-

8076-032-2.

[6]SVOBODA, L. a kol. Stavební hmoty. Praha, 2004, ISBN 80-8076-007-1.

[7]BENTZ, D. P. A review of early-age properties of cement-based materials. Cement and

Concrete Composites, Vol. 38, February 2008, pp. 196-204

[8]Schleibinger Testing systems. Dostupné na: http://www.schleibinger.com

[9]Standardní operační postup 01/09 – Standardní operační postup pro stanovení smršťování a

nabývání betonu. Kucharczyková, B.; Vymazal, T.; Daněk, P.; Misák, P.; Pospíchal, O.

Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Ústav stavebního zkušebnictví, Brno 2009.

[10]ČSN 73 1320. Stanovení objemových změn betonu, ČNI, 1988

[11]ČSN EN 12390 Zkoušení ztvrdlého betonu, ČNI, 2001

Zásady pro vypracování

Diplomová práce se bude zabývat možností redukce objemových změn vysokopevnostních

betonů. Jedná se o aplikaci dvou druhů cementů, dvou příměsí, a jedné přísady redukující

smrštění. Cílem práce je provedení podrobného rozboru problematiky smršťování

vysokopevnostních betonů včetně realizace a vyhodnocení vlastního měření.

Práce bude rozčleněna do dvou ucelených částí – teoretické a experimentální. V teoretické

části podrobně popište zkoumanou problematiku a uveďte klíčové faktory ovlivňující

objemové změny vysokopevnostních betonů včetně možností jejich eliminace.

V experimentální části vyrobte vysokopevnostní betony dle výše uvedených specifikací (2

druhy cementu, 2 příměsi, 1 přísada redukující smrštění). U všech vyrobených betonů budou

měřeny zejména poměrné délkové změny v průběhu jejich zrání. Všechna měření budou

probíhat v laboratoři v jednotných podmínkách ošetřování. U všech záměsí budou rovněž

vyrobena doprovodná tělesa pro standardní zkoušky betonů – pevnost v tlaku, modul

pružnosti. Experimentálně získaná data shrňte do přehledných tabulek. V závěru práce

proveďte celkové zhodnocení provedených měření a uveďte další možný postup řešení zadané

problematiky.

.............................................

Ing. Petr Daněk, Ph.D.

Vedoucí diplomové práce

Abstrakt

Diplomová práce zkoumá vliv přísad redukujících smrštění na reologické

vlastnosti vysokopevnostního betonu. První část je zaměřena na vysokopevnostní

betony po stránce jejich složení a vlastností. Druhá část obsahuje podrobný rozbor

problematiky smršťování cementových kompozitů. Celkové smrštění je rozděleno

na jednotlivá elementární smrštění. U každého je podrobně popsána podstata jeho

vzniku včetně faktorů ovlivňujících jeho velikost. V další části jsou pak

uvedeny základní přísady používané k omezení smrštění cementových kompozitů.

Experimentální část práce je zaměřena na zkoumání vlivu přísad redukujících

smrštění při přípravě vysokopevnostního betonu. Díky využití smršťovacích žlabů

pro měření poměrných přetvoření bylo možno stanovit průběh smrštění ihned po

uložení betonu do formy a získat tak úplný záznam o objemových změnách

vysokopevnostního betonu během jeho tuhnutí a tvrdnutí. V závěru práce je

proveden celkový rozbor a zhodnocení provedených experimentů a získaných

výsledků.

Klíčová slova

Vysokopevnostní beton, smrštění, objemové změny, deformace, poměrné

přetvoření, přísady, žlaby, tenzometry, beton, hydratace cementu.

Abstract

Master’s thesis examines the effect of the shrinkage reducing additives on

rheological properties of high-strength concrete. The first part is focused on high-

strength concrete in terms of their composition and properties. The second part

contains a detailed analysis of the cementitious composites shrinkage problems.

Total shrinkage is divided into individual elementary shrinkages. For each of them

there is a detailed description of causes and factors that affect their sizes. The

next part describes the basic additives used to reduce the shrinkage of

cementitious composites. The experimental part is focused on verifying the

effectiveness of the shrinkage reducing additives during preparation of high-

strength concrete. Usage of shrinkage drains for relative strain measurement

enables to determine the process of shrinkage immediately after placing the

concrete in the form and to obtain the overall curve of the hight-strength concrete

volume changes during its setting and hardening. At the end of the thesis, there

are overall analysis and summary of the results of the performed experiments.

Keywords

High-strength concrete, shrinkage, volume changes, deformations, strain,

additives, drains, strain gauge, concrete, cement hydration.

Bibliografická citace VŠKP

ČERVENKA, Jiří. Vliv přísad redukujících smrštění na reologické vlastnosti

vysokopevnostního betonu. Brno, 2013. 74 stran, 15 stran příloh. Vysoké učení

technické v Brně. Fakulta stavební. Ústav stavebního zkušebnictví. Vedoucí

diplomové práce Ing. Petr Daněk, Ph.D.

Prohlášení:

Prohlašuji, že jsem diplomovou práci zpracoval samostatně a že jsem uvedl

všechny použité informační zdroje.

V Brně dne ……………….. .………………………………………. Bc. Jiří Červenka

Děkuji tímto vedoucímu mé diplomové práce Ing. Petru Daňkovi, Ph.D., za

cenné připomínky, odborné rady a pomoc při výrobě vzorků, čímž přispěl

k vypracování této diplomové práce.

Dále bych chtěl poděkovat společnosti Betotech, s.r.o., jmenovitě Ing. Oldřichu

Žaludovi, za poskytnutí materiálu pro výrobu a pomoc při výrobě vzorků.

V neposlední řadě bych chtěl poděkovat také Ing. Barbaře

Kucharczykové, Ph.D., za zapůjčení cenné literatury k vypracování diplomové

práce.

V Brně 2013 Bc. Jiří Červenka

Jiří Červenka Diplomová práce 2013

9

Obsah

I. CÍL PRÁCE ................................................................................................. 11

II. ÚVOD ......................................................................................................... 12

III. TEORETICKÁ ČÁST .................................................................................. 14

1. Vysokopevnostní beton .............................................................................. 14

1.1. Cement ....................................................................................................... 14

1.2. Kamenivo .................................................................................................... 15

1.2.1. Drobné kamenivo ........................................................................................ 15

1.2.2. Hrubé kamenivo .......................................................................................... 15

1.3. Plastifikační a superplastifikační přísady .................................................... 17

1.3.1. Základní princip .......................................................................................... 17

1.3.2. Typy superplastifikátorů .............................................................................. 18

1.3.3. Použití superplastifikátorů ........................................................................... 19

1.4. Příměsi........................................................................................................ 21

1.4.1. Křemičité úlety ............................................................................................ 21

1.4.2. Popílek ........................................................................................................ 24

2. Smrštění betonu ......................................................................................... 26

2.1. Plastické smrštění ....................................................................................... 27

2.2. Vlhkostní smrštění (smrštění od odpařování, vysychání) ........................... 30

2.2.1. Vliv relativní vlhkosti prostředí .................................................................... 31

2.2.2. Vliv složení betonu ...................................................................................... 31

2.2.2.1. Cement ............................................................................................. 31

2.2.2.2. Kamenivo .......................................................................................... 32

2.2.2.3. Voda ................................................................................................. 33

2.2.2.4. Vliv velikosti vodního součinitele ....................................................... 33

2.2.2.5. Přísady .............................................................................................. 34

2.2.2.6. Příměsi .............................................................................................. 35

2.2.3. Vliv doby ošetřování ................................................................................... 35

2.2.4. Vliv podmínek uložení ................................................................................. 36

2.2.5. Vliv rozměru a tvaru prvků a míry jejich vyztužení ...................................... 37

2.3. Hydratační smrštění (chemické smrštění)................................................... 37

2.4. Autogenní smrštění ..................................................................................... 40

2.5. Termální smrštění ....................................................................................... 40


10

2.6. Karbonatační smrštění ................................................................................ 43

3. Přísady omezující a kompenzující smrštění................................................ 45

3.1. Přísady omezující smrštění......................................................................... 45

3.2. Rozpínavé přísady ...................................................................................... 47

IV. EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST .......................................................................... 48

1. Výroba ........................................................................................................ 48

2. Laboratorní zkoušky betonu........................................................................ 50

2.1. Zkoušky na čerstvém betonu ...................................................................... 50

2.2. Zkoušky na ztvrdlém betonu ....................................................................... 51

3. Stanovení objemových změn betonu .......................................................... 56

3.1. Měření pomocí smršťovacích žlabů ............................................................ 56

3.2. Měření objemových změn dle ČSN EN 73 1320......................................... 59

3.2.1. Mechanické tenzometry .............................................................................. 60

3.2.2. Strunové tenzometry ................................................................................... 61

4. Dosažené výsledky ..................................................................................... 63

V. Závěr .......................................................................................................... 69

VI. SEZNAM POUŽITÝCH ZDROJŮ: ............................................................... 71

VII. SEZNAM POUŽITÝCH ZKRATEK A SYMBOLŮ ........................................ 74

VIII. SEZNAM PŘÍLOH ...................................................................................... 74

IX. PŘÍLOHY .................................................................................................... 75


11

CÍL PRÁCE I.

Diplomová práce se zabývá možností redukce objemových změn

vysokopevnostních betonů. Jedná se o aplikaci dvou druhů cementů, dvou

příměsí a jedné přísady redukující smrštění. Cílem práce je provedení podrobného

rozboru problematiky smršťování vysokopevnostních betonů včetně realizace a

vyhodnocení vlastního měření.

Práce je rozčleněna do dvou ucelených částí – teoretické a experimentální.

V teoretické části je podrobně popsána zkoumaná problematika a uvedeny klíčové

faktory ovlivňující objemové změny vysokopevnostního betonu včetně možností

jejich eliminace. V experimentální části byly vyrobeny vysokopevnostní betony se

dvěma druhy cementu, dvěma druhy příměsí a jednou přísadou redukující

smrštění. U všech vyrobených betonů byly měřeny poměrné délkové změny

v průběhu jejich zrání. Všechna měření probíhala v laboratoři v jednotných

podmínkách ošetřování. U všech záměsí byla rovněž vyrobena doprovodná tělesa

pro standardní zkoušky betonů – pevnost v tlaku, modul pružnosti. Experimentálně

získaná data jsou shrnuta v tabulkách a vykreslena v grafech.

V závěru práce je provedeno celkové zhodnocení provedených měření a

uveden další možný postup řešení zadané problematiky.


12

ÚVOD II.

Beton je a bezpochyby i nadále bude celosvětově nejvíce používaným

stavebním materiálem. Jedná se o umělý kompozitní stavební materiál, který se

skládá z pojiva, plniva, vody, vzduchu, případně přísad a příměsí. Pro stavebnictví

má největší význam tzv. cementový beton – materiál vyrobený ze směsi cementu,

hrubého a jemného kameniva a vody, s přísadami a příměsemi nebo bez nich.

Beton v porovnání s jinými konstrukčními materiály (dřevo, ocel, keramika,

atd.) má svoje výhody i nevýhody. Beton je materiál typický svojí dlouhou

trvanlivostí. Zastřešení Pantheonu v Římě bylo realizováno již téměř před dvěma

tisíci lety a stále udivuje svojí architektonickou i konstrukční kvalitou. Jeho kopule

o průměru 43,3 m byla po mnoho staletí největší na světě a stále představuje

největší kopuli z nevyztuženého betonu [6].

Od dob výstavby Pantheonu prošel beton dlouhým vývojem, který se téměř

revolučně urychlil v posledních 20 letech, kdy se mechanické i další vlastnosti

nových druhů betonů výrazně měnily. Došlo k podstatnému zvýšení používání

vysokohodnotných betonů s doplňkovými přísadami z průmyslových odpadů, jako

je elektrárenský popílek, křemičitý úlet nebo granulovaná vysokopecní struska.

Konstrukce z vysokohodnotných betonů mají větší životnost a vyžadují menší

náklady na údržbu, než je tomu u tradičních betonových konstrukcí. Navíc

vysokohodnotné betony využívají méně cementu než tradiční beton, což znamená

redukci množství emisí CO2 [6].

Aplikovaný výzkum v oblasti technologie betonu a dostupnost kvalitních

materiálů stavební chemie umožňují vyrábět z betonu konstrukce libovolných, i

velmi složitých tvarů, které při splnění požadovaných technických parametrů plní i

významnou estetickou funkci. Vyšší pevnosti vysokopevnostních betonů umožňují

realizaci subtilnějších konstrukčních prvků, vyžadujících menší množství

primárních surovin – cementu i kameniva, se současným snížením

environmentální zátěže, vzhledem k menším nárokům na dopravu materiálů [5][6].

Při navrhování betonových konstrukcí je třeba zohlednit to, že beton je křehký

materiál s nízkou pevností v tahu. Proto je potřeba přenášet tahové napětí

v betonu pomocí výztuže. Dalším nepříznivým faktorem, se kterým je při návrhu

betonových konstrukcí nutno počítat, jsou objemové změny betonu. Zatímco


13

například keramika, ocel a další materiály jsou při normálních podmínkách stálé,

v betonu při běžných teplotách dochází k značnému nevratnému smršťování

v důsledku ztráty vlhkosti, probíhající hydratace a dalších procesů [5].

Znalost uvedených problémů umožňuje betonovou konstrukci správně

navrhnout a nevhodné vlastnosti betonu kompenzovat volbou vhodných materiálů.


14

TEORETICKÁ ČÁST III.

Vysokopevnostní beton 1.

Vysokopevnostní beton, označovaný HSC (high-strength concrete) patří do

skupiny tzv. vysokohodnotných betonů s označením HPC (high-performance

concrete). Vysokopevnostní betony se vyznačují velmi rychlým nárůstem pevnosti

v tlaku. Za 24 hodin dosahují již asi 50MPa a v normových podmínkách zrání za

28 dní pevnosti 80 až 120MPa. Díky specifickému složení vyniká vysokou hutností

cementového kamene (omezením tvorby kapilárních pórů), což se příznivě

projevuje v jeho odolnostech vůči vnějším vlivům prostředí (agresivitě), mrazovým

cyklům, a tedy i ve zvýšené trvanlivosti. Další předností HSC je možnost zmenšení

průřezu nosných prvků včetně zmenšení množství výztuže což se promítá do

možného rozšíření půdorysné dispozice staveb a do snížení hmotnosti nosné

betonové konstrukce [1].

Skladba vysokopevnostního betonu je založena na maximálním snížení

vodního součinitele pod hodnotu 0,35 při současném použití účinných

superplastifikátorů pro dosažení dobré zpracovatelnosti i čerpatelnosti čerstvého

betonu. Volba správných vstupních materiálů je důležitým předpokladem pro

výrobu vysokopevnostního betonu požadovaných vlastností.

Cement 1.1.

Vlastnosti cementu s ohledem na reologii a mechanické vlastnosti hrají ve

snaze o zvýšení tlakové pevnosti klíčovou roli. Různé typy cementu se při přípravě

vysokopevnostních betonů neuplatňují stejným způsobem. Některé splňují velmi

dobře požadavky na výslednou pevnost, ale velmi chabě požadavky na reologii.

Bývá pak těžké udržet zpracovatelnost dostatečně dlouho, aby zpracování a

ukládání betonu bylo ekonomické a přitom byly splněny i požadavky na

spolehlivost. Jiné cementy splňují reologické požadavky výborně, ztráta

zpracovatelnosti během 1 až 2 hodin je minimální, nebo může být snadno

obnovena opětovným přídavkem superplastifikátoru až na místě betonáže. Tyto

cementy však mohou být nevhodné pro dosažení vysokých pevností a jejich

použití nedovoluje vyrábět betony požadovaných vyšších pevnostních tříd. Při

výrobě vysokopevnostního betonu bude finální volba cementu záviset na způsobu,


15

jakým se podaří současně optimalizovat jeho reologické chování a vývoj pevností.

Jestliže žádný z dostupných cementů neposkytuje uspokojivé výsledky, může být

ke zlepšení situace využito minerálních příměsí (viz kap.1.4 Příměsi) [2].

U nás zpravidla používaný cement pro výrobu HSC je portlandský cement

CEM I 52,5 v množství 400 až 500 kg. m-3 [7].

Kamenivo 1.2.

V běžném betonu, při hodnotách vodního součinitele w/c nad 0,45 a při

dosahovaných pevnostech do 60 MPa, je nejslabším článkem betonu zatvrdlá

cementová pasta, protože hutné kamenivo je obvykle pevnější. Jestliže ovšem

snížíme vodní součinitel na hodnoty 0,25 - 0,35, abychom získali vysokopevnostní

beton s pevnostmi okolo 100 MPa, nebo i více, může být cementová matrice

hutnější a pevnější, než kamenivo, které se tak stává nejslabším článkem betonu

[3].

1.2.1. Drobné kamenivo

Výzkum týkající se optimalizace charakteru drobného kameniva pro účely

vysokopevnostního betonu byl proveden pouze v malém rozsahu, přestože

vlastnosti písku mohou kolísat ve značném rozsahu. Drobné kamenivo pro výrobu

vysopevnostního betonu má obvykle zrnitost v rozsahu mezí, doporučených pro

běžné betony. Pokud je to ale možné, je vhodné použít drobné kamenivo

odpovídající horní hranici zrnitosti, což odpovídá modulu jemnosti 2,7 až 3,0 (dle

ČSN EN 12620+A1 [27]). Použití hrubšího písku je opodstatněno skutečností, že

vysokopevnostní směsi mají vysoký obsah cementu a příměsi, takže není

nezbytné užívat jemnější písek z důvodu lepší zpracovatelnosti a nižší segregace.

Kromě toho se použití hrubšího písku odrazí v menší spotřebě vody, nezbytné pro

danou zpracovatelnost, což je výhodné z hlediska pevnosti i hospodárnosti [2].

1.2.2. Hrubé kamenivo

S růstem požadované tlakové pevnosti se stává výběr hrubého kameniva o

něco důležitějším než výběr drobného kameniva.

