Rok 2010 - Katedra Inżynierii Materiałów i Procesów Budowlanych

Transkrypt

XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
„Cement – właściwości i zastosowanie”
GÓRAŻDŻE CEMENT S.A.
Katedra Inżynierii Materiałów i Procesów Budowlanych
Wydział Budownictwa Politechniki Śląskiej w Gliwicach
GÓRAŻDŻE CEMENT
HEIDELBERGCEMENT Group
REOLOGIA W TECHNOLOGII
BETONU
Gliwice
2010
1
KOMITET PROGRAMOWY
Przewodniczący:
prof. dr hab. inż. JANUSZ SZWABOWSKI
Politechnika Śląska
ANDRZEJ BALCEREK
Prezes Zarządu, Dyrektor Generalny Górażdże Cement S.A.
Członkowie:
CZESŁAW NIERZWICKI
Dyrektor Handlowy, Członek Zarządu Górażdże Cement S.A.
dr hab. inż. ZBIGNIEW GIERGICZNY, prof. nzw. w Pol. Śl.
Politechnika Śląska; Górażdże Cement S.A.
dr hab. inż. JACEK GOŁASZEWSKI, prof. nzw. w Pol. Śl.
dr hab. inż. ELŻBIETA HORSZCZARUK
Zachodniopomorski Uniwersytet Technologiczny w Szczecinie
prof. dr hab. inż. WIESŁAWA NOCUŃ-WCZELIK
Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie
Sekretariat sympozjum:
Magdalena Piasecka, Jolanta Katuszonek
Katedra Inżynierii Materiałów i Procesów Budowlanych
Wydział Budownictwa Politechniki Śląskiej
ul. Akademicka 5, 44-100 Gliwice
tel. (0-32) 237-22-94
fax (0-32) 237-27-37
e-mail: [email protected]
2
SPIS TREŚCI
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
I sesja
1.
Przewodniczący sesji - prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski
Efekt synergii dodatków mineralnych w składzie cementów
wieloskładnikowych . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
- str. 5
- dr inż. Albin Garbacik, ICiMB Oddział w Krakowie, dr hab. inż. Zbigniew
Giergiczny, prof. nzw. w Pol. Śl., Górażdże Cement S.A.
2. Metody badań odporności korozyjnej cementów . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
- str. 15
- mgr inż. Monika Dąbrowska, Górażdże Cement S.A.; dr hab. inż. Zbigniew
Giergiczny, prof. nzw. w Pol. Śl., Górażdże Cement S.A.
3. Nanotechnologia w prefabrykacji betonowej
....................
- str. 45
- mgr inż. Tomasz Pużak, Górażdże Cement S.A., mgr inż. Henryk Skalec,
P.V. Prefabet Kluczbork Sp. z o.o., inż. Konrad Grzesiak, BASF Polska Sp. z o.o.
4.
System Sika ColorFlo. Kolorowy beton
. . . . . . . . . . . . . - str. 57
- mgr inż. Wojciech Świerczyński, Sika Poland Sp. z o.o.
5.
Kształtowanie mrozoodporności betonów z dodatkiem popiołu lotnego . . . . - str. 63
- dr inż. Aneta Nowak-Michta, Politechnika Krakowska
II sesja
1.
Przewodniczący sesji - dr hab. inż. Zbigniew Giergiczny,
prof. nzw. w Pol. Śl., Politechnika Śląska, Górażdże Cement S.A.
Oddziaływanie wybranych domieszek do betonu na szybkość hydratacji
cementu
........................................
- str. 79
- prof. dr hab. inż. Wiesława Nocuń-Wczelik, AGH Kraków
2.
Urabialność betonu samozagęszczalnego – wymagania i metody badań
- str 93
- prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski, Politechnika Śląska
3.
Temperatura a urabialność betonów nowej generacji . . . . . . . . . . . . . .
- str. 111
- dr hab. inż. Jacek Gołaszewski, prof. nzw. w Pol. Śl.,
3
4.
Zastosowanie betonu samozagęszczalnego w produkcji systemów wodnokanalizacyjnych
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 129
- dr inż. Grzegorz Śmiertka, ZPB Kaczmarek w Rawiczu, mgr inż. Tomasz Pużak,
Górażdże Cement S.A., mgr inż. Marcin Sokołowski, Górażdże Cement S.A.
5.
Samozagęszczalne betony podwodne
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 141
- dr hab. inż. Elżbieta Horszczaruk, Zachodniopomorski Uniwersytet Technologiczny
w Szczecinie
6.
Wpływ temperatury na działanie domieszek zwiększających lepkość . . . . . . - str. 155
- mgr inż. Grzegorz Cygan, Politechnika Śląska
7.
Problem wytrzymałości i trwałości betonu w monolitycznych ścianach
szczelinowych
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 165
- mgr inż. Magdalena Czopowska – Lewandowicz, Politechnika Śląska
8.
Właściwości cementu portlandzkiego wieloskładnikowego zawierającego
popiół lotny wapienny
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 173
- mgr inż. Damian Dziuk, Górażdże Cement S.A., Politechnika Śląska w Gliwicach,
mgr inż. Magdalena Piechówka, Politechnika Wrocławska
9.
Właściwości reologiczne mieszanki samozagęszczalnej a jej parcie boczne
na deskowanie
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 181
- mgr inż. Michał Drewniok, Politechnika Śląska
10. Wpływ włókien polipropylenowych na samozagęszczalność i wytrzymałość
na ściskanie fibrobetonów samozagęszczalnych
- mgr inż. Patrycja Miera, Politechnika Śląska
4
. . . . . . . . . . . . . - str. 195
Gliwice
2010
Zbigniew Giergiczny1
Albin Garbacik2
EFEKT SYNERGII DODATKÓW MINERALNYCH W SKŁADZIE
CEMENTÓW WIELOSKŁADNIKOWYCH
1.
Wprowadzenie
W krajowej praktyce budowlanej coraz szersze zastosowanie znajdują cementy
z dodatkami mineralnymi. Produkcja tych cementów, oprócz efektywnego obniżenia
kosztów produkcji przez zastąpienie części klinkieru portlandzkiego dodatkami
mineralnymi, prowadzi do uzyskania spoiw o wysokiej jakości, charakteryzujących się
dużą odpornością na korozyjne działanie mediów agresywnych. W niniejszym artykule
przedstawiono właściwości wybranych cementów z dodatkami mineralnymi ze
szczególnym uwzględnieniem właściwości cementów wieloskładnikowych CEM II/B-M
i CEM V/A,B, zawierające w swoim składzie co najmniej dwa dodatki mineralne.
Uwzględniając krajowe warunki produkcji cementów były to cementy zawierające
granulowany żużel wielkopiecowy S, popiół lotny krzemionkowy V i/lub kamień wapienny
LL. Porównano podstawowe właściwości normowe cementów. Analizując efekt synergii
oddziaływania dodatków mineralnych w składzie cementów wieloskładnikowych
uwzględniono wybrane wyniki z obszernych badań cech użytkowych betonów wykonanych
z tych cementów. Potwierdzono, że właściwości mechaniczne i fizyczne cementów
wieloskładnikowych zawierających dwa składniki nieklinkierowe są korzystniejsze niż
zawierające jeden składnik nieklinkierowy. Efekt synergii, czyli korzystnego kształtowania
1
Dr hab. inż. , prof. nzw. w Pol. Śl; Górażdże Cement S.A.,
[email protected]
2
Dr inż.; Instytut Ceramiki i Materiałów Budowlanych, Oddział Szkła i Materiałów
Budowlanych w Krakowie
5
parametrów cementu poprzez oddziaływanie poszczególnych składników na właściwości
jest szczególnie wyraźny zaznaczony dla cementów wieloskładnikowych popiołowo
żużlowych. Cementy takie przy optymalnie dobranej proporcji składników dają betony
i zaprawy o korzystnych cechach reologicznych mieszanki oraz dobrych właściwościach
mechanicznych i wysokiej odporności na działanie mediów agresywnych.
2.
Rodzaje cementów portlandzkich wieloskładnikowych
W ostatnim dziesięcioleciu obserwuje się gwałtowny wzrost produkcji cementów
wieloskładnikowych zawierających jeden lub więcej dodatków mineralnych. W krajach
Unii Europejskiej wielkość produkcji takich cementów osiąga poziom blisko 70%.
Dynamikę rozwoju produkcji cementów z dodatkami mineralnymi, w znacznym stopniu,
kształtuje wprowadzanie opłat za emisję CO2 do atmosfery z procesów produkcyjnych.
Wielkość produkcji cementu musi być realizowana z uwzględnieniem przyznanych limitów
emisji CO2. Zwiększenie udziału dodatków mineralnych w składzie cementu, co za tym
ograniczanie udziału klinkieru jest podstawowym rozwiązaniem stwarzającym możliwości
znacznego obniżenia emisji dwutlenku węgla przez przemysł cementowy.
W zależności od doświadczeń i tradycji przemysłu cementowego w poszczególnych
krajach stosowane są różne dodatki do produkcji cementów wieloskładnikowych. Norma
cementowa PN-EN 197-1:2002 wymienia osiem nieklinkierowych składników cementów
powszechnego użytku: granulowany żużel wielkopiecowy „S”, pucolanę naturalną „P”,
pucolanę naturalną wypalaną „Q”, popiół lotny krzemionkowy, popiół lotny wapienny,
łupek palony „T”, kamień wapienny (L,LL), oraz pył krzemionkowy „D”. Wymienione
składniki mogą być użyte do produkcji cementów wieloskładnikowych. W krajach Unii
Europejskiej dominują, jak pokazano na rys. 1a, cementy portlandzkie wieloskładnikowe
CEM II stanowiące około 55% asortymentu produkcji. W klasie wytrzymałościowej 32,5
udział w rynku europejskim cementu portlandzkiego CEM I wynosił jedynie 9%, podczas
gdy udział cementów portlandzkich wieloskładnikowych wynosił około 70%, rys.1b.
Wśród cementów wieloskładnikowych CEM II najczęściej produkowane są w krajach
CEMBUREAU cementy portlandzkie wapienne CEM II/L(LL). Cementy portlandzkie
wapienne są podstawowym asortymentem produkcji we Francji, Włoszech i Dani. Znaczny
udział w produkcji cementów w krajach CEMBUREAU stanowią cementy
wieloskładnikowe CEM IIA,B-M z więcej niż jednym składnikiem nieklinkierowym,
rys.1c [1, 2]. W cementach portlandzkich wieloskładnikowych CEM II/A,B-M
dominującym dodatkiem mineralnym jest zazwyczaj mieszanina kamienia wapiennego z
żużlem wielkopiecowym (S-LL).
