VYSOKÉ UENÍ TECHNIC KÉ V BRNĚ - core.ac.uk · v betonu při běžných teplotách dochází k...
Transcript of VYSOKÉ UENÍ TECHNIC KÉ V BRNĚ - core.ac.uk · v betonu při běžných teplotách dochází k...
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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,
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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]
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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]
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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]
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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]
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Stanovení objemové hmotnosti – dle ČSN EN 12390-7 Zkoušení
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]
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
52
hranoly
Stanovení objemové hmotnosti – dle ČSN EN 12390-7 Zkoušení
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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]
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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].
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.)
3.záměs (bez protismršťovací př.) 4.záměs (s protismršťovací př.)
5.záměs (bez protismršťovací př.) 6.záměs (s protismršťovací př.)
7.záměs (bez protismršťovací př.) 8.záměs (s protismršťovací př.)
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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]
1.záměs (bez protismršťovací př.) 2.záměs (s protismršťovací př.)
3.záměs (bez protismršťovací př.) 4.záměs (s protismršťovací př.)
5.záměs (bez protismršťovací př.) 6.záměs (s protismršťovací př.)
7.záměs (bez protismršťovací př.) 8.záměs (s protismršťovací př.)
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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]
1.záměs (bez protismršťovací př.) 2.záměs (s protismršťovací př.)
3.záměs (bez protismršťovací př.) 4.záměs (s protismršťovací př.)
5.záměs (bez protismršťovací př.) 6.záměs (s protismršťovací př.)
7.záměs (bez protismršťovací př.) 8.záměs (s protismršťovací př.)
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
2.záměs-strunový t. 2.záměs-mechanický t.
3.záměs-strunový t. 3.záměs-mechanický t.
4.záměs-strunový t. 4.záměs-mechanický t.
5.záměs-strunový t. 5.záměs-mechanický t.
6.záměs-strunový t. 6.záměs-mechanický t.
7.záměs-strunový t. 7.záměs-mechanický t.
8.záměs-strunový t. 8.záměs-mechanický t.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
2.záměs-průřez tělesa 60x100mm 2.záměs-průřez tělesa 100x100mm
3.záměs-průřez tělesa 60x100mm 3.záměs-průřez tělesa 100x100mm
4.záměs-průřez tělesa 60x100mm 4.záměs-průřez tělesa 100x100mm
5.záměs-průřez tělesa 60x100mm 5.záměs-průřez tělesa 100x100mm
6.záměs-průřez tělesa 60x100mm 6.záměs-průřez tělesa 100x100mm
7.záměs-průřez tělesa 60x100mm 7.záměs-průřez tělesa 100x100mm
8.záměs-průřez tělesa 60x100mm 8.záměs-průřez tělesa 100x100mm
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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.
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
75
PŘÍLOHY IX.
P1 – Fotodokumentace výroby
Obr. 25: Výroba betonu pod odborným dohledem Ing. Oldřicha Žaluda
Obr. 26: Stanovení hodnoty sednutí-rozlitím
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
76
Obr. 27: Sada vyrobených zkušebních hranolů
Obr. 28: Vyrobená zkušební tělesa ve vodním uložení
Obr. 29: Stanovení hloubky průsaku tlakovou vodou
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
77
Obr. 30: Stanovení odolnosti proti CHRL
Obr. 31: Stanovení pevnosti v tlaku
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
78
Obr. 32: Stanovení statického modulu pružnosti v tlaku
Obr. 33: Měření poměrného přetvoření pomocí smršťovacích žlabů
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
79
Obr. 34: Zkušební tělesa po vyjmutí ze smršťovacích žlabů
Obr. 35: Měření poměrného přetvoření příložným tenzometrem
Obr. 36: Měření poměrného přetvoření strunovými tenzometry
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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
Jiří Červenka Diplomová práce 2013
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