Tvar zrn je důležitý z důvodů reologie. Je třeba, aby během drcení vznikla

spíše kubická nebo kulová zrna, nikoli zrna tvaru destiček nebo tyčinek. Ta bývají


16

málo pevná a lze je zlomit i v prstech. Směsi z nich bývají špatně zpracovatelné,

pro dosažení požadované konzistence je třeba přidávat větší množství vody [2].

Z hlediska pevností jsou za nejlepší kameniva pro vysokopevnostní beton

považována těžená kameniva glaciálního nebo fluvioglaciálního původu. Ta tvořila

nejpevnější a nejtvrdší část hornin drcených ledovcem a byla průběžně propírána

vodou, stékající z ledovce. Všechny měkčí horniny byly ledovcem rozmělněny a

následně byly prachové podíly odneseny pryč, takže zbylá drť je velmi čistá.

Rovněž pokud byly fluvioglaciální částice transportovány tekoucí vodou, byly vždy

transportovány až po částicích jílu a slínu, a proto nebyly během transportu

ohlazeny. Mohou tedy vykazovat dobré mechanické vlastnosti, plynoucí z jejich

hrubého povrchu. Kromě toho bylo drcení ledovcem velmi pomalé a vzniklo při

něm jen velmi málo puklin a mikrotrhlin, což není případ hornin, jejichž zrna byla

rozdrcena nárazem při odstřelu nebo při drcení [2].

Bohužel glaciální a fluvioglaciální horniny nejsou běžně nalézány. Častěji se

používají přeměněné horniny plutonického typu („hlubinné vyvřeliny“), například

žula, syenit, gabro, diorit, granodiorit, diabas atd. Tato odstřelem těžená a

následně drcená kameniva ovšem vykazují více či méně hustou síť mikrotrhlin.

Pro výrobu vysokopevnostního betonu je tedy třeba použít velmi hutné

kamenivo s vysokou pevností. Důležité také je, aby neobsahovalo póry. Obr. 1

ukazuje, jak závisí pevnost na vodním součiniteli při použití hutného a pórovitého

kameniva. Je-li použito porézní kamenivo a vodní součinitel je snižován pod

hodnotu X, není již dosahováno vyšší pevnosti; pevnost zůstává na hodnotě Y,

protože k porušení betonu dochází v kamenivu, nikoliv v cementové matrici, kterou

vylepšujeme snižováním vodního součinitele. Pokud by kamenivo bylo hutné a

pevné, rostla by podle druhé křivky i pevnost betonu [3].


17

Obr. 1: Vliv pórovitosti kameniva na pevnost v tlaku [3]

Výběr hrubého kameniva musí být proveden po pečlivém studiu jeho

mineralogie a petrografie. Je třeba se ujistit, že všechna zrna jsou dostatečně

pevná, aby nedošlo k předčasnému porušení vysokopevnostního betonu [2].

Plastifikační a superplastifikační přísady 1.3.

1.3.1. Základní princip

Čím méně vody je při dané dávce cementu do betonu přidáno, tím vyšších

pevností beton dosáhne. Tato poučka je známá již více než sto let.

Voda je samozřejmě podstatnou složkou betonu, která splňuje dvě základní

funkce: fyzikální funkci, protože dává betonu požadované reologické vlastnosti, a

chemickou funkci, protože umožňuje hydrataci cementu. Ideální beton může

obsahovat pouze takové množství vody, které umožní dosažení maximální

pevnosti betonu a zároveň zaručí reologické vlastnosti, potřebné pro zhutnění.

Bohužel současné portlandské cementy zabraňují docílení tohoto ideálního

betonu. Zrna cementu, vyznačující se množstvím nenasycených povrchových

nábojů, mají výraznou tendenci k flokulaci, zejména pokud se dostanou do

kontaktu s tak polarizovanou kapalinou, jako je voda. V takové flokulované

struktuře se zachycuje část vody uvnitř flokulí a tato voda pak není k dispozici na

ztekucení směsi (viz obr. 2). Pro dosažení určité zpracovatelnosti betonu je

nezbytné použít více vody, než je třeba k úplné hydrataci všech cementových zrn.

Tato nadbytečná voda, která nikdy nezareaguje s cementem, generuje poréznost


18

hydratované cementové pasty a způsobuje zhoršení mechanických vlastností

betonu [2].

Obr. 2: Částice cementu ve flokulovaném stavu [2]

Protože je nemožné vyrobit portlandský cement, jehož zrna by neflokulovala, je

pro podpoření hydratace nezbytné nalézt chemické látky, schopné redukovat

přirozený sklon k flokulaci a tak redukovat množství záměsové vody. Zhruba před

60 lety bylo zjištěno, že určité organické molekuly, známé svým dispergačním

účinkem mohou být užity i k neutralizaci povrchových nábojů na povrchu

cementových zrn. Tím mohou redukovat jejich sklon k flokulaci. Tyto molekuly jsou

dosud užívány a prodávány jako plastifikační a superplastifikační přísady [2].

Pro výrobu vysokopevnostních betonů jsou používány především

superplastifikační přísady. Jedná se v podstatě o plastifikační přísady s velmi

silným ztekucujícím účinkem. Požadavky na tyto přísady jsou definovány v normě

ČSN EN 934-2+A1 [28].

1.3.2. Typy superplastifikátorů

Existují čtyři základní skupiny komerčních superplastifikátorů:

LS – ligninosulfonáty s velmi nízkým obsahem sacharidů a povrchově

aktivních činidel.

SNF – sulfonované soli polykondenzátů naftalenů a formaldehydů, obvykle

označované jako sulfonáty polynaftalenů, nebo jednoduše naftalenové

superplastifikátory.


19

SMF – sulfonované soli polykondenzátů melaminu a formaldehydu, obvykle

označované jako sulfonáty polymelaminu, nebo jednoduše jako

melaminové superplastifikátory.

PC – polykarboxyláty

Hlavními přísadami používanými nyní a v budoucnu budou polykarboxyláty, u

nichž lze měnit strukturu a tím regulovat jejich vlastnosti podle jejich aplikace.

Vyznačují se nižšími dávkami, zpravidla delší dobou působení, ale jsou

nákladnější [2][15].

1.3.3. Použití superplastifikátorů

Superplastifikátory umožňují širší manipulaci s množstvím vody a dávkou

cementu, jak ukazuje pro tři způsoby použití obr. 3.

Obr. 3: Závislost vodního součinitele a rozlití čerstvého betonu [1]

Ztekucení čerstvého betonu z konzistence F2 až na F5 při zachování

stejného vodního součinitele w/c (směr 1):

- výrazné zjednodušení ukládání čerstvého betonu

- výroba samozhutnitelného betonu


20

Úsporu vody (redukce w/c) při zachování stejné konzistence (směr 2):

- zlepšení jakosti betonu (počáteční i konečná pevnost, trvanlivost,

deformační vlastnosti)

- výroba vysokopevnostního betonu

Úsporu vody (snížení w/c) při současném ztekucení (směr 3):

- jednoduché ukládání čerstvého betonu při současném zlepšení

jakosti betonu

- nejčastější využití ve všech oblastech výroby betonových konstrukcí

Praktický příklad druhého způsobu použití znázorňuje obr. 4. Vlevo je beton

bez přísady, vpravo stejná směs modifikovaná plastifikátorem se stejným stupněm

sednutí 120 mm. Při použití 1% superplastifikátoru (25% vodný roztok polymeru

na bázi polykarboxylátu) bylo možné snížit množství záměsové vody o 20% (ze

168 na 134 kg/m3) tak, aby bylo rozlití zachováno na 120 mm. Obsah cementu

nebyl pozměněn, pro dorovnání objemu byl však zvýšen obsah kameniva. Touto

změnou ve skladbě betonu se sníží vodní součinitel superplastifikovaného betonu

ve srovnání s referenčním betonem na 0,44 oproti 0,55. Následně vzroste

krychelná pevnost v tlaku z 35 MPa u referenční směsi na 45 MPa u

superplastifikovaného betonu. Dojde rovněž ke zlepšení dalších vlastností

zatvrdlého betonu, spojených s poklesem vodního součinitele, např. zvýšení

trvanlivosti [3].

Obr. 4: Použití superplastifikátoru pro snížení objemu vody při zachování

zpracovatelnosti s cílem zvýšit mechanické parametry v zatvrdlém stavu [3]


21

Příměsi 1.4.

Vysokopevnostní beton může být vyroben s použitím portlandského cementu

jako jediného pojiva. Ovšem částečná náhrada portlandského cementu minerální

příměsí nebo kombinací dvou až tří dalších může být vhodná nejen

z ekonomického hlediska, ale hlavně z pohledu reologie. Většina příměsí má

jeden společný rys: obsahují nějakou formu křemičitanů skelné povahy, které

v přítomnosti vody mohou i za pokojové teploty tvořit s vápnem kalcium-silikát-

hydráty stejného typu, jako jsou ty, vznikající během hydratace portlandského

cementu. Pucolánová reakce se dá vyjádřit následujícím způsobem [2]:

pucolán + vápno + voda → kalcium-silikát-hydráty (1)

Během hydratace portlandského cementu se uvolňuje velké množství vápna

jako výsledek hydratace trikalciumsilikátu a dikalciumsilikátu (viz kap. 2.3

Hydratační smrštění - Rovnice chemických reakcí hydratace cementu). Když jsou

při výrobě cementu použity pucolány v adekvátním množství (20 - 30%), může být

teoreticky veškeré vznikající vápno transformováno do kalcium-silikát-hydrátů

(stručně označovány jako C-S-H gel). Hydratační reakce takové adekvátní směsi

portlandského cementu a pucolánu může být vyjádřena následovně [2]:

portlandský cement + pucolán + voda → C-S-H (2)

Většina pucolánů, které se používají při výrobě vysokopevnostních betonů,

jsou vedlejší průmyslové produkty. Mezi ty, které jsou užívány v největších

objemech lze zařadit popílek a křemičité úlety.

Při přípravě vysokopevnostních betonů bývá také používána struska. Ta není

pucolánovým materiálem, ale vyznačuje se latentní hydraulicitou. Protože struska

nebyla použita při přípravě vysokohodnotných betonů v experimentální části

práce, nebudeme se jí dále zabývat.

1.4.1. Křemičité úlety

Křemičité úlety jsou vedlejším produktem při tvorbě křemíku, ferrosilicia a

dalších křemičitých slitin. Křemík a jeho slitiny se vyrábějí v obloukové elektrické


22

peci, kde je křemen redukován v přítomnosti paliva. Během redukce křemene

vzniká v dosahu elektrického oblouku plynný SiO2. Tento plyn uniká k horní části

pece, ochlazuje se, kondenzuje a oxiduje se ve formě velmi jemných částic SiO2.

Ty jsou zachycovány v odlučovačích a filtrech, aby neškodily životnímu

prostředí [2][3].

Z chemického hlediska jsou křemičité úlety tvořeny zejména silikou – SiO2

(viz tab. 1), proto se křemičité úlety někdy označují jako mikrosilika. SiO2 se

v úletech většinou vyskytuje v amorfním stavu. Tento je ve srovnání s ostatními

pucolány velmi reaktivní při styku s hydroxidem vápenatým, vzniklým při hydrataci

portlandského cementu. Obsah SiO2 v křemičitých úletech kolísá v závislosti na

typu produkované slitiny. Čím vyšší je obsah křemíku ve slitině, tím vyšší je obsah

SiO2 v křemičitém úletu [2][3].

Tab. 1: Typické složení křemičitých úletů [2]

Šedý křemík Šedé ferrosilicium Bílé ferrosilicium

SiO2 93,7 % 87,3 % 90,0 %

Al2O3 0,6 % 1,0 % 1,0 %

CaO 0,2 % 0,4 % 0,1 %

Fe2O3 0,3 % 4,4 % 2,9 %

MgO 0,2 % 0,3 % 0,2 %

Na2O 0,2 % 0,2 % 0,9 %

K2O 0,5 % 0,6 % 1,3 %

ztráta žíháním 2,9 % 0,6 % 1,2 %

Z fyzikálního hlediska se jeví částice křemičitých úletů jako dokonale kulovité

s průměrem pohybujícím se v rozmezí 0,1 μm do 1 – 2 μm, takže průměrná

částice úletu je stokrát menší než průměrné zrno cementu. Objemová hmotnost se

pohybuje okolo 2 200kg/m3, měrný povrch typicky v rozmezí 15 000 – 25 000

m2/kg [1][2].

Díky své jemnosti mohou částice křemičitých úletů vyplňovat mezery mezi zrny

cementu, pokud ovšem jsou dobře dispergovány v přítomnosti vhodného přídavku

superplastifikátoru, jak je znázorněno na obr. 5.


23

Obr. 5: Zaplnění prostoru mezi zrny cementu křemičitým úletem (H. Bache) [2]

Následkem extrémně malých rozměrů částic úletů jejich přídavek výrazně

redukuje jak vnitřní, tak vnější odměšování vody v betonové směsi. To je

z hlediska mikrostruktury velmi důležité, neboť se díky tomu zásadně mění

mikrostruktura tranzitní zóny mezi cementovou pastou a zrny kameniva. U

běžného betonu bez obsahu křemičitých úletů je tato tranzitní zóna nejslabším

článkem betonu. Na povrchu kameniva je navázáno určité množství vody, což

vede ke zvýšení pórovitosti cementové matrice v tranzitní zóně ve srovnání

s ostatní cementovou pastou. Důvod, proč tomu tak je, je ten, že pod částicemi

kameniva zůstává uzavřená, několik mikrometrů tenká vrstvička vody (viz obr. 6).

Důsledkem toho je lokálně se vyskytující vyšší vodní součinitel, způsobující vyšší

poréznost tranzitní zóny v těchto oblastech, která má dopad na celkovou pevnost

betonu [2][3].

Obr. 6: Nadbytečná voda uzavřená pod hrubými zrny kameniva [3]


24

Ve směsích s velmi nízkým vodním součinitelem, které jsou jinak zcela lepivé,

mají křemičité úlety ztekucující účinek. Toto reologické chování není dosud zcela

vysvětleno, ale někteří výzkumníci přirovnávají působení jemných kuliček

křemičitých úletů k účinku kuličkových ložisek. Částečky křemičitých úletů také

vytěsňují vodu z mezer mezi flokulovanými cementovými zrny, a tak roste podíl

vody pro ztekucení betonu. Kombinace těchto rozdílných způsobů působení

křemičitých úletů v betonu vyúsťuje ve velmi kompaktní mikrostrukturu s velmi

těsnou a pevnou vazbou mezi kamenivem a hydratovanou cementovou pastou.

Díky kompaktní mikrostruktuře křemičité úlety zlepšují tlakové pevnosti betonu,

zejména mezi 7 a 28 dny. Nadto úlety redukují poréznost cementové pasty, čímž

je také výrazně snížena permeabilita betonu a zvýšena trvanlivost a odolnost vůči

agresivním činitelům vnějšího prostředí [1][2].

Maximální dávka křemičitého úletu se s ohledem na zachování potřebné

pasivace výztuže krycí vrstvou betonu doporučuje do 5% z hmotnosti cementu [1].

Výpočet maximálního množství křemičitého úletu jako příměsi druhu II, které

lze vzít v úvahu pro výpočet vodního součinitele a výpočet obsahu cementu je

uveden v normě ČSN EN 206-1 [29].

1.4.2. Popílek

Létavý popílek (fly ash) je produktem spalování uhlí a v podobě velmi jemně

zrnitého prášku (průměr 1 – 100 μm) je zachycován v odlučovačích z plynů

topenišť. Popílky můžou mít různé chemické a fázové složení, protože jsou

výlučně spjaty s typem spalovacího systému a množstvím nečistot v něm

obsažených. Popílky se mohou vzájemně výrazně lišit také z fyzikálního hlediska.

Jejich částice se mohou jevit jako jednoduché kulovité částice s křivkou zrnitosti

podobnou portlandskému cementu, ale může jít také o duté koule. Někdy mohou

mít částice hranatý tvar [1][2].

Podle typu spalovaného uhlí vznikají popílky křemičité nebo vápenaté. Norma

ČSN EN 197-1 [30] označuje křemičitý jako typ V a vápenatý jako typ W, dle

americké ASTM C618 jsou označovány jako typ F a typ C. Křemičité popílky

vznikají při spalování černého uhlí. Vykazují vysokou pucolánovou aktivitu, protože

obsahují hodně amorfního SiO2. Při spalování hnědého uhlí a lignitu vznikají

popílky, které mají relativně vysoký obsah CaO. Tyto popílky jsou hojně

produkovány v ČR.


25

Popílek lze použít jako doplňkovou složku cementu:

ve formě fileru optimalizuje křivku zrnitosti kameniva, zvyšuje podíl

jemných částic pro dobrou čerpatelnost čerstvého betonu, zlepšuje

zpracovatelnost a soudržnost čerstvého betonu;

s prokázanou pucolánovou aktivitou může v určitých případech nahradit

část dávky cementu bez ovlivnění konečných pevností betonu;

při betonáži masivních konstrukcí příznivě ovlivňuje vývin hydratačního

tepla a omezuje proces reversibilního smrštění;

zvyšuje odolnost betonu v chemicky agresivním prostředí;

příznivě ovlivňuje hutnost cementového tmelu a těsnost povrchových

vrstev ztvrdlého betonu proti působení tlakové vody [1].

Použití popílku v betonu má však i určitá rizika, která je nutná respektovat a

zohlednit při výběru konkrétního typu a při volbě jeho dávky:

vysoký obsah CaO v popílku způsobuje objemové změny čerstvého a

tuhnoucího betonu a způsobuje vnitřní napětí s rozvojem trhlin

v cementovém tmelu;

vysoký obsah SO3 (celkové síry) v popílku způsobuje korozi ztvrdlého

betonu a jeho objemové změny;

vysoký podíl spalitelných látek ovlivňuje obsah vzduchu v čerstvém

betonu, narušuje proces tuhnutí a tvrdnutí betonu, snižuje jeho

trvanlivost, např. způsobuje odlupování povrchových vrstev ztvrdlého

betonu;

vysoký obsah chloridů v popílku může ovlivnit jeho celkové množství

v betonu s rizikem koroze uložené výztuže;

nepřiměřená dávka popílku ovlivňuje obsah skutečně potřebné

záměsové vody, mění reologické vlastnosti čerstvého betonu, obvykle

způsobuje tzv. bleeding – odlučování vody na povrchu uloženého

betonu s rizikem následného snížení trvanlivosti ztvrdlého betonu

(odolnost proti chemickým rozmrazovacím látkám, cyklickému

zmrazování, působení tlakové vody).