Przedstawione
w
Europie
tendencje
rozwoju
produkcji
cementów
wieloskładnikowych obserwuje się również w kraju. Jak przedstawiono w tablicy 1,
podstawowym rodzajem cementu na rynku krajowym są również cementy portlandzkie
wieloskładnikowy CEM II. W latach 2006-2008 udział tych cementów w ogólnej ilości
cementów oferowanych na rynku wzrósł z 47% do 60%, przy spadku wielkości produkcji
cementów portlandzkich CEM I z 45% do 33%. Takie wskaźniki podkreślają generalne
zmiany w strukturze asortymentowej produkowanych cementów w kraju z przesunięciem
na produkcję cementów o dużej ilości dodatków mineralnych. Z jednej strony
odzwierciedla to przyjętą strategię obniżenia emisji CO2 na jednostkę produktu. Z drugiej
strony, należy podkreślić, że wspomniane zmiany asortymentowe uwarunkowane są
również zapotrzebowaniem odbiorców na cementy z dodatkami mineralnymi, w tym
6
cementy specjalne, które zapewniają w technologii betonu korzystne właściwości użytkowe
mieszanki betonowej i stwardniałego betonu.
W ofercie handlowej krajowych producentów dostępny jest szeroki asortyment
cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II (tabela 2). Można zauważyć, że
obok cementów wieloskładnikowych zawierających jeden dodatek mineralny produkowane
są cementy portlandzkie popiołowo-wapienne CEM II/A,B (V-LL), żużlowo-wapienne
CEM II/A,B(S-LL) i żużlowo-popiołowe CEM II/A,B (S-V). Kompozycję żużla S i
popiołu V stosuje się również do produkcji nowego rodzaju cementu wieloskładnikowego
na rynku krajowym CEM V/A,B, w którym ilość składników nieklinkierowych może
dochodzić do 80%. Cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II/A,B oferowane są we
wszystkich klasach wytrzymałościowych, tj. 32,5;42,5;52,5.
Rys.1. Asortyment produkcji cementów w krajach stowarzyszonych stowarzyszonych w
CEMBUREAU (M – cementy zawierające więcej niż jeden składnik nieklinkierowy wg
normy PN EN 197-1) [1,2]
Tabela 1. Struktura asortymentowa sprzedaży cementu w latach 2006-2008
Rodzaj cementu
Udział rodzaju cementu w strukturze sprzedaży,
%
2006r.
2007r.
2008r.
Cement portlandzki CEM I
44,7
37,9
32,5
Cement portlandzki wieloskładnikowy
46,6
53,2
60,0
CEM II
Cement hutniczy CEM III
8,5
8,0
8,0
7
Tabela 2. Asortyment cementów wieloskładnikowych produkowanych przez krajowy
przemysł cementowy
Rodzaj cementu
Odmiana- klasa wytrzymałości
Cement portlandzki popiołowy CEM II/A-V 32,5R; CEM II/ACEM II/V
V 42,5R; CEM II/B-V 32,5R;
CEM II-B-V 32,5R-HSR;
Cement portlandzki żużlowy
CEM II/S
Cement portlandzki
wieloskładnikowy
CEM II
Cement portlandzki wapienny
CEM II/LL
Cement portlandzki
wieloskładnikowy
CEM II/M
CEM II/A-S 42,5N; CEM II/BS 32,5R; CEM II/B-S 42,5N;
CEM II/B-S 42,5N-NA; CEM
II/B-S 42,5R; CEM II/B-S
52,5N
CEM II/A-LL 42,5R
CEM II/B-M(V-LL) 32,5R;
CEM II/B-M(S-V) 32,5R;
CEM II/A-M (S-LL) 52,5N
CEM V/A (S-V) 32,5N-LH
Cement
Cement wieloskładnikowy
wieloskładnikowy
CEM V/S-V
CEM V
Dane Stowarzyszenia Producentów Cementu SPC za rok 2009
3.
Właściwości cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II i cementów
wieloskładnikowych CEM V
Deficyt żużla granulowanego S do produkcji cementu oraz trudności w
pozyskiwaniu dobrych jakościowo popiołów lotnych krzemionkowych V skłania
producentów cementu do wykorzystania w procesie produkcji, jako składnika głównego,
kamienia wapiennego LL. Odpowiednio asortyment produkowany w kraju cementów
wzbogacił się o nowe rodzaje cementów tj. cement portlandzki wapienny CEM II/A-LL
oraz cementy popiołowo-wapienne CEM II/A,B-M(V-LL) i cementy portlandzkie żużlowowapienne CEM II/A,B-M(S-L) dla klas wytrzymałości jak podano w tab. 2.
Każdy z wymienionych dodatków mineralnych, tj. żużel granulowany S, popiół
krzemionkowy V oraz wapień LL, stanowiące składnik główny cementów
wieloskładnikowych, kształtują odmiennie procesy wiązania i twardnienia cementów.
Przedstawiają to krzywe narastania wytrzymałości cementu portlandzkiego CEM I w
porównaniu z dynamiką twardnienia cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II
(rys. 2).
8
Wytrz. na ściskanie, MPa
60
45
30
CEM I
CEM II/B-V
15
CEM II/B-S
CEM II/B-LL
0
0
7
14
21
28
35
42
49
56
63
70
77
84
91
Czas dojrzewania, dni
Rys. 2. Wytrzymałość cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II z różnym
dodatkiem mineralnym.
Krzywa narastania wytrzymałości cementu portlandzkiego popiołowego CEM II/BV jest charakterystyczna dla cementu z dodatkiem pucolanowym. Obserwuje się wolne
tempo narastania wytrzymałości w okresie do 28 dni oraz duży przyrost wytrzymałości po
długim okresie dojrzewania. Taką zależność kształtuje udział reakcji pucolanowej w
procesie twardnienia. Również w przypadku cementu portlandzkiego żużlowego CEM
II/B-S obserwuje się stosunkowo wolny przyrost wytrzymałości w pierwszych kilku
dniach. Stwierdzono natomiast bardzo duży przyrost wytrzymałości tego cementu w
późniejszym okresie, związany głównie z reakcją hydrauliczno-pucolanową żużla. Cement
portlandzki wapienny CEM II/B-LL charakteryzuje się odmienną charakterystyką
narastania wytrzymałości. Wykazuje stosunkowo korzystną wytrzymałość wczesną przy
bardzo małym przyroście wytrzymałości w późniejszym okresie twardnienia.
Wytrzymałość normowa po 28 dniach twardnienia cementów z dodatkiem wapienia
zazwyczaj obniża się proporcjonalnie do zawartości wapienia w cemencie.
Stopień oddziaływania analizowanych dodatków; żużla S, popiołu V i wapienia LL
na warunki wiązania, wodożądność oraz konsystencję zapraw przedstawiono w tablicy 3.
W porównaniu do cementu odniesienia CEM I cement portlandzki popiołowy CEM II/B-V
wykazuje wydłużenie początku czasu wiązania. Początek czasu wiązania cementu CEM
II/B-S jest zbliżony do cementu portlandzkiego CEM I. Cement portlandzki wapienny
wykazuje nieznacznie przyśpieszony początek wiązania. Właściwości reologiczne,
wodożądność oraz konsystencję zapraw z cementów z dodatkami mineralnymi S, V i LL są
korzystniejsze, w stosunku do cementu odniesienia CEM I. Z danych zawarty w tablicy 3
wynika, że zastosowanie do produkcji cementów popiołu krzemionkowego dobrej jakości,
tj. o niskiej zawartości części palnych i dobrej miałkości zapewnia lepszą wodożądność i
konsystencję cementu popiołowego CEM II/B-V, w stosunku do cementu odniesienia CEM
I.
9
Tablica 3. Właściwości fizyczne cementów.
Czas wiązania,
Pow.
LeCh
[h min]
H2O
Rodzaj cementu
właściwa
[%]
[cm2/g] początek koniec
[mm]
Rozpływ
[cm]
3800
2 25
3 25
27,1
1
17,8
CEM II/B-V
3540
3
35
55
27,2
1
19,3
CEM II/B-S
4030
2 25
3 25
26,1
0
19,2
CEM II/B-LL
5120
2
05
25
25,8
0
17,7
CEM II/B-M (S-V)
4320
3 25
4 25
26,5
2
18,0
CEM II/B-M (V-LL)
4670
2
45
05
26,0
1
17,2
CEM II/B-M (S-LL)
4620
2 25
3 35
25,8
1
17,4
CEM II/B-M (V-S-LL)
4550
2
35
15
25,8
1
17,9
CEM V/A
3810
4 25
5 25
26,5
2
18,6
3720
05
55
27,0
1
19,9
CEM I
CEM V/B
5
4
3
4
4
8
Omówione zależności wpływu dodatku żużla S, popiołu V oraz wapienia LL na jakość
cementów znajdują odzwierciedlenie we właściwościach cementów wieloskładnikowych
CEM II, zawierających w swoim składzie mieszaninę analizowanych dodatków.
Właściwości fizycznych cementów, tj. wiązanie, wodożądność i konsystencja są
porównywalne lub korzystniejsze od cementów z jednym dodatkiem, co pokazano w tab. 3.
60
60
50
CEM II/B-V
40
CEM II/B-L
30
20
CEM II/B-M (V+L)
Wytrz. na ściskanie [MPa]
50
10
30
CEM II/B-S
20
CEM II/B-M (V+S)
10
0
0
0
7
14
21 28
35
42
49
56
63 70
77
84
91
Czas dojrzewania [dni]
Rys. 3a. Wytrzymałość cementów zawierających
dodatek wapienia i popiołu lotnego V
10
CEM II/B-V
40
0
7
14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91
Rys. 3b. Wytrzymałość cementu
wieloskładnikowego CEM II z
dodatkiem żużla i popiołu
60
50
CEM II/B-S
40
30
CEM II/B-L
20
CEM II/B-M (S+L)
10
0
0
7
14
21
28
35
42
49
56
63
70
77
84
91
Rys. 3c. Wytrzymałość cementu wieloskładnikowego CEM II
z dodatkiem żużla i wapienia
Rys. 3. Właściwości mechaniczne cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II/B
i CEM II/B-M
Zestawione na rysunkach 3a, 3b, 3c krzywe narastania wytrzymałości cementów
portlandzkich; popiołowego CEM II/B-V, żużlowego CEM II/B-S oraz wapiennego CEM
II/B-LL, w porównaniu z dynamiką narastania wytrzymałości cementów portlandzkich
wieloskładnikowych popiołowo-wapiennego CEM II/B-M (V+LL) (rys. 3a), popiołowożużlowego CEM II/B-M (V+S) (rys. 3b) oraz żużlowo-wapiennego CEM II/B-M (S+LL)
(rys. 3c) wskazują wyraźnie na synergię oddziaływania mieszaniny dodatków mineralnych
na właściwości mechaniczne cementu w porównaniu do cementów z jednym dodatkiem
mineralnym. Efekt synergistyczny jest szczególnie wyraźny w przypadku cementów
popiołowo-żużlowych CEM II/B-M (V+S) (rys. 3b) gdzie wytrzymałości cementu
popiołowo-żużlowego są wyraźnie korzystniejsze od cementów CEM II zawierające tylko
jeden dodatek mineralny, tj. żużel lub popiół.
Wyraźnie efekt synergistyczny dodatków mineralnych w składzie cementu
podkreślają pomiary ciepła hydratacji cementów. W tym przypadku addytywność
oddziaływania składników z efektem synergii, podkreślają zależności dla cementu
popiołowo-wapiennego CEM II/B-M (V+LL) określające ilość i szybkość wydzielonego
ciepła oraz moc cieplną, zdecydowanie wyższe i intensywniejsze od cementów tylko jeden
dodatek wapienia LL lub popiołu V (rys. 4).
Nie analizując problemu od strony naukowej, można zakładać, że wykazane efekty
synergii dodatków mineralnych w składzie cementu należy wiązać z modyfikacją procesu
hydratacji cementu (kinetyka wydzielania ciepła) oraz mikrostrukturą produktów hydratacji
cementów (wytrzymałości cementów) i stwardniałego zaczynu, poprzez poszczególne
dodatki mineralne. Potwierdzają to zamieszczone w dalszej części artykułu wyniki badań
betonów z cementów wieloskładnikowych.
11
Szybkość wydzielania ciepła
Ilość wydzielonego ciepła w czasie
35
400
30
350
CEM II/B-V
300
CEM II/B-L
250
20
Q/g [J/g]
dQ/dt [J/gh]
25
CEM I
CEM II/B-M (V+L)
15
200
CEM I
150
CEM II/B-V
10
100
5
CEM II/B-L
CEM II/B-M (V+L)
50
0
0
0
6
12
18
czas [godzin]
24
30
36
0
24
48
72
96
120
144
168
czas [godzin]
Rys. 4. Ciepło uwodnienia cementów zawierających dodatek wapienia
i popiołu lotnego V.
Obszerne badania prowadzone na cementach portlandzkich wieloskładnikowych
popiołowo-wapiennych oraz żużlowo-wapiennych oraz praktyka przemysłowa produkcji
tych cementów wykazują, że najbardziej wyraźny efekt synergii obserwuje się przy
zbliżonej proporcji poszczególnych dodatków mineralnych w cemencie. Obrazują to
histogramy na rys. 5 i 6, przedstawiające wytrzymałości cementów portlandzkich
popiołowo-wapiennych CEM II/A,B-M (V-LL) i cementów portlandzkich żużlowowapiennych CEM II/A,B-M (S-LL). Najkorzystniejsze wytrzymałości wczesne po 2 dniach
i normowe po 28 dniach twardnienia uzyskano dla cementów o zbliżonych proporcjach
dodatków mineralnych w portlandzkich składzie cementów portlandzkich
wieloskładnikowych CEM II/A,B-M.
60
Wytrzymałość, MPa
50
40
30
20
10
0
2 dni
28 dni
90 dni
CEM II/A-M(V-LL)
(kam.wap. 10%, popiół
10%)
CEM II/A-M(V-LL)
15%)
CEM II/A-M(V-LL)
5%)
CEM II/B-M(V-LL)
(kam.wap. 17,5%, popiół
17,5%)
CEM II/B-M(V-LL)
25%)
CEM II/B-M(V-LL)
10%)
Rys. 5. Wytrzymałość na ściskanie zapraw cementowych wykonanych z użyciem
cementów CEM II/A,B-M (V-LL).
12
70
CEM II/A-M(S-LL) (kam.wap.
10%, żużel 10%)
5%, żużel 15%)
15%, żużel 5%)
CEM II/B-M(S-LL) (kam.wap.
17,5%, żużel 17,5%)
10%, żużel 25%)
25%, żużel 10%)
60
50
40
30
20
10
0
2 dni
28 dni
90 dni
Rys. 6. Wytrzymałość na ściskanie zapraw cementowych wykonanych z użyciem
cementów CEM II/A,B-M (S-LL)
4.
Właściwości cementu portlandzkiego wieloskładnikowego CEM II/B-M (S-V)
i cementu wieloskładnikowego CEM V/A (S-V), żużlowo-popiołowych
W prezentowanej analizie cementów wieloskładnikowych szczególną uwagę należy
zwrócić na cementy portlandzkie wieloskładnikowe popiołowo-żużlowe. Zgodnie z normą
PN-EN 197-1 są to cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II/A,B-M (S-V),
zawierające odpowiednio do 20% (odmiana A) i 35% sumy dodatków żużla granulowanego
S i popiołu krzemionkowego V (odmiana B) oraz cementy wieloskładnikowe CEM V/A,B
zawierające odpowiednio do 60 (A) i 80% (B) sumy tych dodatków. Na rynku krajowym
cementy te są stosunkowe „nowym” produktem. Norma krajowa PN-88/B-30030 do roku
1988 dopuszczała produkcję cementów tylko z dodatkiem popiołu lub żużla. Wdrożona w
roku 1997 prenorma europejska ENV 19701 jako norma krajowa PN-B-19701 dopuszczała
do produkcji jedynie jeden cement portlandzki popiołowo-żużlowy CEM II/ A,B (S-V).
Obecnie zgodnie z normą europejską PN-EN 197-1, ustanowioną w roku 2002, można
produkować cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II, z dowolną sekwencją
dodatków mineralnych. Norma ta klasyfikuje również cementy wieloskładnikowe CEM V.
Ustanowienie normy europejskiej PN-En 197-1 stanowi zachętę do rozwoju
produkcji cementów portlandzkich popiołowo-żużlowych CEM II/A,B-M(S-V). Podjęto
również na skalę przemysłową produkcje cementów wieloskładnikowych CEM V. Należy
podkreślić, że obok czynników związanych ze wspomnianym problemem ograniczenia
emisji CO2 w procesie produkcji cementu, wzrost produkcji cementów popiołowożużlowych wynika z dużego zapotrzebowania na ten rodzaj cementu, stosowanego w
budownictwie do wykonawstwa betonów konstrukcyjnych wysokiej jakości, w tym
betonów specjalnych wysokowytrzymałościowych, SCC, dla budownictwa drogowego,
konstrukcji masywnych i wielkogabarytowych. Odpowiednio do zapotrzebowania rynku
produkowane są cementy o różnym udziale i proporcji dodatku żużla i popiołu oraz
różnych klas wytrzymałościowych.
13
Właściwości cementów, portlandzkiego wieloskładnikowego CEM II/B-M (S-V) i
cementu wieloskładnikowego CEM V/A, wykonanych w warunkach laboratoryjnych, dla
różnych proporcji popiołu i żużla, przedstawiono w tabeli 4. Zamieszczone w tablicy 4
właściwości takich cementów podkreślają wcześniej analizowaną zależność obniżonej
wytrzymałości początkowej i dużych przyrostach wytrzymałości po długich okresach
twardnienia. Należy podkreślić, że cementy zawierające do 50% dodatku popiołowożużlowego, osiągają wytrzymałość 28 dniową powyżej 45,0 MPa. Wszystkie badane
cementy posiadają bardzo wysoką wytrzymałość w późniejszym okresie twardnienia (po 90
i 180 dniach).
Tabela 4. Właściwości cementów wieloskładnikowych laboratoryjnych
Nazwa
cementu
CEMII/
B-M
CEMV/A
CEMV/B
Zawartość
dodatku, %wag.
Popiół Żużel
lotny
20
15
15
20
15
15
20
20
20
30
26
26
30
30
35
35
38
38
35
45
Wodożadność
%
28,6
29,4
27,8
29,2
28,8
27,4
28,2
28,6
28,2
28,8
Początek
Wiązana
minuty
215
235
205
260
280
325
375
>420
510
>420
2
15,0
16,6
19,0
14,9
11,1
8,1
7,6
5,1
4,1
2,6
Wytrzymałość na ściskanie,
w MPa po upływie dni
7
28
90
180
28,8
29,9
33,9
28,6
24,1
21,1
18,2
12,6
16,0
11,1
46,1
48,8
49,8
47,8
45,8
37,9
40,3
36,4
33,3
33,9
62,7
62,3
61,3
62,0
63,3
50,1
58,8
53,4
42,2
46,5
68,8
67,8
67,5
64,3
70,4
56,3
63,8
61,0
47,6
51,4
Pozytywne wyniki badań laboratoryjnych oraz doświadczenia przemysłowe były
podstawową rozwoju produkcji cementu portlandzkiego CEM II/B-M (S-V) oraz
wdrożenia do produkcji cementu wieloskładnikowego CEM V/A (S-V). Wytrzymałości
cementów przemysłowych wieloskładnikowych żużlowych i żużlowo-popiołowych oraz
ich ciepło hydratacji porównano w tablicach 5 i 6 i na rys. 7. Na rys. 8 zestawiono
natomiast histogramy wytrzymałości betonów wykonanych z cementu wieloskładnikowego
CEM V/A(S-V) 32,5R otrzymanego w warunkach przemysłowych.
Tabela 5. Wytrzymałości cementów wieloskładnikowych przemysłowych
Nazwa cementu
Wytrzymałość na ściskanie,
w MPa po upływie dni
2
7
28
90
180
18,0
32,1
46,8
56,2
63,4
CEM II/B-S 32,5 R
CEM II/B-M (S-V) 32,5 R
CEM V/A (S-V) 32,5 N
CEM V/A (S-V) 32,5 R
CEM V/B (S-V) 32,5 N
14
16,8
33,9
45,2
59,3
64,2
8,1
22,2
41,3
52,1
57,4
9,2
25,4
42,5
51,8
57,1
4,6
20,8
37,8
47,2
54,2
Tabela 6. Ciepło hydratacji przemysłowych cementów wieloskładnikowych
żużlowo-popiołowych.
Ciepło hydratacji po upływie godzin:
Rodzaj cementu
12
24
41
48
72
340
243
227
225
239
177
351
372
253
279
237
260
236
262
252
279
190
216
36
J/g
CEM I 32,5R
190
287
329
CEM II/B-S 32,5 R
86
196
233
CEM II/B-M (S-V) 32,5 R
96
188
218
CEM V/A (S-V) 32,5 N
81
181
216
CEM V/A (S-V) 32,5 R
71
187
229
CEM V/B (S-V) 32,5 N
60
127
167
Uwagi:
semiadiabatyczna metoda badania wg PN-EN 196-9,
wymagania dla cementów o niskim cieple uwodnienia LH - maksymalnie 270 J/g po 41
godzinach.
wymagania dla cementów specjalnych o bardzo niskim cieple uwodnienia VLH - maksymalnie
220 J/g po 41 godzinach.
wymagania dla cementów hydrotechnicznych dla celów energetyki jądrowej - maksymalnie 210
J/g po 72 godzinach i 250 J/g po 169 godzinach (7dni).
Dane przedstawione w tablicach 5 i 6, na rys. 7 i 8 oraz omówione w kolejnym punkcie
właściwości wskazują, że analizowane cementy CEM II/B-M (S-V) i CEM V/A(S-V) mogą
być przedmiotem doboru do projektowania i wykonawstwa betonów o zróżnicowanych
właściwościach, co do klas wytrzymałości i egzotermii twardnienia. Odpowiednio kierunki
wykorzystania tych cementów mogą obejmować technologię betonów „zwykłych”,
specjalnych; BWW, SCC, odpornych na korozje siarczanową i alkaliczną oraz o
zróżnicowanej egzotermii twardnienia, w tym dla betonów masywnych i
wielkogabarytowych.
5.