Výpočet maximálního množství popílku jako příměsi druhu II, které lze vzít

v úvahu pro výpočet vodního součinitele a výpočet obsahu cementu je uveden

v normě ČSN EN 206-1 [29].


26

Smrštění betonu 2.

Smrštění betonu je velmi jednoduchým problémem, pokud jde o jeho projev –

pokles objemu betonu, ale velmi komplexním problémem, pokud mají být

pochopeny příčiny tohoto jevu. Bylo by správnější hovořit o smrštěních betonu,

protože měřené smrštění představuje kombinaci několika elementárních smrštění

[2]:

plastického smrštění, které se vyvíjí, když se z povrchu čerstvého betonu

odpařuje voda;

vlhkostního smrštění (smrštění od odpařování, vysychání), které je

vyvoláno úbytkem vody v zatvrdlém betonu během odpařování záměsové

vody;

hydratačního smrštění, které je vyvoláno hydratací slinkových minerálů;

autogenního smrštění (také nazýváno smrštění od samovysychání nebo

chemické smrštění), které se projevuje v důsledku hydratace cementu;

termálního smrštění, které je způsobeno změnou teploty betonu;

karbonatačního smrštění, které vzniká vlivem CO2 na cementový tmel.

Tyto typy smrštění mohou nastat v různých fázích zrání betonu, u betonů

různých druhů a složení.

Velikost smrštění je determinována mnoha faktory, nejvýrazněji však:

dobou a způsobem ošetřování betonu;

složením betonu;

vlhkostí a teplotou okolního prostředí

hutností betonu;

rozměrem a tvarem betonové konstrukce a jejím vyztužením.

Je známo, že obyčejný beton běžného složení se nesmršťuje, pokud je

ponořen ve vodě [2]. Smrštění tedy není nevyhnutelným jevem, pouze důsledkem

absence adekvátního ošetřování, nebo přerušení vhodného ošetřování.

Z praktického úhlu pohledu je možné provést vhodná opatření pro minimalizaci

smrštění a jeho negativních dopadů [2].


27

Mezi tato opatření řadíme například:

použití přísad redukujících smrštění;

použití plastifikátorů (superplastifikátorů) – snížení množství záměsové

vody;

použití kameniva s vhodnou granulometrickou skladbou – vyvážené

množství jemných podílů přispívá k nižší dávce záměsové vody;

použití rozptýlené vláknové a drátkové výztuže;

použití provzdušňovací přísady – redukce plastického sedání.

Plastické smrštění 2.1.

V období, kdy je beton v plastickém stavu, se může z jeho povrchu odpařovat

voda. K tomuto jevu dochází, pouze pokud je beton vystaven vzduchu s relativní

vlhkostí nižší než 95 %, při působení větru a vysoké teploty. Důsledkem

odpařování vody je zmenšování objemu hmoty označované jako plastické

smrštění, protože beton, který se takto smršťuje, je ještě v plastickém stavu. Voda

může být odváděna také v důsledku kapilárního sání ze strany suchého betonu

v podkladu, popř. ze základů. K plastickému smrštění dochází do 10 – 12 hodin po

uložení betonu [3].

Avšak k plastickému smrštění nedochází, pokud vodu, odpařovanou z povrchu

betonu, doplňuje voda, která vystoupila na povrchu v důsledku rozmísení. Existují i

další důvody, proč neexistuje těsná korelace mezi plastickým smrštěním a

odpařováním vody. Smrštění může být například redukováno třením mezi

ukládaným betonem a betonem podkladu nebo ocelovou výztuží. Takové

překážky zabraňují volnému smrštění. Materiál, jakým je beton, je podroben napětí

(σt), které s volným smrštěním (εs) uvádí do vztahu Hookeův zákon [3]:

sE t (3)

kde E je modul pružnosti plastického betonu.

Plastické smrštění je příčinou prvních poruch vznikajících v betonu ihned po

jeho uložení a následném zhutnění. Spolu s plastickým smršťováním působí

v tuhnoucím betonu plastické sedání. Oba tyto jevy mají podobný původ (složení

betonu, nevhodné ošetřování, způsob zhutňování atp.), ale jejich mechanismus je


28

rozdílný [11].

V případě plastického smršťování jde o poruchy, které jsou způsobeny

vodorovným přetvořením vzniklým od rychlého vysychání uloženého betonu, který

je ve stádiu tuhnutí, ale je ještě plastický a nemůže přenášet žádná tahová a

smyková napětí. Při plastickém sedání jde o neschopnost čerstvého betonu

přenášet tahová a smyková napětí, vznikající od rozdílu ve svislých deformacích,

které vznikají transportem nadbytečné záměsové vody k povrchu zhutněného

betonu a následným odpařováním [4].

Plastické sedání je důsledkem vzájemného relativního pohybu cementového

tmele a kameniva ve zhutněném betonu a přispívá ke zvýraznění trhlin od

plastického smrštění anebo je způsobuje a nelze je od sebe vzájemně oddělit [4].

Obr. 7: Princip plastického smršťování a sedání [4]

V praxi může za určitých podmínek dojít k odpařování vody z povrchu

betonové konstrukce rychlejšímu než 1 kg.m-2.hod-1). Stává se tak při velmi nízké

relativní vlhkosti vzduchu, při působení vysoké teploty, intenzivního průvanu či

větru. Tím se zvyšuje nebezpečí tvorby mikrotrhlin na povrchu vysychajícího

betonu [3].


29

Obr. 8: Odpařování vody z povrchu betonu v závislosti na relativní vlhkosti

vzduchu, teplotě vzduchu a betonu a rychlosti proudění vzduchu [3]

K tvorbě mikrotrhlin dojde, pokud je tahové napětí způsobené odpařováním

vody z betonu (σt) vyšší, než tahová pevnost betonu (ft). Obojí je v plastickém

betonu na nízkých hodnotách:

tt f (4)

Aby byla vyloučena tvorba mikrotrhlin a trhlin, mohou být v praxi přijata

opatření dvojího druhu. Obě vedou ke snížení rychlosti odpařování pod výše

uvedenou hodnotu 1 kg/(m2.hod):

během prvního dne chránit povrch betonu nepřetržitě od přímého kontaktu

se vzduchem tím, že bude jeho povrch opatřen nepropustnou membránou

nebo vlhčenou rohoží. V tomto případě je vyloučeno vysychání, tím je

napětí σt menší než tahová pevnost ft a tvorbě trhlin je zabráněno


30

beton bude obsahovat polymerní mikrovlákna dlouhá asi 10 mm a silná asi

10 µm v dávce 1 – 2 kg/m3 betonu. Tím se zpevní cementová matrice, což

znamená, že její tahová pevnost (ft) bude větší než tahové napětí (σt).

tt f (5)

V tomto případě plastické smrštění nastane, ale ke vzniku trhlin nedojde,

díky vyztužení betonu mikrovlákny [3].

Plastické smrštění a s ním související nebezpečí tvorby trhlin je úzce spjato

s vodním součinitelem betonu a s množstvím cementové pasty. Výsledky

plastického smrštění (viz obr. 9), jasně ukazují, že čím větší je ve směsi podíl

kameniva, tím menší je plastické smrštění během prvních 8 hodin [8].

Obr. 9: Smrštění cementové pasty, malty a betonu [8]

Vlhkostní smrštění (smrštění od odpařování, vysychání) 2.2.

Vlhkostní smrštění je vyvoláno migrací vody v kapilárách, a to zejména v

kapilárách s velikostí 0,36 až 0,5 nm. Odpařování vody z kapilár probíhá tak

dlouho, dokud se nevytvoří rovnováha mezi vlhkostí cementového kamene a

vlhkostí okolního vzduchu. Toto smrštění představuje asi 2/3 celkového smrštění

cementového kamene způsobené migrací vlhkosti. Vlhkostní smrštění je

dominantním smrštěním u běžných typů betonů a jeho velikost může být


31

až 2,5 mm.m-1. V největší míře tak určuje celkové smrštění těchto betonů [3].

Velikost smrštění závisí na mnoha parametrech: na relativní vlhkosti prostředí,

na době, po kterou je beton vystaven prostředí s nízkou relativní vlhkostí,

na složení kompozitu a vodním součiniteli, době ošetřování, podmínkách uložení

betonu, rozměru a tvaru betonových prvků, na množství výztuže, apod.

2.2.1. Vliv relativní vlhkosti prostředí

K odpařování vody a následnému smršťování dochází v prostředí s relativní

vlhkostí vzduchu menší než 95 % a probíhá nepřetržitě po celou dobu životnosti

betonu, pokud je stále splněna podmínka relativní vlhkosti vzduchu nižší

než 95 %. Teoreticky je odpařování zabráněno pouze při relativní vlhkosti

vzduchu 100 %, ovšem experimentálně bylo prokázáno, že je tato hodnota pro

beton nižší, cca 95 %. Potvrzuje to skutečnost, že smrštění betonu při relativní

vlhkosti vzduchu 95 % je zanedbatelné. Je to způsobeno tím, že parciální tlak

vodní páry v kapilárních pórech v cementové pastě je poněkud menší, než

parciální tlak vody ve volném prostoru [3].

2.2.2. Vliv složení betonu

Jak již bylo řečeno dříve, základními složkami betonu jsou plnivo (kamenivo) a

pojivo (cement). Další složkou betonu je voda, která slouží k hydrataci cementu

(voda záměsová). Neodmyslitelnou součástí dnešních betonů jsou speciální

přísady, příměsi a další složky pozitivně ovlivňující vlastnosti moderních betonů.

2.2.2.1. Cement

Vliv složení cementu na smršťování cementové pasty a tím i betonu není zatím

zcela objasněn. Největší vliv na smršťování cementu má trikalciumaluminát (C3A),

dikalciumsilikát (C2S) a trikalciumsilikát (C3S) mají vliv přibližně stejný, ale menší

než C3A. Nejmenší vliv ze slinkových minerálů má kalciumaluminátferit (C4AF).

Velikost vlivu C3A závisí na obsahu regulátoru tuhnutí – sádrovce. Smrštění může

být větší, obsahuje-li daný cement více regulátoru tuhnutí než je jeho optimální

dávka [5].

Vliv jemnosti mletí cementu na smršťování cementové kaše souvisí

pravděpodobně s jeho vlivem na rychlost hydratace cementu. Na první pohled se


32

zdá, že velikost smršťování vzrůstá se vzrůstající jemností mletí cementu. Rozdíly

mezi hodnotami smršťování cementů s různou jemností mletí však nejsou velké a

alespoň část z nich je třeba připsat rozdílnému vodnímu součiniteli cementových

kaší. Cementová pasta z hrubozrnnějšího cementu má nižší vodní součinitel než

pasta z cementu s vyšší jemností mletí. To vede ke snížení smršťování. Roper [9]

zjistil, že na smršťování výrazně působí i stupeň hydratace a modul pružnosti

zatvrdlé cementové kaše. Z toho je možno vyvodit, že jemnost mletí ovlivňuje

smršťování jen nepřímo, zrychlením hydratace cementu. Rychlejší hydratace

znamená i její vyšší stupeň, což značí větší smršťování. Smršťování tedy narůstá

se vzrůstající jemností mletí cementu [5].

2.2.2.2. Kamenivo

Kamenivo je složkou betonu, která může vlhkostní smrštění ovlivnit velmi

významně. Smrštění betonu je menší než smrštění samotné zatvrdlé cementové

pasty. Příčinnou je právě přítomnost kameniva v betonu. Kamenivo je totiž obvykle

objemově stálé při změně vlhkosti. Účinek spojený s omezením smršťování

ovlivňuje dávka kameniva (viz obr. 10) a velikost maximálního zrna kameniva

[3][5].

Obr. 10: Vliv dávky kameniva v betonu na poměr smršťování betonu a smršťování

zatvrdlé cementové pasty [5]


33

Vhodnou volbou zrnitosti kameniva dojde k redukci dávky vody, jak o tom

hovoří i Lyseho pravidlo [3]: „Čím větší je maximální zrno kameniva, tím menší

dávka vody je potřeba pro dosažení požadované konzistence“. To znamená, že při

daném vodním součiniteli, který odpovídá stejné charakteristické pevnosti, může

být dosaženo snížení dávky cementu bez ztráty pevnosti. Snížení dávky vody a

cementu (tak, aby byl zachován vodní součinitel) musí být kompenzováno

zvýšením obsahu kameniva [3].

Ovšem napětí na rozhraní cementová matrice – kamenivo (v tzv. tranzitní

zóně) v důsledku vlhkostního smršťování roste s narůstajícím maximálním zrnem

kameniva. Důsledkem tohoto zvýšeného napětí se v tranzitní zóně objevuje

zvýšený počet trhlinek.

2.2.2.3. Voda

Voda v betonářské technologii plní dvě funkce:

hydratační, voda podmiňuje hydrataci cementu a tak spolu s cementem

vytváří tuhou strukturu cementového kamene, minimální spotřeba vody na

hydrataci cementu je přibližně 23 až 25 % hmotnosti cementu

reologickou, voda umožňuje vytvoření tvárného čerstvého betonu

ve spojení s jeho složkami; kapilárními silami je zajišťována koheze a

viskozitou plastičnost čerstvého betonu [14].

Technologicky vodu rozdělujeme na záměsovou a ošetřovací. Záměsová voda

je dávkována při mísení čerstvého betonu a slouží k zajištění hydratace zrn

cementu a k zajištění dobré zpracovatelnosti betonové směsi. Ošetřovací voda je

dodávána po zatuhnutí betonu po několik dnů, pro udržení betonu ve vlhkém

stavu. Obecně lze říci, že voda, pokud neobsahuje škodlivé látky, smrštění

vysycháním neovlivňuje. Konkrétní požadavky na vodu určenou pro výrobu betonu

jsou uvedeny v ČSN EN 1008 [31] [11][14][15].

2.2.2.4. Vliv velikosti vodního součinitele

Velikost vlhkostního smršťování cementového kamene vzrůstá se zvyšujícím

se vodním součinitelem (viz obr. 11). V počátečním stádiu, kdy je rychlost

smršťování velká, se účinek velikosti vodního součinitele výrazněji neprojevuje.

V dalších stádiích se však s klesajícím vodním součinitelem smršťování zmenšuje


34

a při nízkém vodním součiniteli i dříve skončí. Například při w = 0,26 skončí

přibližně po 90 dnech, zatímco při vyšších hodnotách až po 365 dnech [5].

Obr. 11: Smršťování zatvrdlé cementové malty v závislosti na vodním součiniteli a

době zrání [5]

2.2.2.5. Přísady

Mezi přísady ovlivňující velikost vlhkostního smrštění betonu patří především

superplastifikátory, provzdušňovací přísady a přísady redukující smrštění

(viz kap. 3.1.).

Superplastifikátory jsou látky, které výrazně redukují množství záměsové vody

při zachování stejné zpracovatelnosti čerstvého betonu (viz kap.1.3. Plastifikační a

superplastifikační přísady). Snížením množství vody jsou schopny redukovat

vlhkostní smrštění až o 5 % [3].

Použití provzdušňovacích přísad vede ke zvýšení smrštění, protože vzduchové

póry redukují pevnost cementového tmele (viz obr. 12) [3].


35

Obr. 12: Vliv pórovitosti na nevratné smršťování zatvrdlé cementové pasty [5]

2.2.2.6. Příměsi

Minerální příměsi, jako jsou pucolány (popílek, křemičité úlety, atd.) nebo mletá

vysokopecní granulovaná struska, zvyšují smrštění vysycháním, pokud je jich

použito ke zvýšení objemu pasty, tedy matrice cementového kompozitu. Použití

mletého vápence může zvýšit pevnost v tlaku, ovšem nezvyšuje vlhkostní

smrštění, protože vápenec působí spíše jako kamenivo než jako pojivo [10].

2.2.3. Vliv doby ošetřování

Smršťování betonu může probíhat velmi dlouhou dobu, i několik desítek let.

Prodlužování doby ošetřování betonu v prostředí s vysokou relativní vlhkostí

vzduchu oddaluje počátek smršťování. Z hlediska zatvrdlé cementové pasty platí,

že čím větší množství zhydratovaného cementu obsahuje, tím menší je v ní objem

nezhydratovaných částic, které tvoří překážku smršťování. Z uvedeného vyplývá,

že prodloužení doby ošetřování může zvětšit smrštění [5]. Cementová pasta má

však po dlouhodobém ošetřování větší pevnost, a tak je schopna přenést velkou

část smršťování bez vzniku trhlin. I když názory na účinek délky ošetřování

na smršťování betonu nejsou jednotné, všeobecně platí, že délka ošetřování

nemá rozhodující vliv na velikost smršťování [3][5].


36

2.2.4. Vliv podmínek uložení

Vliv relativní vlhkosti prostředí, ve kterém je beton uložený, na velikost

smrštění je výrazný. Pro dokumentaci vlivu Neville [13], uvádí výsledky výzkumu

Troxella (obr. 13). Porovnáním smršťování a bobtnání (při 100 % relativní vlhkosti

prostředí) zjistíme, že bobtnání betonu ve vodě je přibližně šestkrát menší než

smršťování v prostředí se 70 % relativní vlhkostí a osmkrát menší než smršťování

s 50 % relativní vlhkostí vzduchu [5].

Obr. 13: Vztah mezi smršťováním a časem uložení betonu v prostředí s různou

relativní vlhkostí [5]

Teplota do 100 °C nemá velký vliv na smršťování betonu, pokud se nemění

relativní vlhkost prostředí. Hydrotermální ošetřování betonu v autoklávu (například

při tlaku páry 0,9 – 1,6 MPa a teplotě 174,5–200 °C) podstatně zmenšuje

smršťování (dvakrát i více) [5].