Stosowanie cementów wieloskładnikowych a trwałość betonu
Korzystny wpływ cementów wieloskładnikowych na właściwości betonów jest
potwierdzony w wielu publikacjach [6-9]. Cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM
II/M w zależności od rodzaju dodatku mineralnego, proporcji dodatków oraz stopnia ich
rozdrobnienia mogą osiągać wytrzymałość zbliżoną do cementu portlandzkiego CEM I,
poprawiać urabialność mieszanki betonowej (rys. 9) oraz korzystnie kształtować trwałość
betonu. Literatura przedmiotu oraz praktyka stosowania wykazały szczególna przydatność
cementów wieloskładnikowych popiołowo-żużlowych do projektowania i wykonawstwa
betonów narażonych na klasy ekspozycji związanych z korozją betonu, szczególnie XA.
15
400
Ilość wydzielonego ciepła w czasie
350
300
Q/g [J/g]
250
200
CEM I 32,5R
150
CEM II/B-S 32,5R
100
CEM II/B-M (S-V) 32,5R
CEM V/A (S-V) 32,5N
50
CEM V/B (S-V) 32,5N
0
0
4
8
12
16
20
24
28
32
36
40
44
48
52
56
60
64
68
72
Czas [godz.]
Szybkość wydzielania ciepła
30
25
CEM I 32,5R
CEM II/B-S 32,5R
dQ/dt [J/gh]
20
CEM II/B-M (S-V) 32,5R
CEM V/A (S-V) 32,5N
15
CEM V/B (S-V) 32,5N
10
5
0
0
4
8
12
16
20
24
28
32
36
40
44
48
52
56
Czas [godz.]
Rys. 7. Ciepło hydratacji cementów popiołowo-żużlowych
16
60
64
68
72
65,1
70
60
50
w/c = 0,45
w/c = 0,50
w/c = 0,65
53,2
40
30
20
10
47,6
42,2
35,7
27,7
21,9
15,6
29,1
21,9
15,1
6,1
0
2 dni
7 dni
28 dni
90 dni
Rys. 8. Wytrzymałość na ściskanie betonu wykonanego z cementu CEM V/A (S-V) 32,5R
w zależności od wskaźnika wodno-cementowego (w/c) (350 kg cementu na 1m3 betonu)
Rys.9. Rodzaj cementu a właściwości betonu [2]
Ogólnie znanym faktem jest, że podstawowe znaczenie w przebiegu procesów
korozyjnych ma przepuszczalność zaczynu i zdolność do zapełniania powstałych
mikrospękań produktami hydratacji (potencjał hydratacyjny zaczynu poddanego procesom
korozyjnym). Przepuszczalność matrycy cementowej betonu zwiększa się ze wzrostem
porowatości, a głównie objętości porów kapilarnych. Betony wykonane z cementu z
dodatkiem wapienia, popiołu lotnego, i/lub granulowanego żużla wielkopiecowego
posiadają zmniejszoną przepuszczalność, wynikającą z modyfikacji rozkładu wielkości
porów.
17
Stwierdzono, że w cementach z dodatkiem wapienia LL ze względu na znaczenie
lepszą mielność wapienia od klinkieru cementowego, składnik LL lokuje się w drobnych
frakcjach cementu i spełnia rolę mikrowypełniacza doszczelniającego strukturę
(mikrostrukturę) stwardniałego zaczynu cementowego.
Strukturę rozkładu porów kształtuje również reakcja pucolanowa w cementach
popiołowo-żużlowych, których produkty czynią mikrostrukturę stwardniałego zaczynu
bardziej zwartą, co znacznie utrudnia proces dyfuzyjnego oddziaływania jonów
agresywnych ze środowiska na beton.
Współczynniki dyfuzji jonów chlorkowych w betonach z cementów
wieloskładnikowych przedstawiono na rys. 10 [2]. Zamieszczone na rysunku histogramy
dla poszczególnych rodzajów cementów podkreślają, dominującą rolę w ograniczeniu
strumienia dyfuzji jonów chlorkowych poprzez uszczelnienie matrycy cementowej
produktami reakcji pucolanowej. Współczynnik dyfuzji dla betonów z cementów żużlowopopiołowych o dużym znaczeniu reakcji pucolanowej w kształtowaniu mikrostruktury i
szczelności matrycy cementowej jest wyraźnie niższy niż dla cementów wapiennych
(rys. 10). Zależności takie jednoznacznie potwierdzają wyniki badań przedstawione na rys.
11. W cementach popiołowo-żużlowych strumień dyfuzji chlorków w betonie po długim
okresie twardnienia ulega prawie całkowitemu zahamowaniu.
Ograniczony strumień dyfuzji czynnika korozyjnego środowiska dla cementów
popiołowo-żużlowych potwierdzają wyniki badań odporności cementów na siarczany,
przedstawione na rys. 12. Cementy wieloskładnikowe popiołowo-żużlowe w porównaniu
do cementów wieloskładnikowych z udziałem wapienia charakteryzują się zwiększoną
odpornością na oddziaływanie jonów siarczanowych. Szczególnie duży wpływ na
odporność cementów na korozję siarczanową ma udział popiołu lotnego krzemionkowego
V (rys. 12). Jak wynika z badań SEM, przedstawionych na zdjęciach 1-4, zaprawy z takich
cementów nie wykazują praktycznie oznak korozji siarczanowej.
Współczynnik dyfuzji [10-12m2/s]
20
15
10
5
0
CEM I
CEM II-LL CEM II-M CEM II-M CEM II-S
(V-LL)
(S-LL)
CEM III
Rys. 10. Współczynnik dyfuzji (DCI,M in 10-12 m2/s) w betonach z cementów
wieloskładnikowych po 28 twardnienia (w/c=0,5; zawartość cementu – 320kg/m3;
dojrzewanie w wodzie)
18
Zawartośd chlorków, (%)
W zaprawach z cementów z udziałem wapienia identyfikuje się w strefach spękań i
destrukcji znaczne ilości ekspansywnego etryngitu oraz gipsu, tj. produktów
ekspansywnych, oddziaływania jonów siarczanowych ze środowiska na matrycę
cementową.
0,180
0,160
0,140
0,120
0,100
0,080
0,060
0,040
0,020
0,000
0-2
4-6
8-10
Głębokośd (mm)
Zawartośd chlorków (%)
CEM II/B-LL 32,5R w/c=0,43
CEM II/B-M (S-V) 32,5R w/c=0,43
0,180
0,160
0,140
0,120
0,100
0,080
0,060
0,040
0,020
0,000
0-2
4-6
8-10
Głębokośd (mm)
CEM II/B-LL 32,5R w/c=0,51
CEM II/B-M (S-V) 32,5R w/c=0,51
Rys. 11. Porównanie penetracji chlorków w betonach z cementów wieloskładnikowych
wapiennych i popiołowo-żużlowych [12]
19
Wydłużenie *%+
3,4
3,2
3
2,8
2,6
2,4
2,2
2
1,8
1,6
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
CEM II/B-LL 32,5R 33%LL
CEM II/B-LL 32,5R 25%LL
CEM II/B-M (S-LL) 32,5R
8%S, 19%LL
CEM II/B-M (S-LL) 32,5R
14%S, 13%LL
0 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 52
Czas przechowywania beleczek w roztworze siarczanu
sodu [tygodnie]
Rys. 12. Ekspansja zapraw z cementów wieloskładnikowych w roztworze Na2SO4
Analizują odporność betonu na klasy ekspozycji XC i XF uważa się, że z cementów z
dodatkami mineralnymi trudniej jest wykonać beton odporny na karbonatyzację i działanie
mrozu z oddziaływaniem środków odladzających. Jednakże, jak wykazują prace badawcze
i praktyka przemysłowa, przy prawidłowym zaprojektowaniu betonu; niskim w/c,
odpowiednim napowietrzeniu i pielęgnacji, uzyskuje się beton o dużej trwałości
[2,6,10,11]. Zależności takie według badań własnych pokazano na rysunkach 13 i 14 [3,6].
Złuszczenie betonu, kg/m2
14
12
w/c=0,55, czas
dojrzewania 91 dni
Kryterium trwałości dla betonów
odpornych na środki odladzające
10
w/c=0,55, czas
dojrzewania 28 dni
8
6
w/c=0,44, czas
dojrzewania 28 dni
4
2
0
CEM II/B-V CEM II/B-S CEM II/B-M
(S-V)
CEM V/A
(S-V)
w/c=0,44, czas
dojrzewania 28 dni,
beton napowietrzony
Rys. 13. Porównanie ubytków masy betonów z cementów wieloskładnikowych
20
Zdjęcie 1.
Zdjęcie 2.
Zdjęcia 1. i 2. Mikrostruktura zapraw z cementów CEM II/B-LL 25% wapienia LL, po korozji
siarczanowej.
Zdjęcia 1. Punkt 1 - iglaste skupienia etringitu w strefie spękań . Zdjęcia 2. Strefa kontaktowa
zniszczonej matrycy cementowej po grubym ziarnie kwarcu, z produktami korozji w postaci gipsu.
Punkt 1. Warstwy gipsu.
Zdjęcie 3.
Zdjęcie 4
Zdjęcia 3 i 4. Mikrostruktura zaprawy z cementu CEM II/B-M (S-V) 14%S 15%V po korozji
6. Podsumowanie
siarczanowej.
Praktycznie brak znamion destrukcji siarczanowej w próbce w postaci spękań i nieciągłości
w matrycy. Zdjęcie 3. punkt 1. – równomiernie rozmieszczone płytkowych form kryształów etringitu
pierwotnego. Zdjęcie 4. Zbita struktura w formie plastra pszczelego fazy C-S-H, w strefie kontaktowej po
grubym ziarnie kwarcu.
21
Głębokoość karboantyzacji po 2 latach,
mm
10
8
w/c=0,55
6
w/c=0,44
4
2
0
CEM I
CEM II/B-V
CEM II/B-S
CEM II/B-M
(S-V)
CEM V/A
Rys. 14. Wpływ w/c na karbonatyzację betonu z cementów wieloskładnikowych
Przedstawione w artykule wyniki badań właściwości mechanicznych i fizycznych
cementów wieloskładnikowych, zawierających mieszaninę nieklinkierowych składników są
korzystniejsze w stosunku do cementów zawierających tylko jeden dodatek mineralny.
Zależności te są potwierdzane w badaniach właściwości użytkowych betonów wykonanych
z takich cementów. Efekt synergii dodatków mineralnych w składzie cementów
wieloskładnikowych jest szczególnie wyraźnie obserwowany dla cementów
wieloskładnikowych popiołowo-żużlowych (S-V).
Omówione w artykule właściwości cementów portlandzkich wieloskładnikowych
popiołowo-żużlowych CEM II/A,B-M (S-V) oraz cementów wieloskładnikowych CEM
V/A, mogą być przedmiotem doboru do projektowania i wykonawstwa betonów o
zróżnicowanych właściwościach, co do klas wytrzymałości, egzotermii twardnienia i
odporności na korozyjne działanie środowiska. Odpowiednio kierunki wykorzystania tych
cementów mogą obejmować technologię betonów „zwykłych” oraz specjalnych; BWW,
SCC, odpornych na korozje siarczanową i alkaliczną oraz o zróżnicowanej egzotermii
twardnienia, w tym dla betonów masywnych i wielkogabarytowych.
Efekt synergii dodatków mineralnych w składzie cementów wieloskładnikowych
potwierdzany badaniami technologicznymi, może być wyjaśniony poprzez badania
mikrostruktury matrycy cementowej. W tym zakresie ważnym czynnikiem kreującym
lepsze właściwości cementów wieloskładnikowych i efekt synergii wydaje się
kształtowanie szczelnej mikrostruktury matrycy, stanowiącej efekt korzystnych
oddziaływań fizykochemicznych poszczególnych dodatków mineralnych na procesy i
produkty hydratacji, szczególnie w zakresie ilości i morfologii fazy C-S-H
Literatura
[1]
[2]
22
Muller Ch.: Środowiskowe i techniczne aspekty stosowania cementów mieszanych
w betonach; Drogi i Mosty, nr 3, 2006, s. 43-72
Muller Ch.: Performance of Portland-composite cements, Cement International
2/2006, vol.4, pp. 112-119
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
Giergiczny Z, Rola popiołów lotnych wapniowych i krzemionkowych w
kształtowaniu właściwości współczesnych spoiw budowlanych i tworzyw
cementowych, Monografia nr 325, Politechnika Krakowska, 2006.
Härdtl, R.: The Pozzolanic Reaction of Fly Ash in Connection with different Types
of Cement. In: Proc.10th Int. Congress on the Chemistry of Cement, Gothenburg,
Vol.3 (1997)
Detwiler, R. J., Properties of Concretes made with Fly Ash and Cements Containing
Limestone, PCA R&D Serial No. 2082, Portland Cement Association, Skokie,
Illinois, (1996)
Chądzyński S., Garbacik A.: Cementy wieloskładnikowe w budownictwie.
Stowarzyszenie Producentów Cementu. Kraków 2008
Zelić J., Krstulović R., Tkalcec E., Krolo P.: The properties of Portland cementlimestone-silica fume mortars; Cement and Concrete Research 30 (2000) pp. 145152.
Giergiczny Z., Sokołowski M.: Limestone as a component of composite cement, 3 rd
International Symposium Non-traditional cement and concrete, Brno 2008, pp. 272281.
Bonavetti V., Donza H., Rahhla V. Irassar E.: Influence of inirial curing on the
properties of concrete containing limestone blnded cement; Cement and Concrete
Research 30 (2000), pp.703-708.
Giergiczny Z., Glinicki M.A., Sokolowski M., Zieliński M.: Air void system and
Frost-salt scaling of concrete containing slag-blended cement. Construction and
Building Materials 23(2009), pp. 2451-2456.
Boos P, Härdtl R.: Experience report Portland limestone cement. Report
HeidelbergCement Technology Center, 2004, 34p.
Metoda oznaczania dyfuzji chlorków w betonie według wytycznych AASHTO
T259-80.
SYNERGIC EFFECT OF NON-CLINKIER CONSTITUENTS IN PORTLAND
COMPOSITE CEMENTS.
Summary
EN 197 -1 Standard specify eight nonclinker constituents for common cement production;
granulated blastfurnace slag (S), natural pozzolana (P), natural calcined pozzolana (Q), siliceous fly
ash (V), calcareous fly ash (W), burnt shale (T), limestone (L, LL), silica fume (D). Mentioned nonclinker constituents should be used for composite cements production. Portland composite cements,
composite cement and blastfurnace cement amount up to 70% commercial scale of cement
production. In respect of demands to reduce CO2 emission in cement process manufacture, further
development of composite cements production can be prognosis. In this paper, cements CEM II/A,B
and CEM V/A,B containing compositions of blastfurnace slag (S), siliceous fly ash (V) and
limestone (LL) have been analyzed. The normative properties of cements and performance properties
of concrete cover durability test have been discussed. It was stated, that properties of Portland
composite cements CEM II/B-M, containing two mentioned non-clinkier constituents, are generally
better than cements containing only one non-clinkier constituent. The synergic effect was especially
clearly observed for Portland slug-fly ash cements CEM II (S-V). This phenomenon could be
explained by microstructure SEM observation. The Portland composite cements containing two or
more, proper choose and composed constituents, give cement matrix and interface zone provide better
23
concrete durability. The most important reason to create better properties of analyzed Portland
composite cements is probably very densified microstructure cement hydration products with
characteristic forms of C-S-H
24
Gliwice
2010
Zbigniew Giergiczny1
Monika Dąbrowska2
KOROZJA BETONU. PRZEGLĄD METOD BADAWCZYCH
1. Wprowadzenie
Beton należy do najczęściej stosowanych materiałów inżynierskich dzisiejszych
czasów, który w czasie eksploatacji narażony jest na działanie różnych środowisk
korozyjnych (wodnych, gruntowych, gazowych). O trwałości betonu decyduje wiele
czynników: skład betonu (rodzaj i jakość składników), rodzaj środowiska agresywnego,
sposób przygotowania, ułożenia, zawibrowania mieszanki betonowej, pielęgnacji i czas jej
trwania, wilgotność środowiska, obciążenia występujące w konstrukcji. Największe
zagrożenia korozyjne występują w budownictwie morskim, komunalnym, ekologicznym,
hydrotechnicznym, drogowym, górniczym [10, 18, 22, 41].
Korozja chemiczna może prowadzić do dwóch głównych zjawisk: zakłócenia stanu
równowagi betonu przez ługowanie i odprowadzenie składników zaczynu na zewnątrz, lub
powstawanie związków o niskich wytrzymałościach lub pęczniejących [30, 33]. Do
najczęściej spotykanych korozji zalicza się agresję chlorkową, siarczanową, ługującą,
kwasową, karbonatyzację i wywołaną wodą morską [10, 18, 30, 41].
Metody badań odporności na czynniki agresywne powinny odzwierciedlać w jak
największym stopniu rzeczywiste warunki, w jakich eksploatowane są konstrukcje
betonowe. Ponieważ oddziaływania korozyjnej są procesami długotrwałymi istnieje
techniczna trudność oceny odporności korozyjne betonu w momencie jego wylewania.
Dlatego ważne jest, aby wyniki otrzymywać możliwie jak najszybciej. Wszystkie
laboratoryjne procedury badawcze mają charakter przyspieszonych testów trwających
miesiące, tygodnie a czasem tylko dni.
Ze względu na różnorodność rodzajów agresji istnieje wiele metod, wg których
korozję można oceniać. W Polsce nie wszystkie procedury są znormalizowane, co
1
2
dr hab. inż. prof. nzw. Politechniki Śląskiej, Górażdże Cement S.A.
mgr inż., Górażdże Cement S.A.
25
powoduje, że krajowe laboratoria korzystają z norm zagranicznych. W prezentowanej pracy
opisano niektóre z dostępnych testów odporności na korozję: chlorkową, siarczanową,
kwasową, karbonatyzację i działanie wody morskiej.
2. Korozja chlorkowa
Agresja chlorkowa jest jedną z najgroźniejszych, jaka występuje w konstrukcjach
budowlanych. Beton narażony jest na nią w czasie ekspozycji na wodę morską, czasem
wody kopalniane oraz środki odladzające stosowane w czasie sezonu zimowego. Dla
przebiegu procesów korozyjnych najważniejsze znaczenie ma przepuszczalność
(dyfuzyjność) zaczynu cementowego (matrycy cementowej), a tym samym betonu, a także
zdolność do zapełniania mikrospękań przez produkty hydratacji. Jony chlorkowe
najszybciej dyfundują przez zaczyn cementowy (beton) w porównaniu do pozostałych
jonów obecnych w roztworze porowym. Podstawowym skutkiem agresji chlorkowej jest
korozja zbrojenia, która z kolei jest najczęstszą przyczyną zniszczenia betonu. Innymi
skutkami są reakcje z produktami hydratacji cementu, co powoduje m. in. utratę
wytrzymałości, trwałości i walorów estetycznych powierzchni betonów [10, 18, 22, 30, 32–
34, 41, 60].
Badania penetracji betonu przez jony chlorkowe można podzielić na dwie główne
grupy:
testy długoterminowe
testy przyspieszone.
Do metod długoterminowych zalicza się m. in. normy: polską PN-EN 13396 [52],
amerykańską AASHTO T 259 (ASTM C 1543) [22, 31, 32, 60] czy skandynawską
NT Build 443 [47], natomiast pomiary szybkie to np.: standardy: amerykański ASTM
C 1202 (AASHTO T 277) [3, 22, 31, 32, 60] czy skandynawskie NT Build 355 [43],
NT Build 356 [44], NT Build 492 [48].
Metody długoterminowe nie są powszechnie wykorzystywane do kwalifikacji
odporności betonu na penetrację chlorków, ze względu na długi czas trwania badania
(czasami ponad rok), dlatego obecnie badanie penetracji betonu przez chlorki najczęściej
wykonuje się wg dwóch metod: skandynawskiej NT Build 492 [48], lub amerykańskiej
ASTM C 1202 (AASHTO T 277) [3]. Norma skandynawska jest stosowana w Europie,
także w polskich laboratoriach [23], natomiast normy amerykańskie – w Ameryce
Północnej (USA i Kanada) [41].
2.1.
Metody długoterminowe
Pierwszym testem penetracji chlorków była procedura AASHTO T 259 Resistance
of Concrete to Chloride Ion Penetration (Salt Ponding Test – SPT) – odporność betonu na
penetrację chlorków (test w komorze solnej). Jest metodą pomiaru penetracji chlorków
w głąb struktury betonu opartą na naturalnej dyfuzji jonów chlorkowych przez beton.
Pozwala na obliczenie współczynnika dyfuzji w stanie nieustalonym przy użyciu II Prawa
Fick’a na podstawie profilu chlorkowego. Norma ASTM C 1543 przedstawia taką samą
metodę jak AASHTO 259 [31, 32, 60].
26
2.1.1.
Badanie NT Build 443
NT Build 443 Concrete, Hardened: Accelerate Chloride Penetration (Bulk Diffusion
Test – BDT) – przyspieszony test penetracji chlorków (pomiar dyfuzji objętościowej) jest
podobny do metody AASHTO T 259 i został opracowany, aby wyeliminować
niedoskonałości tej ostatniej. Opracowano jeszcze kilka alternatywnych metod dla
AASHTO T 259, ale BDT jest pierwszą i jedyną znormalizowaną procedurą. Test BDT
pozwala na wyznaczenie efektywnego współczynnika transportu jonów chlorkowych,
profilu chlorkowego oraz parametru penetracji [47, 60].
Badanie przeprowadza się na przynajmniej 3 walcowych próbkach betonu
(formowanych w laboratorium lub odwiertach) o średnicy przynajmniej 75 mm,
i wysokości 60 mm wycinanych z walców o wysokości przynajmniej 100 mm.
Z odwiertów odcina się warstwę zewnętrzną grubości 10 mm, aby odsłonić otulinę
zbrojenia, a następnie odcina się krążek grubości 60 mm. Na warstwę otuliny działa
roztwór agresywny. W przypadku próbek betonu wykonanych w laboratorium, cylindry są
przecinane w połowie wysokości prostopadle do osi walca. Działaniu roztworu
korozyjnego poddaje się powierzchnię ciętą.