Velikost smršťování většinou nezávisí na rychlosti vysoušení. Ani silný vítr

nemá velký vliv na rychlost vysoušení zatvrdlého betonu, s výjimkou počátečního

stádia. Pohyb vlhkosti v betonu je velmi pomalý, takže i rychlost odpařování vody

je malá. Pouze pokud by se beton přenesl z vody přímo do prostředí s velmi

nízkou relativní vlhkostí vzduchu, mohlo by to vést ke vzniku trhlin


37

2.2.5. Vliv rozměru a tvaru prvků a míry jejich vyztužení

Rozměr a tvar betonové konstrukce mají vliv na průběh a míru smrštění. Míra

smrštění ubývá se vzdáleností od povrchu betonu a 0,3 m pod povrchem nebylo

smrštění zpozorováno. Tato skutečnost souvisí s migrací vlhkosti v betonu a

odpařováním vody z jeho povrchu. Pokud zabráníme odpařování vody z povrchu,

výrazně snížíme smrštění betonu. Smrštění lze snížit až o 15 % použitím

nasákavého bednění, které vodu nejdříve nasákne a později ji zase předá betonu.

V masivních betonových konstrukcích ke smršťování nedochází [14].

Výztuž omezuje smrštění betonu. Na povrchu výztuže se vytváří napětí, které

způsobuje v oceli tlak a v betonu v blízkosti povrchu ocelové výztuže tah. Výztuž

brání volnému smršťování tím více, čím je stupeň vyztužení vyšší (viz tab. 2) [14].

Tab. 2: Vliv vyztužení železobetonu na smršťování [14]

Stupeň vyztužení [%]

Smrštění [% obj.]

Napětí ve výztuži [MPa]

Napětí v betonu [MPa]

0 0,64 0 0

0,55 0,54 13,0 0,70

1,23 0,42 11,0 1,40

2,18 0,29 8,4 1,75

Hydratační smrštění (chemické smrštění) 2.3.

Příčinnou hydratačního (chemického) smrštění je hydratace slinkových

minerálů. Pokud je portlandský cement v kontaktu s vodou, začne cementová

pasta v důsledku chemických reakcí mezi složkami cementu a vodou tvrdnout.

Tyto reakce uvolňují teplo a způsobují kontrakci objemu pevné fáze a opačně. Pro

ilustraci tohoto faktu může posloužit obrázek, který cementovou pastu, nebo

obecněji beton, znázorňuje jako „Bermudský trojúhelník“: pevnost – teplo –

smrštění (viz obr. 14). Není možné, aby nějaký beton nabýval na pevnosti, aniž by

došlo k dalším dvěma průvodním jevům. Má-li beton dosáhnout vyšší pevnosti,

bude se uvolňovat více hydratačního tepla a pevná fáze se bude smršťovat

[2][14].


38

Obr. 14: „Bermudský trojúhelník“ betonářů [2]

Portlandský cement není striktně definován jako čistý materiál, ale naopak jako

multifázový materiál, jehož složení kolísá v relativně širokých mezích. Abychom

vlastnosti betonu, o které se zajímáme, mohli vysvětlit, můžeme portlandský

cement považovat v podstatě za směs pěti hlavních fází: dikalciumsilikátu (C2S),

trikalciumsilikátu (C3S), trikalciumaluminátu (C3A), kalciumaluminátferitu (C4AF) a

síranu vápenatého (který je přidáván jako regulátor tuhnutí cementu).

V podobných analýzách jsou většinou zanedbány takzvané nečistoty

v portlandském cementu (volné vápno, alkalické sírany, nezreagovaný křemen,

periklas atp.) [2][11].

Pokud sledujeme hydrataci čistých fází, vyústí hydratace obou silikátů v tvorbu

C-S-H gelu, a v tvorbu portlanditu, Ca(OH)2. C3A se v přítomnosti síranu

vápenatého a vody transformuje na ettringit, C3A.3CaSO4.32H2O a později na

monosulfát C3A.CaSO4.12H2O. C4AF hydratuje podobně jako C3A, ale mnohem

pomaleji (viz rov. 6 – 11). Pokud by v cementu nebyl přítomen síran vápenatý, C3A

a C4AF by reagovaly odlišně. V případě C3A by se místo ettringitu tvořil

tetrakalciumalumináthydrát C4AH13 (viz rov. 12), který by v průběhu desítek let

dále přecházel na stabilnější hydrogrossular C3AH6. V případě C4AF by se místo

ettringitu tvořil kalciumaluminátferithydrát C4(A;F)H18(19) (viz rov. 13), který by dále

přecházel na stabilnější hlinitoželezitý hydrogrossular C3(A;F)H6 [2][5].

Podle vzájemného poměru všech těchto fází, v souladu s vodním součinitelem

a měrným povrchem cementu, podle toho, jaká je počáteční teplota betonu a

teplota prostředí, vyvine beton více či méně hydratačního tepla, dosáhne vyšší

nebo nižší pevnosti a nastane větší či menší smrštění [2].


39

Rovnice chemických reakcí hydratace cementu s přídavkem sádrovce.

C2S: 232322 42 OHCaHSCOHSC (6)

C3S: 232323 362 OHCaHSCOHSC (7)

C3A: OHCaSOACOHOHCaSOAC 2432243 3232623 (8)

OHCaSOACOHCaSOACAC 2432433 123232 (9)

C4AF: OHCaSOFACOHOHCaSOAFC 2432244 323;2623 (10)

OHCaSOFACOHCaSOFACFAC 2432433 12;323;; (11)

Rovnice chemických reakcí hydratace cementu bez přídavku sádrovce.

C3A: 6313423 6 AHCAHCOHAC (12)

C4AF: 63)19(18423 ;;6 FACFACOHAC (13)

C3S a C2S, které tvoří podstatnou část portlandského cementu, a tvorba

ettringitu jsou spojeny se zmenšováním objemu pevné fáze. Ke zhydratování

cementu o objemu A, je třeba použít vodu objemu B. Dohromady vzniknou hydráty

C a platí C<A+B. Ačkoliv se výzkumníci neshodli na vzájemných poměrech A, B a

C, obvykle připouštějí, že zmenšení objemu pevné fáze je řádově 10 % [2].

Obr. 15: Vliv složení cementu na chemické smršťování [16]


40

Autogenní smrštění 2.4.

Autogenní smrštění se vyskytuje hlavně u betonů s nízkým vodním

součinitelem (w/c < 0,3). V případě vysokopevnostních betonů s vodním

součinitelem w/c okolo 0,2 může dosahovat hodnot okolo 700 µm.m-1. U běžných

betonů běžného složení s vodním součinitelem nad 0,45 je zanedbatelné (asi 50

µm.m-1 ve stáří 1měsíc a 100 µm.m-1 ve stáří 5 let) [3][5].

Autogenní smrštění je způsobeno chemickým smrštěním (viz Kap. 2.3.

Hydratační smrštění) a vnitřním vysycháním [3].

Chemické smrštění je vyvoláno hydratací slínkových minerálů (C2S, C3S, C3A,

C4AF) a tvorbou C-S-H gelu. Z hlediska chronologického, ho lze označit za

primární. Za sekundární C-S-H gel lze označit gel, který vzniká pucolánovou

reakcí, tj. reakcí mezi hydroxidem vápenatým a amorfní silikou, která je obsažena

v pucolánech. Jinými slovy, pokud je k dispozici dostatečné množství hydroxidu

vápenatého a pucolánu, tvoří se C-S-H gel později a po dlouhou dobu. Reakční

rychlost mezi hydroxidem vápenatým a pucolánem je menší než reakční rychlost

hydratace silikátů [3].

V cementové matrici vznikají během hydratace póry, protože objem

vznikajících hydratačních produktů je menší než objem cementu a vody.

V důsledku nízkého vodního součinitele a izolace betonu od okolí pomocí

ošetřovacích filmů nebo fólií (vyloučení výměny vody mezi betonem a okolím),

nejsou tyto póry zaplněny vodou. Díky tomu dochází k migraci vody z kapilárních

pórů do těchto nově vzniklých pórů. V kapilárách se v důsledku povrchového

napětí tvoří menisky, které působí na stěny kapilár silami, snažícími se kapiláru

uzavírat. To je příčinou smrštění od samovysychání [3][5].

Výše uvedeným se vysvětluje, proč je toto smrštění tolik významné hlavně pro

betony s nízkým vodním součinitelem a s přísadou křemičitých úletů [3].

Termální smrštění 2.5.

Beton, podobně jako jiné materiály, podléhá teplotním objemovým změnám.

Děje se tak díky jevu zvanému teplotní roztažnost. Při snižování teploty se jedná o

smršťování betonu, při zvyšování teploty o rozpínání betonu. Zvýšením teploty

narůstá energie molekul a změna jejich pohybu je spojena s nárůstem objemu


41

látky. Pravá teplotní roztažnost je součtem změn vzdáleností molekul v důsledku

kinetiky pohybu molekul. Kapilárně pórovité a gelové látky (=cementový kámen)

působením tepla se objemově přetvařují vlivem změny povrchového napětí

fyzikálně vázané vody v kapilárách a vlivem bobtnání gelu. Zdánlivá teplotní

roztažnost je součet objemových změn koloidní látky vlivem migrace fyzikálně

vázané vody mezi kapilárami a gelovými póry, bez změny celkového obsahu vody.

Celková teplotní roztažnost je pak součtem pravé a zdánlivé teplotní roztažnosti.

Rozeznáváme lineární a objemovou teplotní roztažnost [2].

Teplotní roztažnost cementového kamene se mírně liší od roztažnosti

kameniva a oceli. Lineární roztažnost cementového kamene je cca 15.10-6 K-1,

oceli 12.10-6 K-1 a kameniva 12-20.10-6 K-1, mimo vápence, resp. dolomitických

vápenců, které mají hodnoty výrazně menší (0,9-1,8.10-6 K-1). Ideálním stavem je

stejná teplotní roztažnost kameniv všech frakcí i cementového kamene. V případě

nerovnosti je výhodnější kamenivo s vyšší teplotní roztažností než cementový

kámen, neboť se zvětšuje objem tvrdnoucího betonu, a tím se snižuje vznikající

přetlak zvětšujícího se objemu vzduchu a vody. Vyšší teplotní roztažnost

cementového kamene než kameniva vyvolává na povrchu kameniva tahová

napětí, která mohou způsobit vznik mikrotrhlin v tranzitní zóně, tj. na rozhraní

cementový kámen – kamenivo [4].

Směrné součinitele teplotní roztažnosti pro 1 rok staré betony, vysušené a

vodou nasycené jsou uvedeny v tab. 3 [14].

Lineární součinitel teplotní roztažnosti betonu se vypočítá ze vztahu [14]:

TT Tll . [m], (14)

kde αT je součinitel teplotní roztažnosti z Tab.2 [10-6.K-1],

l je celková délka betonové konstrukce [m]; ΔT je změna teploty ve °C

Pro obecné výpočty lze použít standardního součinitele teplotní roztažnosti

betonu, který je roven hodnotě 10.10-6 K-1 [14].

Tab. 3: Součinitele teplotní roztažnosti rok starých betonů ve stavu nasyceném

vodou (VN) a v suchém stavu (S), s různým druhem kameniva a s různým

obsahem cementového kamene podle Dettlinga[ •10-6 K-1] [14].


42

druh kameniva stav

betonu

Obsah cementu v kg.m-3

200 300 400 500 600

křemen-kámen VN 11,6 11,6 11,6 11,6 11,6

S 12,7 13,0 13,4 13,8 14,2

křemen-písek VN 11,1 11,1 11,2 11,2 11,3

S 12,0 12,6 13,0 13,4 13,9

žula, rula, liparit VN 7,9 8,1 8,3 8,5 8,8

S 9,1 9,7 10,2 10,9 11,8

syenit, trachyt, diorit, VN 7,2 7,4 7,6 7,8 8,0

andezit, gabro, diabas S 8,5 9,1 9,6 10,4 11,1

hutný vápenec VN 5,4 5,7 6,0 6,3 6,8

S 6,6 7,2 7,9 8,7 9,8

Ovšem to, co beton od ostatních konstrukčních materiálů odlišuje, je

skutečnost, že při nabývání pevnosti jeho teplota roste, a proto mechanické spoje,

které se v betonu vyvíjejí během tvrdnutí, vznikají při teplotě, která je jiná, než jaká

bude během životnosti betonu. Tyto spoje se tvoří při teplotě, která se vyvíjí

během hydratace cementu, jak schematicky ukazuje obr. 16. Po dosažení

maximální teploty jsou tepelné ztráty větší, než je teplo uvolňované při hydrataci.

Beton začíná chladnout a jeho teplota se vrací na teplotu okolního prostředí [2].

Obr. 16: Typická křivka vývoje teploty (kalorimetrická křivka) betonu [2]

Urychleným hydratačním procesem (např. při teplotách nad 60 °C, kdy

portlandský cement dosáhl maximální hodnoty hydratačního tepla již za

cca 3 hodiny), se ve struktuře cementového kamene tvoří hrubší krystaly

hydratačních novotvarů. Snižuje se tak jejich měrný povrch, díky tomu se snižují

fyzikální vazby v mikrostruktuře a vzrůstá tak počet poruch ve výstavbě

hydrosilikátového skeletu. S rostoucí teplotou klesá podíl pórů menších


43

než 10-7 m. Tím se snižuje počet kontaktů mezi vláknitými C-S-H, produkty

hydratace, které jsou nositeli pevnosti cementového kamene, čímž se snižují

konečné pevnosti betonu [4].

Karbonatační smrštění 2.6.

Karbonatační smrštění vzniká v důsledku dlouhodobé reakce oxidu uhličitého

obsaženého ve vzduchu (běžně 0,03 % obj.) se složkami cementového kamene.

Konkrétně reaguje oxid uhličitý s hydroxidem vápenatým, nebo také

s kalciumsilikáthydráty, ve kterých se zmenšuje poměr mezi CaO a SiO2, a

současně se snižuje obsah vody (viz rov. 15; 16). Karbonatační smrštění je plně

ireverzibilní [5][21].

OHCaCOCOOHCa H

2322 (15)

OHCaCOCSHCOCSH H

232 (16)

Tuto reakci výrazně ovlivňuje relativní vlhkost (viz obr. 17). Při velmi nízké

relativní vlhkosti je v pórech nedostatečné množství vody pro vznik kyseliny

uhličité. Při vysoké relativní vlhkosti je karbonatace malá, protože póry jsou

zaplněny vodou a oxid uhličitý nemůže do cementového kamene dobře pronikat.

Nejintenzivněji probíhá při asi 50 % relativní vlhkosti [5]

Pokud se karbonatační smrštění uskuteční až po vysušení, je větší, než když

nastane současně se sušením, s výjimkou nízkých relativních vlhkostí

(viz obr. 17) [5].


44

Obr. 17: Vliv sušení a karbonatace na smršťování cementového kamene [5]

Karbonatační smrštění a jeho důsledky jsou důležité i z praktického hlediska.

Jeho nevratnou povahu je možno využít například při výrobě betonových dílců.

Pokud se betonový blok vystaví působení prostředí bohatého na oxid uhličitý,

bude lépe odolávat následnému zvlhčování a vysoušení. Na druhou stranu může

mít škodlivý vliv na monolitický beton. Ten má menší pórovitost, proto karbonatace

proběhne pouze v povrchové vrstvě, která nejrychleji vysychá. K tomuto smrštění

může dojít například i v zimním období, kdy se beton protepluje hořáky s vyšší

produkcí oxidu uhličitého, v uzavřených a nedostatečně větraných prostorách [5].

Karbonatace je také velmi nebezpečná pro výztuž železobetonových prvků.

Jak postupuje CO2 do betonu, ubývá Ca(OH)2 a tím se snižuje pH krycí vrstvy

výztuže. Když pH betonu klesne pod hodnotu 9, rozpadne se vrstvička hutných

oxidů mezi ocelí a betonem. Dojde k takzvané „depasivaci“ výztuže. Tímto

okamžikem má k výztuži přístup voda a začíná její koroze [21].

Čím vetší je měrný povrch a čím menší je tloušťka betonu, tím je karbonatace

rozsáhlejší. Smrštění běžně nabývá hodnot 0,7-1,0 mm.m-1 [5][14].


45

Přísady omezující a kompenzující smrštění 3.

Přísady omezující smrštění 3.1.

Nedostatečné ošetřování betonu je původcem některých nedostatků betonu,

mezi nimiž tím nejzávažnějším je vznik trhlinek na povrchu betonu. Dojde k němu

v okamžiku, kdy napětí v tahu (σt) vyvolané smršťováním vysycháním (εs)

dosáhne vyšší hodnoty, než je pevnost v tahu betonu (ft) [3]:

tCSt fE > (17)

kde E je modul pružnosti

ε je deformace při dotvarování.

Protože jsou vady, spojené s tvorbou trhlin, lokalizovány v oblasti betonového

povrchu, zvyšuje se značně riziko průniku CO2, O2, Cl- a H2O k výztuži a její

následná koroze. Paradoxně může být toto riziko zvýšeno u konstrukcí

z vysokohodnotných betonů (w/c okolo 0,3), kde působí autogenní smrštění [3].

Pro snížení jak autogenního smrštění, tak i smrštění vysycháním se

doporučuje použití přísad omezujících smrštění (SRA). Tyto chemické přísady se

dávkují 1-2 % na hmotnost cementu a jsou na bázi neo-pentyl glykolu nebo

dalších podobných sloučenin (propylen-glykoly) [3][17][22].

Obr. 18: Vliv přísady omezující smrštění (SRA) na smrštění vysycháním po týdnu

vlhkého ošetřování u betonů s obsahem cementu 390kg/m3 a s vodním

součinitelem 0,4 [3].