Przed właściwym badaniem beton trzyma się w nasyconym roztworze Ca(OH)2
o temp. 23ºC aż do osiągnięcia stałej masy. Następnie boki i spód próbki uszczelniania się
żywicą, i ponownie moczy w wodzie wapiennej do uzyskania stałej masy. Potem
umieszcza się je w roztworze NaCl o stężeniu 165 ± 1 g/dm3 ≈ 2,8 M w temp. 21–25ºC.
Roztwór wymienia się co 5 tygodni. Stosunek pomiędzy eksponowaną powierzchnią próbki
a objętością roztworu powinien wynosić 20–80 cm2/dm3. Na (rys. 1) przedstawiono
schemat komory solnej. Okres badania wynosi przynajmniej 35 dni dla betonów
niskowartościowych. Dla betonów o wyższych wytrzymałościach czas badania powinien
wynosić 90 dni.
Rys. 1. Schemat naczynia pomiarowego wg NT Build 443 [47]
W plastrze grubości 10 mm pozostałym po przygotowaniu próbki badawczej
i warstwach grubości 1 mm odciętych po zakończeniu testu z badanego walca oznacza się
zawartość chlorków metodą analityczną (NT Build 208 lub AASHTO T 260). Następnie
wykreśla się zależność stężenia chlorków w funkcji głębokości od powierzchni ekspozycji.
Z funkcji tej, przy pomocy regresji nieliniowej, można wyznaczyć graniczną zawartość
jonów chlorkowych Cs, efektywny współczynnik transportu jonów De i wartość parametru
penetracji KCr zgodnie ze wzorami:
C x, t
Cs
Cs Ci erf
x
4Det
(1)
27
K Cr
2 De erf
1
C s Cr
C s Ci
(2)
gdzie:
C(x,t) – zawartość chlorków mierzona w kolejnych warstwach po określonym czasie [%],
Cs – warunki brzegowe zawartości chlorków na powierzchni ekspozycji [%],
Ci – początkowe stężenie chlorków mierzone na plastrze 10–cio mm [%],
x – głębokość warstwy od powierzchni ekspozycji [m],
De – efektywny współczynnik transportu jonów chlorkowych [m2/s],
t – czas ekspozycji z dokładnością 5h [h],
erf – funkcja błędu,
KCr – parametr penetracji,
Cr – wybrana koncentracja odniesienia jonów chlorkowych [%].
2.1.2.
Badanie PN-EN 13396
PN-EN 13396 Wyroby i systemy do ochrony i napraw konstrukcji betonowych.
Metody badań. Pomiar wnikania jonów chlorkowych jest testem pozwalającym mierzyć
wnikanie jonów w głąb próbki poprzez pomiar ich zawartości na różnych głębokościach od
nasycanej powierzchni. Metoda oparta jest na naturalnej dyfuzji jonów głąb betonu [52].
Pomiar wykonuje się na walcowych próbkach betonu (odwiertach lub wykonanych
w laboratorium) o średnicy przynajmniej 100 mm i wysokości przynajmniej 100 mm. Do
badania odporności na wnikanie jonów chlorkowych wymagane jest 7 cylindrów – po 2 po
28 dniach, 3 i 6 miesiącach oraz dodatkowo – próbka kontrolna po 28 dniach. Cylindry po
rozformowaniu po 24 h, albo przechowuje się w wodzie, w temp. 21 ± 2ºC, do 28 dnia (dla
betonów zwykłych), albo owija się folią na 48 h, a następnie po zdjęciu folii przetrzymuje
w temp. 21 ± 2ºC i wilgotności 60 ± 10% do 28 dnia (dla betonów polimerowych).
Po okresie pielęgnacji, przed właściwym badaniem, próbki całkowicie nasyca się
przez umieszczenie ich w łaźni wodnej z wodą zdemineralizowaną o temp. 21 ± 2ºC,
w próżni 2500 ± 500 Pa. Po 24 h przebywania w łaźni walce waży się co 4 h aż zmiana
masy nie będzie większa niż 0,5 g na kg masy próbki. Jeśli po 72 h nie osiągnie się stałej
masy, zrezygnuje się z badania.
Po zakończonym nasycaniu 6 próbek umieszcza się w łaźni z 3% roztworem NaCl
w temp. 21 ± 2ºC, a jedną w łaźni z wodą demineralizowaną w takiej samej temp. Cylindry
należy ułożyć na bokach, tak aby powierzchnie płaskie były wystawione na swobodne
działanie cieczy. Po 28 dniach, 3 i 6 miesiącach przechowywania próbek w medium
agresywnym wykonuje się analizę chemiczną aby oznaczyć zawartość jonów chlorkowych
w trzech plastrach pobranych z głębokości: warstwa pierwsza z 0–2 mm, warstwa druga
z 4–6 mm i warstwa trzecia z 8–10 mm. Aby odrzucić materiał, do którego jony mogły
wnikać z różnych kierunków, przycina się boki krążka poprzez usunięcie pierścienia
grubości 20 mm. Następnie warstwy kruszy się i mieli, tak aby otrzymać przynajmniej 10 g
z każdej warstwy. Natomiast z walca przechowywanego w wodzie po 28 dniach materiał
pobiera się z wnętrza cylindra. Zawartość jonów w tej próbce oznacza się w celu ustalenia
poziomu tła chlorków. Pomiar zawartości Cl– wykonuje się zgodnie z PN-EN 14629. Jako
wynik podaje się średnie stężenie masowe jonów z każdej warstwy po każdym czasie oraz
poziom tła chlorków.
28
2.2.
Metody szybkie badania korozji chlorkowej
2.2.1.
Badanie ASTM C 1202 (AASHTO T 277)
w stanie nieustalonego przepływu jonów
Obecnie amerykańska norma jest najczęściej stosowaną metodą do oceny odporności
betonu na działanie chlorków ze względu na swoją prostotę i bardzo krótki czas badania
[22, 31, 60]. Norma ASTM C 1202 Electrical Indication of Concrete’s Ability to Resist
Chloride Ion Penetration (Rapid Chloride Permeability Test – RCPT) – odporność betonu
na dyfuzję chlorków (szybki test przepuszczalności jonów chlorkowych) pozwala na
wyznaczenie ilości ładunku elektrycznego, jaki przepłynął przez próbkę określając w ten
sposób odporność korozyjną betonu. Metodę tę można stosować do betonów, dla których
została określona korelacja pomiędzy tym badaniem a badaniami długoterminowymi
wykonanymi np.: wg AASHTO T 259 lub innymi [3, 22, 31, 60].
Pomiar wykonuje się przeważnie na 3 próbkach betonu (wykonanych
w laboratorium, lub odwiertach). Dla próbek laboratoryjnych badanie wykonuje się
przeważnie po 28 dniach, ale zalecane jest również wykonanie testów po 56 i 90 dniach,
zwłaszcza dla betonów z dodatkami pucolanowymi [31]. Do badania używa się walców
o średnicy 100 mm i wysokości 50 mm wyciętych z cylindrów o wysokości 100 mm. Przed
właściwym pomiarem powierzchnię boczną walca pokrywa się żywicą, suszy w komorze
próżniowej przez 3 h, przetrzymuje w próżni w normalnej temp. przez 1 h, a następnie
moczy przez 18 h [3, 62].
Tak przygotowaną próbkę umieszcza się pomiędzy elektrodami, za którymi znajdują
się komory z roztworami NaCl i NaOH. Roztwór NaCl ma stężenie 3%, natomiast stężenie
roztworu NaOH wynosi 0,3 M. Temperatura próbki i użytych roztworów powinna wynosić
20–25ºC. Na (rys. 2) przedstawiono schemat urządzenia pomiarowego.
Rys. 2. Schemat urządzenia pomiarowego [22]
Pomiędzy elektrodami przykładane jest napięcie stałe o wartości 60 ± 0,1 V na okres
6 h. Przez ten czas, co 30 min, mierzona jest wielkość natężenia prądu. Na tej podstawie
jest wyliczana jest ilość ładunku elektrycznego, jaka przeszła przez badany krążek
29
wyrażona w Coulombach, pozwalająca ocenić przepuszczalność betonu dla chlorków [3,
31]. Ilość ładunku wylicza się na podstawie wzoru (3), natomiast w (tabl. 1) zawarte są
kryteria przepuszczalności jonów chlorkowych:
Q
900 I 0
2 I 30
2 I 60
... 2 I 300
2 I 330
I 360
(3)
gdzie:
Q – ładunek, który przepłynął przez próbkę [C],
I0 – początkowe natężenie prądu [A],
It – natężenie prądu po czasie t (w min) [A].
Tablica 1. Przepuszczalność chlorków przez beton [3].
Wielkość ładunku,
Przepuszczalność
jaki przepłynął [C]
chlorków
> 4000
Wysoka
2000 – 4000
Średnia
1000 – 2000
Niska
100 – 1000
Bardzo niska
< 100
Pomijalna
Obecność przewodnika elektrycznego zwiększyłaby przepływ ładunku, dlatego
badanie koniecznie trzeba przeprowadzać na próbkach nie zawierających stali
zbrojeniowej, włókien węglowych ani innych przewodników [3, 60]. Metoda ma liczne
wady [60]:
na ładunek przepływający przez próbkę mają wpływ wszystkie jony obecne w cieczy
porowej,
pomiar dokonywany jest zanim stan równowagi zostanie osiągnięty,
wysokie napięcie powoduję wzrost temperatury próbki i ilości przepływającego
ładunku,
charakteryzuje się małą dokładnością.
2.2.2.
Badanie NT Build 356
Skandynawskie badanie NT Build 356 Concrete, repairing materials and protective
coating: Embedded steel method, chloride permeability – pomiar przepuszczalności
chlorków na próbkach betonowych z prętem zbrojeniowym polega na przyłożeniu napięcia
pomiędzy prętem zbrojeniowym z siatką umieszczonych w roztworze korozyjnym. Jako
wynik podaje się czas (w dniach) jaki potrzebują jony chlorkowe do spenetrowania
warstwy betonu, dotarcia do pręta stalowego i spowodowania skokowego wzrostu prądu
płynącego przez próbkę lub pojawienia się brązowej wody [44].
Badanie wykonuje się na 2–3 kształtach betonu, betonu z powłokami ochronnymi,
lub zapraw naprawczych przygotowanych laboratoryjnie. Próbki są badane w porównaniu
do betonu wzorcowego (300–350 kg/m3 cementu, w/c = 0,6 opad stożka 120 ± 20 mm).
Cylindry mają wymiary: średnica – 100 mm i wysokość 200–300 mm. Osiowo, 50 mm od
podstawy walca, umieszczony jest pręt zbrojeniowy o średnicy 10 mm. Po rozformowaniu
próbki przetrzymuje się w wodzie w temp 20 ± 2ºC do 14 dnia. Następnie przebywają
30
w warunkach 20 ± 2ºC i wilgotności = 50 ± 5% do 28 dnia. Próbki zapraw/betonu
modyfikowane żywicami rozformowuje się po 2 dniach i od razu przetrzymuje się je
w warunkach sucho-powietrznych. Tak przygotowany walec umieszcza się wraz z siatką
stalową o wymiarach 200×300 mm w 3% roztworze NaCl tak, aby poziom cieczy
znajdował się 30 mm poniżej jego górnej powierzchni. Schemat pomiarowy przedstawiono
na (rys. 3). Pomiędzy zbrojeniem i siatką przykłada się stałe napięcie 5 V tak, aby pręt
Rys. 3. Schemat pomiarowy [44]
stanowił elektrodę dodatnią. Po włączeniu obwodu napięcie odczytuje się co 12 h, aż do
pojawienia się pęknięcia betonu lub brązowej wody (pochodzącej od rdzy), co kończy test.
Jest to spowodowane zapoczątkowanie korozji zbrojenia przez jony chlorkowe, które
dotarły do powierzchni stali pod wpływem działania napięcia. Pęczniejące produkty korozji
prowadzą do pojawienia się pęknięcia. W momencie zniszczenia próbki prąd w układzie
rośnie skokowo. Prąd płynący w obwodzie wyznacza się ze wzoru (4) poprzez pomiar
napięcia na oporniku 10 :
I
UR
10
(4)
gdzie:
I – prąd płynący w obwodzie [A],
UR – napięcie na oporniku 10 [V].
Jako wynik podaje się odporność danej próbki na korozję, czyli czas wyrażony
w dniach, jaki jest potrzebny do zniszczenia matrycy, (pojawienia się skoku natężenia
prądu lub pojawienia się brązowej wody). Odczytuje się go z wykresu natężenie prądu
w funkcji czasu. Dodatkowo oblicza się trwałość betonu w stosunku do betonu
wzorcowego na podstawie wzoru:
Q
t
to
(5)
gdzie:
Q – trwałość betonu na korozję chlorkową,
t – odporność badanej próbki [dni],
to – odporność betonu wzorcowego [dni].
31
2.2.3.
Inne metody badania korozji chlorkowej
Metodyka skandynawskiego testu NT Build 355 Concrete, mortars and cement
based repair materials: Chloride diffusion coefficient from migration cell experiments
(Electrical Migration Test) jest bardzo podobna do testu amerykańskiego ASTM C 1202,
ale jest to badanie migracji jonów Cl– w stanie ustalonego przepływu (w stanie równowagi)
[22, 43, 60].
Innym przykładem jest skandynawska procedura wg NT Build 492 Concrete,
Mortars and Cement–based Repair Materials: Chloride Migration Coefficient from Nonsteady Migration Experiments (Rapid Migration Test – RMT) – badanie współczynnika
migracji jonów chlorkowych w stanie nieustalonym. Pozwala ona na wyznaczenie
współczynników migracji (dyfuzji) jonów chlorkowych w betonach i zaprawach
w warunkach nieustalonego przepływu [48, 60].
Metody mierzenia oporności/przewodności betonu są kolejnym sposobem pomiaru
pozwalającym ocenić możliwość penetracji matrycy przez chlorki. Wyróżnić możemy kilka
technik pomiaru:
rezystywności/konduktywności objętościowej betonu przy pomocy prądu stałego [35],
rezystywności/konduktywności objętościowej betonu przy pomocy prądu zmiennego
metodą 4–punktową [11],
rezystywności/konduktywności warstw powierzchniowych konstrukcji betonowych
przy pomocy prądu zmiennego metodą Wennera [14, 40, 61].
3. Korozja siarczanowa
Agresja siarczanowa jest najczęściej spotykaną i jedną z najgroźniejszych korozji
występujących podczas eksploatacji betonu [10, 18, 30, 33, 41]. Szybkość zniszczenia
matrycy zależy w pierwszej kolejności od przepuszczalności betonu i szybkości dyfuzji
jonów [22, 30, 33, 34, 41, 61]. Najmniejszą odporność na jony siarczanowe wykazuje
zaczyn cementowy, a spośród jego składników: Ca(OH)2 i uwodnione gliniany wapnia.
Korozja betonu uzależniona jest także od rodzaju kationu, jaki towarzyszy jonom SO 42–.
Najbardziej agresywny jest MgSO4 w stosunku do matrycy cementowej.
W pierwszej kolejności atakowany jest Ca(OH)2 dając jako produkt reakcji gips
wtórny, a po skończeniu się porlandytu Na2SO4 reaguje z uwodnionymi glinianami wapnia
tworząc ettryngit. Oba powstające związki mają większą objętość od substratów i to
właśnie prowadzi do naprężeń i powstania mikrospękań, a w konsekwencji do zniszczenia
betonu [18, 22]. Natomiast MgSO4 jest także agresywne dla fazy C–S–H, dlatego ta sól jest
tak groźna dla trwałości betonu. W wyniku reakcji siarczanu z fazą C–S–H powstaje żel
krzemionkowy o nieograniczonym pęcznieniu [22, 30].
Raport Komitetu Technicznego [12] wyróżnia 3 rodzaje badań korozji siarczanowej
w zależności od matrycy cementowej: na zaczynach, na zaprawach, na betonach.
Najbardziej rozpowszechnioną metodą badania agresji siarczanowej są testy na zaprawach
[12, 20, 22, 38, 41, 50, 54, 72]. Najczęściej mierzonymi parametrami w testach
korozyjnych są: zmiany długości próbek (ekspansja), zmiany wytrzymałości na ściskanie
i/lub zginanie, utrata masy, wygląd próbek (zmiany zachodzące na powierzchni badanych
próbek), zmiana modułu sprężystości (rzadziej stosowana). Badania odporności korozyjnej
mogą być prowadzone przy całkowitym zanurzeniu próbek w środowisku (roztworze)
32
korozyjnym, częściowym zanurzeniu, lub testy są prowadzone w warunkach zmiennych
(cykliczne moczenie w roztworze agresywnym, a następnie suszenie).
Metody przy całkowitym zanurzeniu w roztworze korozyjnym są najbardziej
rozpowszechnioną wersją badań odporności na agresję siarczanową. Obecnie dostępnych
jest wiele norm. Można do nich zaliczyć m. in. normy: polską PN-B-19707 [50], projekt
europejskiej pr ENV 196-X:1995 [54], amerykańskie ASTM C 452 [20, 72] i ASTM
C 1012 [15, 22, 26, 56, 59, 64, 72], francuską NF P 18-837 [56], rosyjską GOST 4798 [22],
australijską AS 2350.14 [72], czy chińskie BG 749 i BG 2420 [72]. Oprócz tego istnieją
nieznormalizowane procedury, np.: metoda Wittekindta [22].
Amerykański Instytut Betonu (ACI) w Przewodniku trwałego betonu zaproponował
klasyfikację środowiska siarczanowego dla gruntów i wody [41]. Kryteria podano
w (tabl. 2).
Tablica 2. Klasyfikacja środowiska siarczanowego [41].
Stężenie jonów SO4
Rodzaj ekspozycji
w gruncie
w wodzie
%
g/l
Łagodna
< 0,1
< 0,15
Umiarkowana
0,1 – 0,2
0,15 – 1,5
Ostra
0,2 – 2,0
1,5 – 10,0
Bardzo ostra
> 2,0
>10,0
3.1.
Metoda preferowana przez PN-B-19707
W Polsce obowiązuje procedura zawarta w normie PN-B-19707 Cement. Cement
specjalny. Skład, wymagania i kryteria zgodności. Załącznik C: Oznaczanie odporności
cementu na agresję siarczanową pozwalająca określić odporność cementu na jony
siarczanowe. Polega na wyznaczeniu ekspansji oraz obserwacji zmian destrukcyjnych
(pęknięć, rys, wykwitów, wycieków, zmian barwy, odprysków itp.) beleczek w porównaniu
do tych przetrzymywanych w wodzie [50].
Test wykonuje się na 6 beleczkach z metalowymi czopami o wymiarach 20×20×120
mm z czego 3 przechowuje się w roztworze korozyjnym a 3 w wodzie. Próbki formuje się
zgodnie z PN-EN 196-1 z dwiema różnicami: zaprawę zagęszcza się poprzez 10 wstrząsów
(a nie 60) i układa w jednej warstwie (a nie w dwu). Po rozformowaniu próbek (po 24 lub
48 h) umieszcza się je w wodzie zdemineralizowanej do 28 dnia tak, aby było 2 mm
przestrzeni od dna pojemnika i przynajmniej 5 mm przerwy pomiędzy beleczkami. Po tym
czasie mierzy się długość początkową kształtek lo na aparacie Graff-Kaufmanna. Następnie
3 beleczki umieszcza się w wodzie zdemineralizowanej, a pozostałe 3 w roztworze Na2SO4
lub Na2SO4 · 10H2O o stężeniu jonów SO42– równym 16 ± 0,5 g/l. Co 28 dni wykonuje się
pomiar długości beleczek lt i obserwuje zmiany wyglądu zewnętrznego (pęknięć, rys,
wykwitów, wycieków, zmian barwy, odprysków itp.) przez okres 52 tygodni. Przez cały
okres badania nie zmienia się wody, w której zanurzone są próbki kontrolne (najwyżej
uzupełnia jej brak, aby poziom był stały), natomiast roztwór siarczanów wymienia się co 4
tygodnie, po każdym pomiarze. Po czasie t oblicza się zmiany liniowe lt, średnie
33
arytmetyczne tych zmian długości dla próbek przetrzymywanych w wodzie i siarczanie lt
(H2O) i lt (Na2SO4), a następnie wartość ekspansji Xt wg wzorów:
lt
Xt
lt lo
100%
160
lt ( Na SO )
lt ( H O )
2
4
2
(6)
(7)
gdzie:
lt – zmiana liniowa belki po t czasie [%],
lt – długość początkowa zmierzona przed umieszczeniem w roztworze korozyjnym [mm],
lo – długość po czasie t [mm],
160 – długość nominalna belki [mm],
Xt – ekspansja [%],
lt (Na2SO4) – średnia zmiana liniowa beleczek po t czasie przechowywanych w Na2SO4 [%],
lt (H2O) – średnia zmiana liniowa beleczek po t czasie przechowywanych w wodzie [%].
Cement uznaje się za odporny na działanie siarczanów, jeśli ekspansja po roku jest
mniejsza niż 0,5% i nie stwierdzono występowania rys, pęknięć, zmian barwy wykwitów
itd. na powierzchni próbki [50].
3.2.
Propozycja znormalizowanej procedury badawczej
W 2006 roku grupa ekspertów CEN z Komitetu Technicznego 51 zaproponowała
procedurę badawczą do oceny odporności na agresję siarczanową. Propozycja testu jest
wynikiem przeglądu przez dostępne metody badania korozji siarczanowej. Założenia
przedstawiono w (tabl. 3) [12].
Tablica 3. Założenia procedury zaproponowanej przez CEN/TC 51/WG12/TG1 [22].
34
Cecha
Propozycja
Rodzaj próbek
Beleczki 40×40×160 mm z użyciem piasku zgodnie
z EN 196-1
Skład zaprawy
Wskaźnik w/c = 0,6 stosunek cement:piasek 1:3,375
Sposób dojrzewania
próbek
Trzy miesiące twardnienia w nasyconej wodzie
wapiennej w temp. 20ºC (lub 28 dni w 35ºC).