46

Přísada SRA překvapivě nezabrání odpařování vody z betonu uloženého

v prostředí s velmi nízkou vlhkostí vzduchu. Na obr. 19 je znázorněna ztráta

hmotnosti způsobená odpařováním vody z betonů obsahujících SRA a bez jejího

obsahu, vystavených stejným povětrnostním podmínkám (relativní vlhkost

vzduchu 60 %, teplota 25 °C) [3].

Obr. 19: Vliv přísady omezující smrštění (SRA) na odpařování vody (e) [3].

Účinku SRA proti smršťování betonu je přisuzováno snížení povrchového

napětí vody ( ), a tím i poklesu tlaku (P). Tento tlak je vyvolán tvorbou vodních

menisků v kapilárních pórech, jež nesou zodpovědnost za smrštění cementové

pasty [17].

Kapilární tlak je dán povrchovým napětím ( ) dle rovnice:

cos

2

rP (18)

kde r je poloměr póru

θ je smáčecí úhel

Použitím SRA dojde k podstatnému navýšení ceny za 1 m3 betonu asi

o 400-600 Kč (dávka cca 3 kg/m3; cena okolo 200 Kč/kg), přičemž stinné stránky

betonu, co se týče smrštění, mohou být potlačeny, ne však úplně odstraněny

[3][11][22].


47

Rozpínavé přísady 3.2.

Rozpínavé přísady jsou zvláštní anorganické látky, které se využívají ke

kompenzaci smršťování cementového kompozitu v plastickém nebo zatvrdlém

stavu. Tyto přísady mohou zvětšovat svůj objem reakcí s vodou. Existuje několik

skupin expanzivních činidel:

přísady, které regulují sedání cementových kompozitů v plastickém stavu a

kompenzují smršťování těchto kompozitů při jejich vysychání;

plynotvorné přísady, které regulují sedání čerstvých kompozitů a způsobují

jejich expanzi v plastickém stavu;

přísady, které neregulují sedání cementových kompozitů, ale způsobují

jejich expanzi v zatvrdlém stavu.

Největší význam má první skupina rozpínavých přísad, jejichž hlavní úlohou je

kompenzace smrštění vysychajících cementových kompozitů [3][5].

Podrobný rozbor jednotlivých skupin expanzivních činidel je proveden v mé

bakalářské práci [11].


48

EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST IV.

Náplní experimentální části práce bylo vyrobit vysokopevnostní betony se

dvěma druhy cementu, dvěma druhy příměsí a jedním druhem přísady redukující

smrštění. Hlavním cílem bylo prozkoumání vlivu přísad redukujících smrštění na

reologické vlastnosti vyrobených betonů. Dále byly provedeny některé doplňkové

laboratorní zkoušky na čerstvém a zatvrdlém betonu. Na přání zadavatele,

společnosti BETOTECH, s.r.o., nebude zveřejněno přesné složení záměsí ani

druhy jednotlivých složek.

Výroba 1.

V období od 17. 7. 2012 do 13. 8. 2012 bylo vyrobeno celkem osm zkušebních

záměsí (časový harmonogram viz tab. 4). Obecné složení záměsí bylo u každé

záměsi totožné: cement, kamenivo tří frakcí, voda, superplastifikátor, popílek a

křemičitý úlet. Jednotlivé záměsi se lišily pouze konkrétním druhem cementu,

konkrétním druhem přísady a přídavkem nebo absencí přísady redukující

smrštění. Výroba probíhala v jednotných laboratorních podmínkách, jednotným

postupem tak, aby byla vyloučena odchylka v měření způsobená těmito faktory.

Tab. 4: Časový harmonogram výroby zkušebních záměsí. Pro rozlišení dvou

druhů cementu jsou označovány jako TYP A a TYP B, pro rozlišení dvou druhů

křemičitých úletů jsou označovány jako TYP 1 a TYP 2.

datum výroby

číslo záměsi

druh přísady

cement křemičitý

úlet přísada redukující

smrštění

17.7.2012 1 TYP A TYP 1 NE

23.7.2012 2 TYP A TYP 1 ANO

25.7.2012 3 TYP A TYP 2 NE

30.7.2012 4 TYP A TYP 2 ANO

1.8.2012 5 TYP B TYP 1 NE

6.8.2012 6 TYP B TYP 1 ANO

8.8.2012 7 TYP B TYP 2 NE

13.8.2012 8 TYP B TYP 2 ANO

Pozn.: Záměsi dále obsahovaly kamenivo, vodu, superplastifikátor a popílek.


49

Před započetím každé výroby byla stanovena vlhkost kameniva dle

ČSN EN 1097-5 [32]. Kamenivo bylo po celou dobu skladováno v uzavřených

nádobách tak, aby nemohlo dojít k výměně vlhkosti s okolním prostředím. Na

základě zjištěné vlhkosti byla upravena dávka vody tak, aby byl zachován

navržený vodní součinitel. V případě, že záměs obsahovala přísadu redukující

smrštění, bylo na základě známého složení a množství této přísady redukováno

množství vody tak, aby byl zachován navržený vodní součinitel a požadovaná

konzistence čerstvého betonu.

Byla navážena potřebná množství všech daných surovin. Dále byly důkladně

očištěny a ovlhčeny všechny pomůcky. Poté byly všechny suroviny postupně

dávkovány a smíchány v míchačce. Pro výrobu betonové směsi byla použita

horizontální míchačka. Vyrobený čerstvý beton byl podroben dvěma zkouškám.

Jednalo se o zkoušku stanovení objemové hmotnosti čerstvého betonu, a dále,

vzhledem k tekutější konzistenci čerstvého betonu, byla na přání zadavatele

provedena zkouška stanovení hodnoty sednutí-rozlitím. Následně byl vyrobený

čerstvý beton plněn do smršťovacích žlabů (viz kap. 3.1. Měření pomocí

smršťovacích žlabů). Naplněné smršťovací žlaby byly umístěny do klimatizované

místnosti se stálou teplotou a relativní vlhkostí vzduchu, kde bylo zahájeno měření

poměrného přetvoření.

Dále byl čerstvý beton plněn do forem pro výrobu zkušebních těles

odpovídajících požadavkům normy ČSN EN 12 390-1 [35]. Beton ve formách byl

zhutněn na vibračním stole. Povrch betonu byl urovnán ocelovou zednickou lžící.

Formy byly uloženy v laboratoři tak, aby bylo zabráněno otřesům, vibraci či

vysoušení. Zkušební tělesa byla ve formách ponechána po dobu 24 hodin. Po

uplynutí této doby byla zkušební tělesa z forem vyjmuta a uložena do vody o

teplotě 20°C ± 2°C. Vše bylo provedeno v souladu s normou ČSN EN 12 390-2

[36].

Nakonec byla vyrobena zkušební tělesa pro měření poměrného přetvoření dle

normy ČSN 73 1320 [24]. Tato tělesa byla po dobu 24 hodin uložena spolu

s ostatními vyrobenými tělesy v laboratoři, poté vyjmuta z formy a přemístěna do

klimatizované místnosti, kde bylo zahájeno měření.


50

Laboratorní zkoušky betonu 2.

Zkoušky na čerstvém betonu 2.1.

Na čerstvém betonu byly provedeny tyto zkoušky:

Stanovení objemové hmotnosti – dle ČSN EN 12350-6 Zkoušení

čerstvého betonu – Část 6: Objemová hmotnost [33]

Zkouška sednutí-rozlitím – dle ČSN EN 12350-8 Zkoušení čerstvého

betonu – Část 8: Samozhutnitelný beton – Zkouška sednutí-rozlitím [34].

Dále byla měřena teplota čerstvého betonu bezkontaktním teploměrem.

Tab. 5: Tabulka výsledných hodnot zkoušek na čerstvém betonu

datum výroby číslo

záměsi

objemová hmotnost ČB

kg.m-3

rozlití

mm

teplota ČB

°C

17. 7. 2012 1 2390 730 25,5

23. 7. 2012 2 2400 730 25,0

25. 7. 2012 3 2390 750 25,7

30. 7. 2012 4 2380 730 25,5

1. 8. 2012 5 2390 720 26,0

6. 8. 2012 6 2360 720 26,6

8. 8. 2012 7 2360 720 25,9

13. 8. 2012 8 2400 730 26,2


51

Graf 1: Grafické znázornění výsledků zkoušek na čerstvém betonu

Zkoušky na ztvrdlém betonu 2.2.

Po 28 dnech ve vodním uložení byla část zkušebních těles z vody vyjmuta.

Jednalo se o krychle o rozměrech 150 mm x 150 mm x 150 mm a hranoly o

rozměrech 100 mm x 100 mm x 400 mm. Nejprve byla zkušební tělesa (jejich

rovinnost, odchylky od předepsaných rozměrů atd.) zkontrolována dle normy

ČSN EN 12390-1 [35]. Na zkušebních tělesech byly poté provedeny tyto zkoušky:

krychle


ztvrdlého betonu – Část 7: Objemová hmotnost ztvrdlého betonu [37]

Stanovení pevnosti v tlaku – dle ČSN EN 12390-3 Zkoušení ztvrdlého

betonu – Část 3: Pevnost v tlaku zkušebních těles [38]

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

1 2 3 4 5 6 7 8

0

100

200

300

400

500

600

700

800

kg

.m-3

číslo záměsi

mm

rozlití [mm]

objemováhmotnost ČB[kg.m-3]


52

hranoly


ztvrdlého betonu – Část 7: Objemová hmotnost ztvrdlého betonu [37]

Stanovení pevnosti v tahu ohybem – dle ČSN EN 12390-5 Zkoušení

ztvrdlého betonu – Část 5: Pevnost v tahu ohybem zkušebních těles [39]

Stanovení pevnosti v příčném tahu – dle ČSN EN 12390-6 Zkoušení

ztvrdlého betonu – Část 6: Pevnost v příčném tahu zkušebních těles

[40]

Stanovení statického modulu pružnosti betonu v tlaku – dle

ČSN ISO 6784 Beton – Stanovení statického modulu pružnosti v tlaku

[41]

Stanovení statického modulu pružnosti a přetvárnosti betonu v tahu za

ohybu – dle ČSN 76 6174 Stanovení modulu pružnosti a přetvárnosti

betonu ze zkoušky v tahu ohybem [44]

Tab. 6: Tabulka výsledných hodnot zkoušek objemové hmotnosti a pevností na

ztvrdlém betonu po 28 dnech normového zrání

číslo záměsi

objemová hmotnost ZB

kg.m-3

pevnost v tlaku

MPa

pevnost v tahu za ohybu

MPa

pevnost v příčném tahu

MPa

1 2400 100,0 10,6 7,4

2 2400 100,4 9,9 7,9

3 2390 99,7 9,6 8,6

4 2400 100,4 10,1 7,5

5 2390 103,8 12,2 8,3

6 2380 95,2 11,3 8,1

7 2380 92,4 11,7 8,9

8 2420 95,1 10,9 7,3


53

Graf 2: Porovnání pevností v tlaku, tahu za ohybu a příčném tahu jednotlivých

záměsí po 28 dnech normového zrání

Tab. 7: Tabulka výsledných hodnot zkoušek modulů pružnosti a přetvárnosti

betonu po 28 dnech normového zrání

číslo záměsi

statický modul pružnosti v tlaku

GPa

statický modul pružnosti v tahu za

ohybu

GPa

statický modul přetvárnosti v tahu

za ohybu

GPa

1 43,3 46,3 43,2

2 44,0 44,7 41,3

3 44,1 49,5 41,6

4 42,1 46,1 41,6

5 43,3 46,7 43,5

6 42,4 44,7 40,5

7 42,1 45,7 43,0

8 42,6 45,0 41,0

Pozn.: Modul pružnosti a přetvárnosti byl určen pro napětí rovné 2/3 pevnosti

v tahu za ohybu.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

1 2 3 4 5 6 7 8

MP

a

číslo záměsi

pevnost v tlaku

pevnost v tahu zaohybu

pevnost v příčnémtahu


54

Graf 3: Porovnání modulů pružnosti a přetvárnosti jednotlivých záměsí po 28

dnech normového zrání

Po 90 dnech byla z vodního uložení vyjmuta zbývající tělesa. Jednalo se o

krychle o rozměrech 150 mm x 150 mm x 150 mm, které byly nejprve

zkontrolovány zda vyhovují požadavkům normy ČSN EN 12390-1 [35] a následně

na nich byly provedeny tyto zkoušky:

Stanovení pevnosti v tlaku – dle ČSN EN 12390-3 Zkoušení ztvrdlého

betonu – Část 3: Pevnost v tlaku zkušebních těles [38]

Stanovení hloubky průsaku tlakovou vodou – dle ČSN EN 12390-8

Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 8: Hloubka průsaku tlakovou vodou

[42]

Stanovení odolnosti proti chemickým rozmrazovacím látkám – dle

ČSN 73 1326 Stanovení odolnosti povrchu cementového betonu proti

působení vody a chemických rozmrazovacích látek [43]

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

1 2 3 4 5 6 7 8

GP

a

číslo záměsi

statický modulpružnosti v tlaku

statický modulpružnosti v tahu zaohybu

statický modulpřetvárnosti v tahuza ohybu


55

Tab. 8: Výsledné hodnoty zkoušek betonu po 90 dnech normového zrání

číslo záměsi

pevnost v tlaku

MPa

hloubka průsaku tlakovou vodou

mm

odolnost proti CHRL

g.m-2-počet cyklů

1 104,8 3 22-100

2 101,0 2 49-100

3 100,1 2 27-100

4 101,3 3 27-100

5 104,5 2 36-100

6 97,8 3 44-100

7 104,8 3 40-100

8 101,2 2 67-100

Graf 4: Grafické znázornění výsledků zkoušek betonu po 90 dnech normového

zrání

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0

20

40

60

80

100

120

1 2 3 4 5 6 7 8

g.m

-2/1

00

cyk

lů

MP

a

číslo záměsi

pevnost v tlaku[MPa]

odolnost protiCHRL [odpad vg.m-2/100 cyklů]


56

Stanovení objemových změn betonu 3.

Měření objemových změn vyrobeného vysokopevnostního betonu bylo

prováděno u všech osmi záměsí stejným způsobem, za stejných laboratorních

podmínek tak, aby byla vyloučena chyba způsobená těmito faktory. Měření

smrštění v prvních 40 hodinách tuhnutí a tvrdnutí betonu bylo provedeno za

pomoci měřících žlabů. Po 24 hodinách od uložení betonu do žlabů bylo současně

zahájeno měření délkových změn pomocí příložného mechanického tenzometru

v souladu s normou ČSN 73 1320 [24]. Po 40 hodinách bylo těleso z měřícího

žlabu vyjmuto a pokračovalo se v měření délkových změn již jen pomocí

příložného tenzometru.

Současně bylo na dalších zkušebních tělesech ve stáří 24 hodin zahájeno

souběžné měření objemových změn v souladu s normou ČSN 73 1320 [24]. Jako

měřící zařízení s požadovanou přesností byl pro ruční měření využit příložný

tenzometr a pro automatické kontinuální měření byly využity strunové tenzometry.

Měření pomocí smršťovacích žlabů 3.1.

Pro měření objemových změn v prvních 40 hodinách tuhnutí a tvrdnutí betonu

bylo použito upraveného zařízení firmy SchleibingerGeräteTeubert u. Greim

GmbH [23]. Jedná se o měřící žlaby dlouhé 1000 mm, široké 100 mm a vysoké

60 mm. Stávající zkušební zařízení firmy Schleibinger bylo doplněno o

příslušenství, umožňující lepší zhutnění betonu během plnění a následné využití

pro stanovení dlouhodobých poměrných přetvoření na povrchu tělesa

způsobených vysycháním. Díky tomu je možné stanovit úplný průběh počátečních

(i v prvních 24 hodinách tuhnutí a tvrdnutí betonu) a dlouhodobých deformací

vlivem smrštění na jednom zkušebním tělese. Výše popsané zařízení je

registrováno v národní databázi užitných vzorů [25]. Schéma zařízení je na

obr. 20. Připravené měřící žlaby jsou na obr. 21.


57

1 – smršťovací žlab; 2 – pevné čelo; 3 – pohyblivé čelo; 4 - měřící čidlo; 5 – měřící

terč; 6, 7 – horní a dolní části pomocného rámu; 8 – otvor pro měřící terč;

9 – aretovací šroub; 10 – vnitřní otvor umožňující přiložení externího měřícího

zařízení; 11 – příruba měřícího terče; 12 – závitové tyče; 13 – podložky a matice

Obr. 20: Schéma měřícího žlabu [25]

Obr. 21: Tři měřící žlaby připravené k měření objemových změn

Zkušební postup

1. Měřící žlab byl umístěn přímo na vibrační stůl, vnitřek žlabu byl vyložen

separační fólií tak, aby mezi posuvným čelem a fólií zůstala mezera přibližně

10 mm. Dále bylo nutné připravit k zabetonování terče sloužící k navazujícímu

měření smrštění pomocí příložného tenzometru. Tyto terče bylo nutno zafixovat

přibližně v polovině délky prostřednictvím pomocných rámečků ještě před

betonáží. Byly osazeny 3 kusy terčů v ose žlabu tak, aby vytvořily dvě měřící


58

základny, každou o délce nejméně 200 mm. Posuvné čelo měřícího žlabu se

utěsnilo vazelínou tak, aby bylo znemožněno protečení cementového tmele kolem

čela během betonáže. Poloha čela byla zajištěna kolíkem. Mezera mezi posuvným

čelem a separační fólií byla taktéž opatřena vrstvou vazelíny, tak aby se

minimalizoval vliv přilnutí čerstvého betonu k rámu zkušebního žlabu na měřené

hodnoty.

2. Čerstvý beton byl ukládán do měřícího žlabu vždy ve dvou vrstvách,

přičemž doba hutnění byla zvolena dle zjištěné konzistence čerstvého betonu.

Množství betonu pro poslední vrstvu musí být takové, aby se měřící žlab naplnil

bez odstraňování přebytečného betonu. Pokud je potřeba, je možno beton do

druhé vrstvy přidávat po malých množstvích a dále zhutňovat. Vždy je nutno se

vyvarovat odstraňování přebytku materiálu z povrchu tělesa. Během plnění bylo

pečlivě kontrolováno, aby nedošlo k protečení cementového tmele kolem

posuvného čela, ani k zatečení betonu za separační fólii.

3. Měřící žlab naplněný čerstvým betonem byl umístěn na vodorovný povrch v

místnosti se stabilní teplotou a vlhkostí prostředí, kde byl také chráněný proti

průvanu a oslunění. Měřící stůl musí být stabilní tak, aby nepodléhal okolním

otřesům a vibracím. Před zahájením samotného měření byly opatrně odstraněny

pomocné rámy, v nichž byly zafixovány zabetonovávané terče určené

k navazujícímu měření pomocí příložného tenzometru. Před startem měření bylo

nutné zkontrolovat také nastavení vnitřních hodin sběrnice dat.

4. Samotné měření začíná v okamžiku odstranění kolíku zajišťujícího posuvné

čelo. K odstranění došlo v okamžiku zavadnutí betonové směsi v čase 60 minut od

betonáže. Na jeho místo byl osazen indukčnostní snímač zapojený do sběrnice

dat. Časové intervaly záznamu přetvoření betonu se volí dle účelu zkoušky a dle

možnosti příslušné sběrnice dat. V našem případě byl zvolen časový interval 10

sekund. Byl zaznamenán čas počátku měření. Souběžně se zahájením měření

objemových změn byla zaznamenávána aktuální teplota a vlhkost okolního

prostředí. Při ponechání vzorku volnému vysychání je povolené rozmezí teplot 20

± 4 oC.

5. Pro přesnější propojení a interpretaci naměřených výsledků je nutno zahájit

měření smrštění na horním povrchu betonu co možná nejdříve. Měřící terče

zabetonované do horního povrchu tělesa, musí být v okamžiku zahájení měření

pevně spojeny s betonem, přičemž nesmí dojít k jejich posunu či zatlačení vlivem


59

měření.

6. Ztvrdlý beton se vyjme ze žlabu po dosažení manipulační pevnosti, v

našem případě po 40 hodinách. Po vyjmutí tělesa ze žlabu se vyjmou koncové

kotevní dílce. Bylo tak učiněno odříznutím krajních 100 milimetrů tělesa. Dále byla

odstraněna separační fólie.

7. Přetvoření ztvrdlého betonu měřené na povrchu těles vyjmutých z měřícího

žlabu se měří v časových intervalech přizpůsobených zejména okolním

podmínkám prostředí tak, aby celý průběh měření byl zachycen co možná

nejpřesněji. Po celou dobu měření byla zaznamenávána teplota a vlhkost okolního

prostředí.

8. Pro každou zkoušku se použije sada nejméně 2 zkušebních těles,

respektive 2 měřících žlabů naplněných čerstvým betonem. V našem případě byla

pro každou záměs použita sada 3 měřících žlabů. Pokud dojde k výkyvu teplot či

vlhkosti, je třeba výpočtem a grafickým vyjádřením výsledků zjistit vliv tohoto

výkyvu na výsledky měření. V našem případě k žádnému výkyvu nedošlo, protože

teplota i vlhkost byly v místnosti udržovány automatickou klimatizační jednotkou.

Detailní informace týkající se zkušebního postupu, vyjádření výsledků, validace

apod. jsou uvedeny ve Standardním operačním postupu pro stanovení smršťování

[26].

Měření objemových změn dle ČSN EN 73 1320 3.2.

Norma ČSN EN 73 1320 [24] předepisuje způsob stanovení objemových změn

betonu bez působení mechanického zatížení. Tyto změny se stanovují jako

poměrná podélná přetvoření hranolů, uložených v předepsaných podmínkách po

předepsanou dobu. Předepsané prostředí musí během uložení těles působit na

celý jejich povrch. Způsob uložení těles nesmí bránit jejich přetvoření.

Poměrná přetvoření se vynášejí do grafů v závislosti na čase.

Základní rozměry hranolů jsou 100 mm x 100 mm x 400 mm. Hranoly musí

odpovídat způsobem výroby a ošetření normě ČSN EN 12390-2 [36], přesností

rozměrů a tvaru požadavkům normě ČSN EN 12390-1 [35]. Pro každou zkoušku

se použije sada nejméně tří hranolů.

Hranoly se po odformování změří, zváží a stanoví se jejich objemová hmotnost

podle ČSN EN 12390-7 [37].


60

K měření délkových změn se použije měřící zařízení s přesností nejméně

1.10-5 poměrného přetvoření. Měrná základna má být nejméně 200 mm. Při

měření na povrchu těles se doporučuje měření na dvou protilehlých podélných

plochách tělesa. Přetvoření těles se měří v časových intervalech podle účelu

zkoušky tak, aby byl podrobně zachycen jejich průběh.

Z každého měření se vyhodnotí smrštění, popř. nabývání jako poměrné

podélné přetvoření εs,n v ‰ podle rovnice:

1000.,z

zn

ns

(19)

kde Δzn je délková změna měrné základny oproti výchozímu stavu

Δzn = zn – z v mm,

z je změřená délka měrné základny při zahájení měření v mm,

zn je změřená délka měrné základny v n-tý den tvrdnutí betonu v mm.

Při měření na dvou a více stranách hranolu se vyhodnotí aritmetický průměr

z těchto přetvoření. Naměřené hodnoty se nemají lišit od průměru o více než 20%.

Hodnoty smršťování a nabývání betonu jedné zkoušky se stanoví jako

aritmetický průměr poměrných podélných přetvoření stanovených na jednotlivých

hranolech celé sady.

3.2.1. Mechanické tenzometry

Tenzometry jsou zařízení sloužící k měření poměrného přetvoření. Mechanické

tenzometry měří deformaci obvykle pomocí břitů, hrotů nebo trnů. Používají se

k aplikaci na volném povrchu a jejich výhodou je lineární zvětšení deformace

v rozsahu celé stupnice. Jsou konstruovány buď pro přímé měření poměrné

deformace indikátorovými hodinkami, nebo mají pro zvýšení citlivosti hlavně u

menších odměrných délek pákové zvětšení pohybu. Místo indikátorových hodinek

lze u většiny konstrukcí mechanických tenzometrů použít elektrické snímače

posunutí, např. indukčnostní [19].


61

Obr. 22: Schéma mechanického tenzometru - vlevo [19]; námi používaný

mechanický (Holanův) tenzometr - vpravo

3.2.2. Strunové tenzometry

Principem činnosti strunových tenzometrů je změna frekvence vlastních kmitů

ocelové struny předepjaté mezi dvěma body, jejichž vzdálenost tvoří měrnou délku

tenzometru l0 [19].

Základem strunového tenzometru je napjatá ocelová struna, jejíž konce jsou

uchyceny v kotevních kamenech. Tento základní prvek je doplněn převodním

mechanismem převádějícím měřenou veličinu na změnu vzájemné vzdálenosti

kotevních bloků. Pro buzení, resp. snímání příčných kmitů struny je použit

elektromagnetický jednocívkový nebo dvoucívkový systém. Aby struna kmitala

harmonicky, musí na ni působit statická složka magnetického pole, což je

nejčastěji zajištěno permanentním magnetem umístěným v blízkosti struny, nebo

stejnosměrným posuvem budícího proudu cívky. Celý tento vlastní systém je

opatřen mechanickou ochranou [20].


62

Obr. 23: Zjednodušené schéma strunového tenzometru,

S – struna, C – elektromagnetická budící a snímací cívka [19]

Mezi výhody strunových tenzometrů patří jejich dlouhodobá stabilita, vysoká

odolnosti proti mechanickému poškození a velmi vysoká přesnost. Strunové

tenzometry lze zabudovat přímo do konstrukce, což umožňuje dlouhodobá měření

přímo in-situ. Nevýhodou je, že tento způsob měření je poměrně drahý –

strunových tenzometrů je při současném měření několika vzorků potřeba větší

množství. Dále se pomocí měření strunovými tenzometry nepodařilo zachytit

počáteční hodnoty smrštění, které probíhají v prvních 12 hodinách tuhnutí a

tvrdnutí betonu, což je velkým nedostatkem v případě betonů, u nichž v tomto

období nastává poměrně významné autogenní smrštění [11][20].

Obr. 24: Strunový tenzometr TSR/5.5/RT

Mezi další zařízení vhodná pro měření poměrných přetvoření patří například

laserové senzory, optické tenzometry, odporové tenzometry atd.


63

Dosažené výsledky 4.

Data získaná z měření byla zpracována do několika přehledných grafů. Jedná

se o graf smrštění měřeného v ose žlabu, graf smrštění měřeného příložným

tenzometrem a společný graf obou napojených měření. Dále pak byl vytvořen graf

porovnávající výsledky měření příložným a strunovým tenzometrem a graf

závislosti velikosti smrštění betonu na velikosti zkušebního tělesa.

Graf 5: Smrštění měřené v ose žlabu

-1,2

-1,1

-1

-0,9

-0,8

-0,7

-0,6

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0

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

sm

rště

ní

[m

m/m

]

doba zrání [dny]

1.záměs (bez protismršťovací př.) 2.záměs (s protismršťovací př.)





64

V grafu č. 5 jsou zobrazeny výsledky měření smrštění během prvních 40 hodin,

kdy byl beton uložen ve smršťovacím žlabu. Největším přínosem tohoto měření

bylo zachycení smrštění v průběhu prvních 24 hodin tuhnutí a tvrdnutí betonu.

Záměsi prakticky stejného složení, které se liší pouze přídavkem či absencí

přísady omezující smrštění, jsou vyobrazeny stejnými barvami a liší se pouze

odstínem těchto barev. Světlejším odstínem jsou vyobrazeny záměsi bez obsahu

protismršťovací přísady, tmavší přísadu obsahují.

Z výsledku měření vyplývá, že všechny záměsi s obsahem protismršťovací

přísady vykazují v průběhu prvních 40 hodin tuhnutí a tvrdnutí betonu menší

smrštění než záměsi bez obsahu přísady. Rozdíl činí cca 20%.

Dále lze z grafu vysledovat částečný vliv druhu křemičitého úletu na smrštění

betonu v raných fázích jeho zrání. Záměsi s křemičitým úletem „TYP 2“ (záměsi

3,4,7,8) vykazují průměrně o 5% nižší smrštění než záměsi s křemičitým úletem

„TYP 1“ (záměsi 1,2,5,6). Vliv druhu cementu není z grafu patrný.

Graf 6: Smrštění měřené na povrchu příložným tenzometrem

-0,6

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0

0 20 40 60 80 100 120

sm

rště

ní

[m

m/m

]

doba zrání [dny]






65

V grafu č. 6 jsou zobrazeny výsledky měření pomocí příložného tenzometru.

Z grafu vyplývá, že záměsi s obsahem protismršťovací přísady vykazují i při

dlouhodobějším vysychání smrštění v průměru o 20% menší než záměsi bez

přísady.

Dále lze z grafu vysledovat vliv druhu cementu. Zatímco v prvních hodinách

tuhnutí a tvrdnutí nebyl tento vliv patrný, při dlouhodobějším měření vykazují

záměsi s cementem „TYP A“ (záměsi 1 - 4) smrštění o cca 10% menší než záměsi

s cementem „TYP B“ (záměsi 5 – 8). Vliv druhu křemičitého úletu není z grafu tak

patrný jako vliv druhu cementu. Při detailnějším studiu výsledných hodnot zjistíme,

že záměsi s křemičitým úletem „TYP 2“ vykazují i při dlouhodobějším vysychání

nižší smrštění, a to v řádech jednotek procent.

Celkové rozdíly v chování jednotlivých záměsí i celková velikost smrštění jsou

ale zkresleny z důvodu absence měření v prvních 24 hodinách tuhnutí a tvrdnutí

betonu.

Graf 7: Napojení obou měření

-1,6

-1,4

-1,2

-1

-0,8

-0,6

-0,4

-0,2

0

0 20 40 60 80 100 120

sm

rště

ní

[m

m/m

]

doba zrání [dny]






66

V grafu č. 7 jsou zobrazeny výsledky po napojení obou měření. Díky zachycení

rozdílného chování záměsí v prvních 24 hodinách tuhnutí a tvrdnutí betonu

pomocí měření ve smršťovacích žlabech, lze po napojení výsledků

dlouhodobějšího měření příložným tenzometrem jasně sledovat rozdíly ve

smršťování jednotlivých záměsí. Díky tomu lze posoudit vliv přísad omezující

smrštění, definovat skutečné velikosti smrštění daných záměsí a následně určit

záměs s nejmenším naměřeným smrštěním.

Z grafu vyplývá, že protismršťovací přísady omezují celkovou velikost smrštění

o více než 20%.

Zajímavé je srovnání účinku jednotlivých složek na celkové smrštění betonu.

Zatímco v prvních 24 hodinách tuhnutí a tvrdnutí se projevoval vliv druhu

křemičitého úletu, při dlouhodobějším smrštění byl dominantní vliv druhu cementu.

Po napojení měření v obou stádiích zrání betonu lze říci, že nejmenšího smrštění

z hlediska vlivu použitých surovin dosáhly záměsi, které obsahovaly křemičitý úlet

„TYP 2“ a cement „TYP A“, tedy záměsi č. 3 a č. 4. Rozdíl činí cca 5 - 10 %. Po

přičtení vlivu protismršťovací přísady můžeme označit záměs č. 4 jako záměs

s nejmenším vykázaným smrštěním po 120 dnech zrání betonu. Ostatní záměsi

s různou kombinací použitých vstupních surovin (způsobujících větší či menší

smrštění v různých stádiích zrání betonu) vykázaly po 120 dnech zrání smrštění

přibližně stejné.

V grafu č. 8 jsou zobrazeny výsledky doplňkového měření smrštění na

zkušebních tělesech o velikosti průřezové plochy 100 mm x 100 mm. Jedná se o

porovnání výsledků měření strunovým a mechanickým tenzometrem. Začátek

tohoto měření je ihned po odformování zkušebního tělesa, tedy po 24 hodinách

jeho zrání.

Stejné záměsi jsou v grafu znázorněny stejnou barvou, hodnoty smrštění

naměřené strunovými tenzometry jsou v grafu čárkovaně, hodnoty naměřené

mechanickým tenzometrem jsou v grafu plnou čarou.


67

Graf 8: Porovnání výsledků měření smrštění pomocí strunového a mechanického

tenzometru

Z grafu vyplývá, že obě tyto měřící metody přinesly téměř shodné výsledky.

Výhodou strunových tenzometrů je snadná automatizace. Měření probíhalo

v hodinových intervalech a po celou dobu bylo automaticky zaznamenáváno

sběrnicí dat. Tím jsme snadno získali detailní záznam průběhu smrštění v období

1 - 120 dní zrání betonu a zároveň byla vyloučena možná chyba měření

způsobena lidským faktorem.

-0,6

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0

0 20 40 60 80 100 120

sm

rště

ní

[mm

/m]

doba zrání [dny]

1.záměs-strunový t. 1.záměs-mechanický t.









68

Graf 9: Vliv velikosti tělesa na smrštění

V grafu č. 9 jsou porovnány výsledky měření mechanickým tenzometrem na

tělesech s průřezovou plochou 60 x 100 mm a plochou 100 x 100 mm s cílem

zjistit vliv rozdílné průřezové plochy na průběh a velikost smrštění. Na základě

výsledků měření po dobu 120 dní zrání betonu lze říci, že zkušební tělesa o větší

průřezové ploše vykazovala v prvních 80 - 90 dnech větší smrštění. Ve stáří 120

dní zrání betonu již nebyl rozdíl mezi velikostí zkušebních těles patrný a ta

vykazovala přibližně stejné hodnoty smrštění pro danou záměs.

-0,6

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0

0 20 40 60 80 100 120

sm

rště

ní

[mm

/m]

doba zrání [dny]

1.záměs-průřez tělesa 60x100mm 1.záměs-průřez tělesa 100x100mm









69

Závěr V.

Cílem této práce bylo prozkoumat vliv přísad redukujících smrštění na

reologické vlastnosti vysokopevnostního betonu.

Teoretická část je zaměřena na vysokopevnostní betony po stránce jejich

složení a vlastností. Dále obsahuje podrobný rozbor problematiky smršťování

cementových kompozitů. Celkové smrštění je rozděleno na jednotlivá elementární

smrštění. U každého je podrobně popsána podstata jeho vzniku včetně faktorů

ovlivňujících jeho velikost. V závěru teoretické části práce jsou uvedeny základní

přísady používané k omezení smrštění cementových kompozitů.

V rámci experimentu bylo vyrobeno celkem osm různých zkušebních záměsí

kombinací více druhů vstupních surovin. Kombinací měření poměrných přetvoření

ve smršťovacích žlabech a měření příložným mechanickým tenzometrem bylo

možné stanovit celkový vývoj smrštění v průběhu 120 dnů zrání betonu, včetně

prvních 24 hodin jeho tuhnutí a tvrdnutí.

Prvních 40 hodin byl zkoumaný beton uložen ve smršťovacím žlabu vyloženém

separační fólií. Zachycení průběhu smršťování v tomto období bylo velice důležité,

protože jeho velikost činila téměř dvě třetiny z celkové velikosti smrštění po 120

dnech zrání betonu. Smrštění v tomto období bylo způsobeno buď autogenním

smrštěním, smrštěním vysycháním nebo, což je nejpravděpodobnější, kombinací

obou. Jedná se totiž o smršťování betonu s nízkým vodním součinitelem a

s obsahem křemičitých úletů, u kterého nebylo nijak zabráněno odparu vody

z povrchu.

U záměsí bez přídavku protismršťovací přísady bylo v čase 40 hodin zjištěno

průměrné smrštění 1,05 mm/m, u záměsí s protismršťovací přísadou smrštění

0,85 mm/m. Z uvedeného vyplývá, že v počátečním období zrání betonu se

protismršťovací přísada projevila jako účinná a dokázala smrštění redukovat o cca

20%. Dále bylo zjištěno, že se velikost smrštění v tomto období lišila s druhem

použitého křemičitého úletu. Způsobilo to pravděpodobně rozdílné chemické

složení jednotlivých druhů křemičitých úletů a jeho vliv na autogenní smršťování.

Po vyjmutí ze smršťovacího žlabu po 40 hodinách zrání byl zatvrdlý beton

vystaven volnému vysychání v normálních laboratorních podmínkách (21°C,

RV 50%). I v tomto období snižovala protismršťovací přísada smrštění betonu o

cca 20%. Po 120 dnech zrání činilo celkové smrštění betonu bez protismršťovací


70

přísady cca 1,6 mm/m, betonu s přísadou cca 1,3 mm/m. V tomto období se navíc

projevil vliv druhu použitého cementu. Pravděpodobnou příčinou byly rozdíly v

jemnosti mletí a složení jednotlivých druhů cementů a jejich vliv na vlhkostní

smršťování.

Závěrem lze konstatovat, že použitá protismršťovací přísada se projevila jako

účinná při redukci objemových změn vysokopevnostního betonu. Dokázala snížit

celkové smrštění tohoto betonu o více než 20%. Určitý vliv na velikost smrštění

měl druh použitého cementu i křemičitého úletu. Pro podrobnější zkoumání tohoto

jevu, by bylo vhodné jasně determinovat jednotlivé druhy projevujících se smrštění

s určením velikosti vlivu působení jak cementu, tak i křemičitého úletu.


71

SEZNAM POUŽITÝCH ZDROJŮ: VI.

ODBORNÉ PUBLIKACE, MONOGRAFIE, VĚDECKÉ PRÁCE

[1] SVOBODA, L. Stavební hmoty. 2. přeprac. a dopl. vyd. Bratislava: Jaga,

2007, 400 s. ISBN 978-80-8076-057-1.

[2] AÏTCIN, P-C. Vysokohodnotný beton. 1. české vyd. Praha: ČKAIT, 2005,

320 s. Betonové stavitelství. ISBN 80-867-6939-9.

[3] COLLEPARDI, M. Moderní beton. 1. vyd. Praha: Pro Českou komoru

autorizovaných inženýrů a techniků činných ve výstavbě (ČKAIT) vydalo

Informační centrum ČKAIT, 2009, 342 s. ISBN 978-80-87093-75-7.

[4] HELA, R. Technologie betonu II. Brno 2007. Učební opory VUT FAST Brno.

148 s.

[5] BAJZA, A., ROUSEKOVÁ I. Technológia betónu. Bratislava: Jaga, 2006,

190 s. ISBN 80-807-6032-2.

[6] HÁJEK, P. Význam betonu a betonových konstrukcí z hlediska kritérií

udržitelné výstavby. Časopis stavebnictví: časopis stavebních inženýrů,

techniků a podnikatelů. Brno: EXPO DATA, 2007, 1., 11-12, s. 31-34.

ISSN 1802-2030.

[7] NEDBAL F., Mazurová, M., Trtík K.: Speciální betony, Praha: Svaz výrobců

betonu ČR, 2001, ISBN 80-238-2678-6.

[8] L‘HERMITE, R. Volume Changes in Concrete. Proceedings of the 4th

International Symposium on Chemistry of Cement. National Bureau of

Standards. Washington DC 1960.

[9] ROPER, H.. Cement Paste Shrinkage – Relationship to Hydration, Young’s

Modulus and Concrete shrinkage. Vol.III. Proceedings of the 5th

International Symposium on the Chemistry of Cement. Tokyo 1968.

[10] COLLEPARDI, M., BORSOI, A., COLLEPARDI, S., TROLI, R., Strength,

Shrinkage, Creep of Self – Compacting Concretes and Flowing Concretes.

Proceedings of the 4th International RILEM Symposium on Self –

Compacting Concretes. Chicago 2005.

[11] ČERVENKA, J. Ověření účinnosti přísad redukujících smrštění při přípravě

potěrových materiálů: Bakalářská práce. Brno, 2011. 52 stran, 2 strany příloh.

Vysoké učení technické v Brně. Fakulta stavební. Ústav stavebního

zkušebnictví. Vedoucí bakalářské práce Ing. Barbara Kucharczyková, Ph.D.

http://www.keramzit.cz/




72

[12] BODNÁROVÁ, L. Kompozitní materiály ve stavebnictví. Brno: Akademické

nakladatelství CERM, 2002. 122 s. ISBN 80-214-2266-1.

[13] NEVILLE, A. M. Properties of Concrete. 1st pub. London: Pearson, 2011,

xix, 846 s. ISBN 978-0-273-75580-7.

[14] PYTLÍK, P. Technologie betonu. 2. vyd. Brno: VUTIUM, 2000, 390 s. ISBN

80-214-1647-5.

[15] HELA, R.: Technologie betonu I. Brno 2005. Učební opory VUT FAST Brno.

110 s.

[16] Paulini, P.: A Weighing Method for Cement Hydration, 9th International

Congress on the Chemistry of Cement. New Delhi 1992.

[17] BERKE, N. S., LI, L., HICKS, M. C., BAL, J.: Improving Concrete

Performance with Shrinkage-Reducing Admixtures, Proceedings of the

Seventh CANMET/ACI International Conference on Superplasticizers and

Other Chemical Admixtures in Concrete. Berlin 2003.

[18] MINDESS, S., YOUNG J., DARWIN D. Concrete. 2nd ed. Upper Saddle

River, NJ: Prentice Hall, c2003, xi, 644 p. ISBN 01-306-4632-6.

[19] SCHMID, P.: Zkušebnictví a technologie-Modul BI02-M02-Stavební

zkušebnictví. Brno. Učební opory VUT FAST Brno. 48 s.

[20] CHYTIL, J.: Metody měření poměrného přetvoření na konstrukci. Brno,

2012. 51 s., 24s. příloh. Bakalářská práce. Vysoké učení technické v Brně.

Fakulta stavební. Ústav stavebního zkušebnictví. Vedoucí práce: Ing. Petr

Daněk, Ph.D.

INTERNETOVÉ ZDROJE

[21] www.ebeton.cz (6.12.2012)

[22] www.compassholding.com (9.12.2012)

[23] www.schleibinger.com (18.12.2012)

NORMY, SMĚRNICE, VYHLÁŠKY

[24] ČSN 73 1320 Stanovení objemový změn betonu, ÚNM, 1988.

[25] KUCHARCZYKOVÁ B., DANĚK, P., MISÁK, P., VYMAZAL, T. Vysoké

učení technické Brno: Zařízení pro měření poměrných přetvoření betonu a

cementových kompozitů, užitný vzor č. 21600, national utility model

application. Praha 2011.


http://www.ebeton.cz/

http://www.compassholding.com/

http://www.schleibinger.com/


73

[26] KUCHARCZYKOVÁ B., VYMAZAL T., DANĚK, P., MISÁK, P.,

POSPÍCHAL, O.: SOP 01/ 09; Standardní operační postup pro stanovení

smršťování a nabývání betonu Vysoké učení technické Brno, Fakulta

stavební, Ústav stavebního zkušebnictví, Brno 2009. (schválená metodika)

[27] ČSN EN 12 620+A1 Kamenivo do betonu, ČNI, 2008.

[28] ČSN EN 934-2+A1 Přísady do betonu, malty a injektážní malty – Část 2:

Přísady do betonu – Definice, požadavky, shoda, označování a značení

štítkem, ČNI, 2012.

[29] ČSN EN 206-1 Beton – Část 1: Specifikace, vlastnosti, výroba a shoda,

ČNI, 2001.

[30] ČSN EN 197-1 Cement – Část 1: Složení, specifikace a kritéria shody

cementů pro obecné použití, ČNI, 2001.

[31] ČSN EN 1008 Záměsová voda do betonu – Specifikace pro odběr vzorků,

zkoušení a posouzení vhodnosti vody, včetně vody získané při recyklaci

v betonárně, jako záměsové vody do betonu, ČNI, 2003.

[32] ČSN EN 1097-5 Zkoušení mechanických a fyzikálních vlastností kameniva

– Část 5: Stanovení vlhkosti sušením v sušárně, ČNI, 2008.

[33] ČSN EN 12350-6 Zkoušení čerstvého betonu – Část 6: Objemová

hmotnost, ČNI, 2009.

[34] ČSN EN 12350-8 Zkoušení čerstvého betonu – Část 8: Samozhutnitelný

beton – Zkouška sednutí-rozlitím, ČNI, 2010.

[35] ČSN EN 12390-1 Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 1: Tvar, rozměry a jiné

požadavky na zkušební tělesa a formy, ČNI, 2001.

[36] ČSN EN 12390-2 Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 2: Výroba a ošetřování

zkušebních těles pro zkoušky pevnosti, ČNI, 2009.

[37] ČSN EN 12390-7 Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 7: Objemová hmotnost

ztvrdlého betonu, ČNI, 2009.

[38] ČSN EN 12390-3 Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 3: Pevnost v tlaku

zkušebních těles, ČNI, 2009.

[39] ČSN EN 12390-5 Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 5: Pevnost v tahu

ohybem zkušebních těles, ČNI, 2009.

[40] ČSN EN 12390-6 Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 6: Pevnost v příčném

tahu zkušebních těles, ČNI, 2010.


74

[41] ČSN ISO 6784 Beton – Stanovení statického modulu pružnosti v tlaku,

FÚNM, 1993.

[42] ČSN EN 12390-8 Zkoušení ztvrdlého betonu – Část 8: Hloubka průsaku

tlakovou vodou, ČNI, 2009.

[43] ČSN 73 1326 Stanovení odolnosti povrchu cementového betonu proti

působení vody a chemických rozmrazovacích látek, ÚNM, 1985.

[44] ČSN 73 6174 Stanovení modulu pružnosti a přetvárnosti betonu ze zkoušky

v tahu ohybem, ČNI, 1994.

SEZNAM POUŽITÝCH ZKRATEK A SYMBOLŮ VII.

ČB čerstvý beton

ZB ztvrdlý beton

w ; w/c vodní součinitel

SRA přísada omezující smrštění (z angl. shrinkage reducing admixtures)

hm. hmotnost

obj. objem

viz lze vidět

atp. a tak podobně

atd. a tak dále

tab. tabulka

obr. obrázek

rov. rovnice

RV relativní vlhkost

Δ změna

CHRL chemické rozmrazovací látky

cca přibližně

SEZNAM PŘÍLOH VIII.

Příloha P1 – Fotodokumentace výroby

Příloha P2 – Tabelární část


75

PŘÍLOHY IX.

P1 – Fotodokumentace výroby

Obr. 25: Výroba betonu pod odborným dohledem Ing. Oldřicha Žaluda

Obr. 26: Stanovení hodnoty sednutí-rozlitím


76

Obr. 27: Sada vyrobených zkušebních hranolů

Obr. 28: Vyrobená zkušební tělesa ve vodním uložení

Obr. 29: Stanovení hloubky průsaku tlakovou vodou


77

Obr. 30: Stanovení odolnosti proti CHRL

Obr. 31: Stanovení pevnosti v tlaku


78

Obr. 32: Stanovení statického modulu pružnosti v tlaku

Obr. 33: Měření poměrného přetvoření pomocí smršťovacích žlabů


79

Obr. 34: Zkušební tělesa po vyjmutí ze smršťovacích žlabů

Obr. 35: Měření poměrného přetvoření příložným tenzometrem

Obr. 36: Měření poměrného přetvoření strunovými tenzometry


80

P2 – Tabelární část

1.

be

toná

ž –

vyro

be

no

: 1

7.

7. 2

01

2, zko

uše

no 1

4.

8.

20

12

kry

ch

le

a

b

h

m

t1

t2

t3

F

R

OH

[m

m]

[mm

] [m

m]

[g]

[μs]

[μs]

[μs]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

K1

/1

151

,86

150

,00

150

,23

813

5

31

,3

31

,7

31

,5

218

2,0

9

5,8

2

38

0

K1

/2

150

,42

150

,07

150

,23

816

6

31

,2

31

,4

31

,1

245

5,2

1

08

,8

241

0

K1

/3

151

,33

150

,72

150

,10

816

0

30

,6

31

,3

31

,2

217

7,0

9

5,4

2

38

0

h

ran

oly

a

b

l m

t1

t2

t3

ft

ff

fl

F

R

OH

E

tla

k

[m

m]

[mm

] [m

m]

[g]

[μs]

[μs]

[μs]

[kH

z]

[kH

z]

[kH

z]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

[GP

a]

H1

/1

99

,68

100

,03

399

,5

962

8

82

,2

83

,4

82

,3

335

9

247

2

567

9

34

,5

10

,4

242

0

43

,1

H1

/2

100

,29

99

,93

399

,5

966

0

82

,9

83

,9

83

,3

335

5

248

9

566

4

x

x

241

0

44

,0

H1

/3

100

,80

100

,02

400

,0

961

1

82

,9

83

,3

83

,1

335

5

245

6

568

7

36

,5

10

,9

238

0

42

,9

H1

/4

101

,11

99

,99

400

,0

964

5

82

,4

83

,7

83

,0

336

4

245

0

568

7

x

x

239

0

x

h

ran

oly

– p

říč

ný t

ah

na z

lom

cíc

h

F

ma

x

R

[k

N]

[MP

a]

H1

/1A

1

02

,0

6,5

1

H1

/1B

1

27

,2

8,0

8

H1

/3A

1

26

,4

7,9

8

H1

/3B

1

13

,8

7,1

7


81

2.

be

toná

ž –

vyro

be

no

: 2

3.

7. 2

01

2, zko

uše

no 2

0.

8.

20

12

kry

ch

le

a

b

h

m

t1

t2

t3

F

R

OH

[m

m]

[mm

] [m

m]

[g]

[μs]

[μs]

[μs]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

K2

/1

150

,06

151

,44

150

,10

816

9

30

,7

30

,7

30

,9

235

9,0

1

03

,8

239

0

K2

/2

150

,14

150

,36

150

,20

810

0

30

,8

31

,3

31

,0

232

4,8

1

03

,0

239

0

K2

/3

150

,24

150

,83

150

,06

815

2

30

,9

31

,2

30

,8

213

7,1

9

4,3

2

40

0

h

ran

oly

a

b

l m

t1

t2

t3

ft

ff

fl

F

R

OH

E

tla

k

[m

m]

[mm

] [m

m]

[g]

[μs]

[μs]

[μs]

[kH

z]

[kH

z]

[kH

z]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

[GP

a]

H2

/1

100

,73

99

,89

399

,5

966

0

82

,9

83

,0

82

,0

333

3

247

2

564

2

33

,5

10

,0

240

0

45

,5

H2

/2

100

,27

100

,05

399

,5

959

4

82

,8

83

,5

81

,9

334

6

245

3

567

2

x

x

239

0

44

,3

H2

/3

98

,66

100

,02

400

,0

938

2

82

,4

83

,4

82

,6

335

5

241

1

565

7

32

,3

9,8

2

38

0

42

,1

H2

/4

101

,64

100

,01

399

,0

976

4

82

,6

83

,7

82

,5

335

9

249

5

567

9

x

x

241

0

x

h

ran

oly

– p

říč

ný t

ah

na z

lom

cíc

h

F

ma

x

R

[k

N]

[MP

a]

H2

/1A

1

25

,5

7,9

4

H2

/1B

1

23

,5

7,8

4

H2

/3A

1

16

,4

7,5

1

H2

/3B

1

30

,1

8,1

5


82

3.

be

toná

ž –

vyro

be

no

: 2

5.

7. 2

01

2, zko

uše

no 2

2.

8.

20

12

kry

ch

le

a

b

h

m

t1

t2

t3

F

R

OH

[mm

] [m

m]

[mm

] [g

] [μ

s]

[μs]

[μs]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

K3

/1

150

,11

151

,65

150

,13

813

9

30

,6

31

,0

31

,2

226

0,9

9

9,3

2

38

0

K3

/2

150

,20

150

,73

150

,10

809

0

30

,4

30

,8

30

,9

218

0,1

9

6,3

2

38

0

K3

/3

150

,28

150

,88

150

,44

816

1

30

,4

31

,2

31

,1

234

8,4

1

03

,6

239

0

h

ran

oly

a

b

l m

t1

t2

t3

ft

ff

fl

F

R

OH

E

tla

k

[m

m]

[mm

] [m

m]

[g]

[μs]

[μs]

[μs]

[kH

z]

[kH

z]

[kH

z]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

[GP

a]

H3

/1

100

,65

100

,25

400

,0

960

5

82

,7

83

,0

82

,4

334

6

246

3

564

9

30

,5

9,0

2

38

0

46

,8

H3

/2

100

,70

100

,58

400

,0

970

4

82

,8

83

,1

82

,7

335

1

245

3

564

9

x

x

240

0

42

,3

H3

/3

99

,97

99

,91

399

,5

959

2

82

,1

83

,0

82

,6

334

2

244

7

564

2

33

,5

10

,1

240

0

43

,2

H3

/4

101

,03

99

,94

399

,5

961

6

83

,0

82

,7

82

,5

335

1

247

3

565

7

x

x

238

0

x

h

ran

oly

– p

říč

ný t

ah

na z

lom

cíc

h

F

ma

x

R

[k

N]

[MP

a]

H3

/1A

1

42

,0

8,9

6

H3

/1B

1

32

,7

8,3

4

H3

/3A

1

28

,7

8,2

0

H3

/3B

1

40

,6

8,8

6


83

4.

be

toná

ž –

vyro

be

no

: 3

0.

7. 2

01

2, zko

uše

no 2

7.

8.

20

12

kry

ch

le

a

b

h

m

t1

t2

t3

F

R

OH

[mm

] [m

m]

[mm

] [g

] [μ

s]

[μs]

[μs]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

K4

/1

150

,20

152

,41

150

,26

819

5

30

,5

30

,7

30

,9

216

9,2

9

4,8

2

38

0

K4

/2

150

,16

150

,60

150

,15

815

4

30

,4

30

,8

31

,0

238

0,5

1

05

,3

240

0

K4

/3

150

,24

152

,27

150

,34

823

5

30

,5

31

,4

31

,4

231

1,2

1

01

,0

239

0

h

ran

oly

a

b

l m

t1

t2

t3

ft

ff

fl

F

R

OH

E

tla

k

[m

m]

[mm

] [m

m]

[g]

[μs]

[μs]

[μs]

[kH

z]

[kH

z]

[kH

z]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

[GP

a]

H4

/1

100

,40

100

,62

399

,5

957

4

82

,4

83

,3

81

,8

337

0

247

0

569

5

33

,0

9,7

2

37

0

41

,3

H4

/2

100

,43

100

,65

399

,5

969

6

82

,1

83

,3

81

,8

336

2

246

8

569

1

x

x

240

0

42

,4

H4

/3

100

,11

98

,35

400

,0

951

7

81

,4

82

,5

82

,4

336

5

243

2

569

1

33

,5

10

,4

242

0

42

,6

H4

/4

100

,44

99

,12

399

,5

959

3

81

,5

82

,0

81

,8

337

7

246

1

570

9

x

x

241

0

x

h

ran

oly

– p

říč

ný t

ah

na z

lom

cíc

h

F

ma

x

R

[k

N]

[MP

a]

H4

/1A

1

11

,5

7,0

3

H4

/1B

1

39

,8

8,8

0

H4

/3A

1

02

,3

6,6

1

H4

/3B

1

18

,4

7,5

7


84

5.

be

toná

ž –

vyro

be

no

: 1

. 8

. 2

01

2,

zko

uše

no

29

. 8

. 2

01

2

kry

ch

le

a

b

h

m

t1

t2

t3

F

R

OH

[mm

] [m

m]

[mm

] [g

] [μ

s]

[μs]

[μs]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

K5

/1

150

,27

151

,74

150

,13

812

7

30

,4

31

,5

31

,2

226

0,7

9

9,1

2

37

0

K5

/2

150

,41

151

,76

150

,21

812

1

30

,5

31

,2

30

,7

238

9,3

1

04

,7

237

0

K5

/3

150

,20

151

,04

150

,33

815

7

30

,5

31

,1

31

,2

243

7,3

1

07

,4

239

0

h

ran

oly

a

b

l m

t1

t2

t3

ft

ff

fl

F

R

OH

E

tla

k

[m

m]

[mm

] [m

m]

[g]

[μs]

[μs]

[μs]

[kH

z]

[kH

z]

[kH

z]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

[GP

a]

H5

/1

99

,96

100

,72

399

,5

960

0

82

,6

83

,4

83

,1

332

9

243

9

563

6

39

,2

11

,6

239

0

43

,3

H5

/2

100

,18

100

,25

399

,5

961

5

82

,6

83

,2

82

,5

333

5

245

0

564

5

x

x

240

0

43

,5

H5

/3

100

,84

99

,23

399

,0

963

3

82

,2

83

,3

82

,6

334

3

246

1

569

5

42

,2

12

,8

241

0

43

,2

H5

/4

100

,05

100

,67

399

,5

968

2

81

,5

82

,6

82

,4

334

9

245

4

566

3

x

x

241

0

x

h

ran

oly

– p

říč

ný t

ah

na z

lom

cíc

h

F

ma

x

R

[k

N]

[MP

a]

H5

/1A

1

27

,1

8,0

4

H5

/1B

1

36

,1

8,6

3

H5

/3A

1

38

,2

8,7

9

H5

/3B

1

23

,7

7,8

2


85

6.

be

toná

ž –

vyro

be

no

: 6

. 8

. 2

01

2,

zko

uše

no

3.

9.

20

12

kry

ch

le

a

b

h

m

t1

t2

t3

F

R

OH

[mm

] [m

m]

[mm

] [g

] [μ

s]

[μs]

[μs]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

K6

/1

150

,17

148

,76

150

,18

802

5

30

,6

31

,0

30

,5

224

3,2

1

00

,4

239

0

K6

/2

150

,27

151

,51

150

,19

812

2

30

,0

30

,7

30

,7

216

3,6

9

5,0

2

38

0

K6

/3

150

,19

150

,68

150

,30

807

6

30

,7

31

,1

30

,8

204

2,1

9

0,2

2

37

0

h

ran

oly

a

b

l m

t1

t2

t3

ft

ff

fl

F

R

OH

E

tla

k

[m

m]

[mm

] [m

m]

[g]

[μs]

[μs]

[μs]

[kH

z]

[kH

z]

[kH

z]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

[GP

a]

H6

/1

100

,26

100

,11

399

,5

952

7

82

,0

83

,2

82

,8

334

3

245

2

564

2

37

,5

11

,2

238

0

42

,6

H6

/2

100

,03

100

,63

400

,0

952

3

83

,0

83

,2

82

,5

331

5

243

6

561

1

x

x

237

0

41

,5

H6

/3

100

,06

100

,85

400

,0

955

1

83

,6

83

,9

82

,9

332

8

245

9

561

2

38

,5

11

,3

237

0

43

,2

H6

/4

100

,26

100

,09

399

,5

952

2

82

,5

83

,0

82

,4

334

3

242

7

563

7

x

x

238

0

x

h

ran

oly

– p

říč

ný t

ah

na z

lom

cíc

h

F

ma

x

R

[k

N]

[MP

a]

H6

/1A

1

41

,0

8,9

4

H6

/1B

1

31

,3

8,3

0

H6

/3A

1

27

,7

8,0

6

H6

/3B

1

11

,5

7,0

7


86

7.

be

toná

ž –

vyro

be

no

: 8

. 8

. 2

01

2,

zko

uše

no

5.

9.

20

12

kry

ch

le

a

b

h

m

t1

t2

t3

F

R

OH

[mm

] [m

m]

[mm

] [g

] [μ

s]

[μs]

[μs]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

K7

/1

150

,22

150

,24

150

,13

805

9

30

,7

31

,3

30

,9

193

1,9

8

5,6

2

38

0

K7

/2

150

,35

150

,12

150

,84

807

5

32

,0

31

,7

31

,1

219

0,8

9

7,1

2

37

0

K7

/3

150

,18

150

,07

150

,17

811

3

31

,7

31

,8

32

,2

213

0,4

9

4,5

2

40

0

h

ran

oly

a

b

l m

t1

t2

t3

ft

ff

fl

F

R

OH

E

tla

k

[m

m]

[mm

] [m

m]

[g]

[μs]

[μs]

[μs]

[kH

z]

[kH

z]

[kH

z]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

[GP

a]

H7

/1

99

,84

101

,78

400

,0

963

4

83

,1

83

,4

82

,8

334

3

247

0

564

2

39

,0

11

,3

237

0

42

,6

H7

/2

99

,95

101

,38

400

,0

956

1

82

,8

83

,4

83

,0

332

8

244

3

563

2

x

x

236

0

41

,7

H7

/3

100

,08

101

,93

399

,5

961

2

82

,2

83

,3

82

,1

333

4

245

2

563

7

42

,0

12

,1

236

0

42

,1

H7

/4

100

,45

100

,20

400

,0

952

0

81

,9

83

,0

83

,1

333

1

243

8

566

9

x

x

236

0

x

h

ran

oly

– p

říč

ný t

ah

na z

lom

cíc

h

F

ma

x

R

[k

N]

[MP

a]

H7

/1A

1

35

,6

8,5

0

H7

/1B

1

70

,6

10

,72

H7

/3A

1

29

,5

8,0

8

H7

/3B

1

31

,7

8,3

3


87

8.

be

toná

ž –

vyro

be

no

: 1

3.

8. 2

01

2, zko

uše

no 1

0.

9.

20

12

kry

ch

le

a

b

h

m

t1

t2

t3

F

R

OH

[mm

] [m

m]

[mm

] [g

] [μ

s]

[μs]

[μs]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

K8

/1

150

,06

152

,70

150

,10

819

6

30

,4

31

,2

30

,8

212

6,7

9

2,8

2

38

0

K8

/2

150

,01

150

,96

150

,06

821

8

30

,6

31

,4

31

,5

222

1,5

9

8,1

2

42

0

K8

/3

150

,08

149

,76

150

,06

819

0

31

,2

31

,7

31

,2

212

0,9

9

4,4

2

43

0

h

ran

oly

a

b

l m

t1

t2

t3

ft

ff

fl

F

R

OH

E

tla

k

[m

m]

[mm

] [m

m]

[g]

[μs]

[μs]

[μs]

[kH

z]

[kH

z]

[kH

z]

[kN

] [M

Pa

] [k

g.m

-3]

[GP

a]

H8

/1

99

,81

100

,17

399

,5

968

5

83

,1

84

,6

85

,1

329

1

238

3

552

8

36

,0

10

,8

242

0

43

,4

H8

/2

99

,95

100

,83

400

,0

967

6

83

,4

84

,5

85

,2

938

6

237

7

553

8

x

x

240

0

42

,2

H8

/3

100

,17

99

,36

400

,0

962

3

83

,8

84

,9

85

,1

329

9

237

0

551

5

36

,0

10

,9

242

0

42

,3

H8

/4

100

,23

98

,61

399

,5

959

6

82

,6

82

,8

82

,4

332

9

240

1

564

5

x

x

243

0

x

h

ran

oly

– p

říč

ný t

ah

na z

lom

cíc

h

F

ma

x

R

[k

N]

[MP

a]

H8

/1A

1

24

,1

7,9

0

H8

/1B

1

08

,1

6,8

3

H8

/3A

1

03

,1

6,5

9

H8

/3B

1

22

,4

7,8

8


88

kry

ch

le –

stá

ří 9

0 d

ní-

pe

vn

ost

v t

lak

u

vyro

ben

o

vyzko

uše

no

m

a

b

h

F

R

[g]

[mm

] [m

m]

[mm

] [k

N]

[MP

a]

K1

/4

17

. 7

. 20

12

15

. 10

. 2

01

2

818

5,6

1

50

,05

150

,71

150

,08

237

0,5

1

04

,8

K1

/5

17

. 7

. 20

12

15

. 10

. 2

01

2

817

1,2

1

50

,06

150

,47

150

,11

236

0,1

1

04

,5

K1

/6

17

. 7

. 20

12

15

. 10

. 2

01

2

817

7,5

1

50

,01

150

,70

150

,13

237

7,7

1

05

,2

K2

/4

23

. 7

. 20

12

21

. 10

. 2

01

2

820

1,1

1

50

,08

150

,44

150

,10

239

5,2

1

06

,1

K2

/5

23

. 7

. 20

12

21

. 10

. 2

01

2

821

2,1

1

50

,10

149

,97

150

,13

218

6,2

9

7,1

K2

/6

23

. 7

. 20

12

21

. 10

. 2

01

2

819

7,0

1

50

,01

150

,21

150

,11

224

9,2

9

9,8

K3

/4

25

. 7

. 20

12

23

. 10

. 2

01

2

815

6,0

1

50

,06

150

,33

150

,10

226

5,1

1

00

,4

K3

/5

25

. 7

. 20

12

23

. 10

. 2

01

2

812

1,1

1

50

,09

149

,98

150

,05

229

8,8

1

02

,1

K3

/6

25

. 7

. 20

12

23

. 10

. 2

01

2

811

1,3

1

50

,13

150

,24

150

,11

220

5,0

9

7,8

K4

/4

30

. 7

. 20

12

28

. 10

. 2

01

2

812

0,9

1

50

,14

150

,31

150

,16

221

7,1

9

8,2

K4

/5

30

. 7

. 20

12

28

. 10

. 2

01

2

815

0,3

1

50

,02

150

,15

150

,15

231

1,1

1

02

,6

K4

/6

30

. 7

. 20

12

28

. 10

. 2

01

2

810

7,4

1

50

,09

149

,95

150

,05

231

9,9

1

03

,1

K5

/4

1. 8

. 2

01

2

30

. 10

. 2

01

2

813

2,2

1

50

,00

149

,99

150

,14

229

8,5

1

02

,2

K5

/5

1. 8

. 2

01

2

30

. 10

. 2

01

2

820

7,1

1

49

,82

152

,12

150

,10

237

2,3

1

04

,1

K5

/6

1. 8

. 2

01

2

30

. 10

. 2

01

2

822

1,9

1

50

,16

151

,02

150

,03

243

0,1

1

07

,2

K6

/4

6. 8

. 2

01

2

4. 1

1. 20

12

819

0,9

1

50

,12

150

,14

150

,10

221

5,3

9

8,3

K6

/5

6. 8

. 2

01

2

4. 1

1. 20

12

810

9,5

1

50

,05

149

,97

150

,02

220

5,9

9

8,0

K6

/6

6. 8

. 2

01

2

4. 1

1. 20

12

814

4,5

1

50

,21

151

,17

149

,92

220

2,4

9

7,0

K7

/4

8. 8

. 2

01

2

6. 1

1. 20

12

811

1,8

1

50

,06

151

,14

149

,98

238

0,7

1

05

,0

K7

/5

8. 8

. 2

01

2

6. 1

1. 20

12

819

7,8

1

50

,08

151

,50

150

,13

234

3,4

1

03

,1

K7

/6

8. 8

. 2

01

2

6. 1

1. 20

12

811

9,6

1

50

,19

150

,87

150

,16

240

8,5

1

06

,3

K8

/4

13

. 8

. 20

12

11

. 11

. 2

01

2

817

6,6

1

50

,12

150

,52

150

,09

219

8,1

9

7,3

K8

/5

13

. 8

. 20

12

11

. 11

. 2

01

2

814

4,3

1

49

,90

149

,86

150

,05

227

5,7

1

01

,3

K8

/6

13

. 8

. 20

12

11

. 11

. 2

01

2

816

4,3

1

49

,99

149

,94

150

,17

235

8,8

1

04

,9


89

kry

ch

le –

stá

ří 9

0 d

ní-

od

oln

osti

pro

ti C

HR

L

vyro

ben

o

vyzko

uše

no

Ro

zm

ěry

[m

m]

Od

pa

d p

o c

ykle

ch

[g

]

a [

mm

] b

[m

m]

h [

mm

] 2

5

50

75

100

K1

/7

17

. 7

. 20

12

15

. 10

. 2

01

2

150

,19

150

,07

150

,14

0,0

0

,2

0,2

0

,1

K1

/8

17

. 7

. 20

12

15

. 10

. 2

01

2

150

,12

150

,07

150

,11

0,1

0

,3

0,1

0

,2

K1

/9

17

. 7

. 20

12

15

. 10

. 2

01

2

150

,04

150

,12

150

,19

0,0

0

,1

0,1

0

,1

K2

/7

23

. 7

. 20

12

21

. 10

. 2

01

2

150

,12

150

,05

150

,07

0,2

0

,3

0,5

0

,2

K2

/8

23

. 7

. 20

12

21

. 10

. 2

01

2

150

,17

150

,11

150

,06

0,3

0

,0

0,5

0

,3

K2

/9

23

. 7

. 20

12

21

. 10

. 2

01

2

150

,05

150

,01

149

,99

0,1

0

,2

0,4

0

,3

K3

/7

25

. 7

. 20

12

23

. 10

. 2

01

2

150

,01

150

,03

150

,12

0,0

0

,1

0,2

0

,1

K3

/8

25

. 7

. 20

12

23

. 10

. 2

01

2

150

,10

150

,08

150

,14

0,1

0

,1

0,2

0

,2

K3

/9

25

. 7

. 20

12

23

. 10

. 2

01

2

150

,08

150

,06

150

,04

0,1

0

,0

0,3

0

,2

K4

/7

30

. 7

. 20

12

28

. 10

. 2

01

2

150

,14

150

,09

149

,94

0,2

0

,0

0,3

0

,1

K4

/8

30

. 7

. 20

12

28

. 10

. 2

01

2

150

,06

150

,01

150

,00

0,1

0

,1

0,3

0

,2

K4

/9

30

. 7

. 20

12

28

. 10

. 2

01

2

150

,08

150

,09

149

,99

0,0

0

,2

0,1

0

,2

K5

/7

1. 8

. 2

01

2

30

. 10

. 2

01

2

150

,05

150

,10

149

,98

0,1

0

,2

0,1

0

,2

K5

/8

1. 8

. 2

01

2

30

. 10

. 2

01

2

150

,02

150

,02

150

,07

0,2

0

,0

0,4

0

,2

K5

/9

1. 8

. 2

01

2

30

. 10

. 2

01

2

150

,11

150

,03

150

,05

0,3

0

,2

0,4

0

,1

K6

/7

6. 8

. 2

01

2

4. 1

1. 20

12

150

,03

150

,12

150

,01

0,0

0

,2

0,5

0

,3

K6

/8

6. 8

. 2

01

2

4. 1

1. 20

12

150

,04

150

,13

150

,08

0,2

0

,4

0,3

0

,1

K6

/9

6. 8

. 2

01

2

4. 1

1. 20

12

150

,13

150

,04

150

,03

0,3

0

,0

0,6

0

,1

K7

/7

8. 8

. 2

01

2

6. 1

1. 20

12

150

,05

150

,10

150

,05

0,2

0

,0

0,5

0

,2

K7

/8

8. 8

. 2

01

2

6. 1

1. 20

12

150

,09

150

,08

149

,97

0,1

0

,3

0,2

0

,2

K7

/9

8. 8

. 2

01

2

6. 1

1. 20

12

150

,04

150

,01

149

,99

0,0

0

,2

0,4

0

,3

K8

/7

13

. 8

. 20

12

11

. 11

. 2

01

2

150

,03

150

,04

150

,80

0,3

0

,2

0,6

0

,4

K8

/8

13

. 8

. 20

12

11

. 11

. 2

01

2

150

,11

150

,01

150

,10

0,4

0

,0

0,8

0

,3

K8

/9

13

. 8

. 20

12

11

. 11

. 2

01

2

150

,05

150

,13

150

,00

0,3

0

,1

0,5

0

,5

Documents

VYSOKÉ UENÍ TECHNIC KÉ V BRNĚ - core.ac.uk · v betonu při běžných teplotách dochází k znanému nevratnému smršťování v důsledku ztráty vlhkosti, probíhající