Umieszczenie próbek
w roztworze
Pełne zanurzenie w roztworze korozyjnym
Rodzaj roztworu
korozyjnego
Roztwór Na2SO4 sporządzony z użyciem wody
zdejonizowanej
Stężenie roztworu
korozyjnego
10 g/l jonów SO42–
Cecha
Propozycja
Warunki prowadzenia
badań
pH i stężenie SO42– kontrolowane przez
miareczkowanie automatyczne (sugerowane pH 8 ±
0,5); roztwór mieszany i okresowo wymieniany
Temperatura roztworu
Panująca w laboratorium temperatura ok. 20ºC nie
odpowiada warunkom panującym w całej Europie –
należy uwzględnić warunki lokalne; możliwa
temperatura 10ºC (warunki powstawania
thaumasytu)
Sposób zabezpieczenia
próbek
przed powierzchniową
karbonizacją
Przed rozpoczęciem badań odporności na działanie
korozyjne roztworu Na2SO4, próbki zanurzyć na
kilka godzin w rozcieńczonym H2SO4
Długość testu
I propozycja – jeden rok, w tym 9 miesięcy
w roztworze agresywnym;
II propozycja – dwa lata, w tym 21 miesięcy
w roztworze agresywnym
Kryterium
siarczanoodporności
Spadek wytrzymałości na ściskanie próbek
poddawanych testowi siarczanoodporności
w stosunku
do próbek dojrzewających w nasyconej wodzie
wapiennej
4. Korozja w wodzie morskiej
Tablica 4. Skład sztucznej wody morskiej.
Ilość substancji na 1000 g wody
wg pr ENV 196-X [5, 54]
Stężenie w g/l
wg ASTM D 1141 [21]
NaCl
30,0
24,53
MgCl2
–
5,20
MgCl2 · 6H2O
6,0
–
Na2SO4
–
4,09
MgSO4 · 7H2O
5,0
–
CaSO4 · 2H2O
1,5
–
CaCl
–
1,16
KCl
–
0,695
NaHCO3
–
0,201
35
Ilość substancji na 1000 g wody
wg pr ENV 196-X [5, 54]
Stężenie w g/l
wg ASTM D 1141 [21]
KHCO3
0,2
–
KBr
–
0,101
H3BO3
–
0,027
SrCl2
–
0,025
NaF
–
0,003
Inne (NO2, NO3)
–
< 0,0005
Woda morska to przede wszystkich roztwór jonów chlorkowych, magnezowych
i siarczanowych, zatem oddziaływanie agresywne jest wyjątkowo silne i złożone. Oprócz
reakcji korozyjnych z jonami siarczanowymi mogą zachodzić reakcje związane z obecnością NaCl i spotęgowane towarzystwem soli MgSO4 i MgCl2. Do tego dochodzą reakcje
jonów Cl– ze zbrojeniem [10, 30, 41].
Wiele konstrukcji betonowych narażonych jest na oddziaływanie środowisk
morskich, dlatego ważne jest, aby móc ocenić odporność betonu na to medium.
W literaturze brak normowych badań odporności na korozję w wodzie morskiej. Jedynie
projekt normy europejskiej pr ENV 196-X:1995 Metody badania cementu. Część X:
Oznaczenie odporności cementu na agresję roztworu siarczanów lub wody morskiej
proponuje metodę badania. Test przebiega wg procedury jak dla korozji siarczanowej,
opisanej w (pkt 3.1), z tą różnicą, że zamiast roztworu siarczanu stosuje się sztuczną wodę
morską, której skład zawarto w (tabl. 4). Jest to jedyna norma podająca metodykę badania
odporności cementu na działanie wody morskiej [5, 54].
Natomiast w amerykańskiej normie ASTM D 1141 Substitute Ocean Water podano
tylko sposób wykonania sztucznej wody morskiej (tabl. 4), która może być używa
w różnych badaniach m. in. agresji wody morskiej na beton. [19, 21, 28, 39].
5. Karbonatyzacja
Karbonatyzacja jest jedną z głównych przyczyn niszczenia betonu. CO2 reaguje
z produktami hydratacji rozpuszczonymi w roztworze porowym, szczególnie z portlandytem, w wyniku czego tworzy się kalcyt. Reakcjom z CO2 ulegają też inne hydraty,
zwłaszcza gdy skończy się Ca(OH)2. Możliwe jest powstanie żelu krzemionkowe, który
dodatkowo przyspieszy proces karbonatyzacji. Szybkość karbonatyzacji zależy od stężenia
i szybkości transportu CO2 przez system porów. Proces zachodzi najszybciej przy
wilgotności 50–70%.
Karbonatyzacja prowadzi do obniżenia poziomu pH betonu z ponad 12 do mniej niż
9, co powoduje zanik warstwy pasywacyjnej na powierzchni zbrojenia. W tych warunkach
może dochodzić do przyspieszonej korozji prętów stalowych. Z drugiej strony powstający
kalcyt uszczelnia powierzchniową warstwę betonu, wpływając korzystnie na zmniejszenie
przepuszczalności jonów chlorkowych. Można powiedzieć, że karbonatyzacja ma
pozytywny i negatywny wpływ na korozję betonu [10, 14, 41].
36
Ze względu na to, że reakcja karbonatyzacji jest reakcją bardzo powolną, dla oceny
odporności betonu na działanie CO2 stosuje się metody przyspieszone. Przykładem takich
badań są normy: polska PN-EN 13295 [51] i skandynawska NT Build 357 [45].
W przypadku niejednoznacznych wyników uzyskanych dzięki w/w metodom stosuje się
metodę petrograficzną oceny głębokości karbonatyzacji [51].
Normę polską PN-EN 13295 Wyroby i systemy do ochrony i napraw konstrukcji
betonowych. Metody badań. Oznaczanie odporności na karbonatyzację stosuje się do
badania odporności zaczynów, zapraw i betonów naprawczych, na które nie nakłada się
powłok ochronnych. Można ją również stosować do betonów zwykłych. Metoda nie ma
zastosowania do oceny odporności na obniżenie pH, które może być skutkiem absorpcji
innych kwaśnych jonów [51].
Badanie przeprowadza się na 2 próbkach wyrobu (zaczynu, zaprawy, betonu),
jednocześnie badając 2 próbki betonu wzorcowego typu C (0,45) wykonanego wg normy
PN-EN 1766 Wyroby i systemy do ochrony i napraw konstrukcji betonowych. Metody
badań. Betony wzorcowe do badań (zawartość cementu: 360 kg/m3, w/c = 0,45,
maksymalny wymiar kruszywa to 16 mm). Stosuje się próbki prostopadłościenne o różnej
wielkości. W przypadku zapraw najlepsze są o wymiarach 40×40×160 mm. W przypadku
betonów o maksymalnym wymiarze kruszywa > 10 mm minimalne wymiary próbki
powinny wynosić 100×100×400 mm. Identyczne próbki przygotowuje się z betonu
wzorcowego. Po 28 dniach pielęgnowania w wodzie w temp. 20 ± 2ºC belki przenosi się do
temp. 21 ± 2ºC i wilgotności 60 ± 10% przynajmniej na 14 dni aż do momentu, kiedy
zmiana masy nie będzie większa niż 0,2% na dzień. Następnie belki umieszcza się
w komorze, której stężenie CO2 wynosi 1% w temp. 21 ± 2ºC i przy 60 ± 10% RH.
Przepływ gazu przez komorę należy okresowo kontrolować dla zachowania odpowiedniego
ciśnienia.
Głębokość karbonatyzacji mierzy się przez nałożenie wskaźnika fenoloftaleinowego
na powierzchnię świeżego przełamu próbki. Odczyt głębokości karbonatyzacji następuje po
60 ± 5 min po rozpyleniu. Stosowany wskaźnik to 1% roztwór fenoloftaleiny w 70 ml
alkoholu etylowego i rozcieńczonego wodą (dejonizowaną lub destylowaną) do 100 ml
przygotowanej wg PN-EN 14630 [53]. Pomiar wykonuje się przed włożeniem betonu do
komory i po 56 dniach przebywania w komorze. Do każdego pomiaru należy pobrać przy
pomocy dłuta warstwę grubości przynajmniej 15 mm. Ta sama próbka może być stosowana
wielokrotnie do pomiaru wzrastającej w czasie głębokości karbonatyzacji. Głębokość
karbonatyzacji jest średnią głębokością zmierzoną w 5 punktach na wszystkich 4 bokach
z dokładnością 1 mm. Najpierw oblicza się średnią głębokość z jednego boku, a następnie
średnią głębokość karbonatyzacji ze wzorów:
d k1
dk
p1
5
d k1
4
5
4
(8)
(9)
gdzie:
dk1 – średnia głębokość karbonatyzacji na boku [mm],
p – pojedynczy pomiar [mm],
dk – średnia głębokość karbonatyzacji [mm],
37
dk1–4 – średnia głębokość karbonatyzacji na bokach [mm].
W przypadku, gdy występują duże zaokrąglone naroża, nieregularna linia
karbonatyzacji lub lokalna głęboka karbonatyzacja przy obliczaniu średniej głębokości
karbonatyzacji stosuje odpowiednie procedury zawarte w normie PN-EN 13295 [51].
Innym badaniem jest skandynawski test NT Build 357 Concrete, repairing materials
and protective coating. Carbonation resistance, który również przeznaczony jest do
testowania materiałów naprawczych konstrukcji betonowych. Metodyka zawarta w NT
Build 357 jest bardzo podobna do tej stosowanej w krajowej nomenklaturze [45].
W dostępnej literaturze badania karbonatyzacji metodą przyspieszoną prowadzono
przy różnych warunkach: 50%, 70% i 100% stężeniu CO2, temperaturze 23ºC i wilgotności
RH 70% [14]; 50% CO2, 50ºC i 50–75% RH przez 26–52 dni [9, 69]; do 5% CO2 i 65%
RH przez 30 min dziennie [42]; nasyconej atmosferze CO 2 i 60% RH, przez 56 dni [2]; 5%
CO2, 37ºC i 90% RH, przez 360 h lub 20% CO2 przez 72 h [66]; 10% CO2, 55% RH
w 30ºC [25]; 5% CO2, 20% O2 i 65 ± 5% RH w 20ºC przez 14 dni [4]; 50 ± 5%, CO2, 53 ±
5% RH, w 21 ± 1ºC [63].
W przypadku, gdy po rozpyleniu fenoloftaleiny zmiana barwy następuje powoli,
i/lub granica jest rozmyta, metoda fenoloftaleinowa nie daje wystarczająco dokładnych
wyników. Może to wskazywać na obszary częściowo skarbonatyzowane. W takim
przypadku można zastosować alternatywną metodę badawczą, np. badanie petrograficzne,
aby potwierdzić wyniki badania [27, 51].
6. Korozja kwasowa
Ogólnie rzecz ujmując, agresja chemiczna na beton powoduje rozkład produktów
hydratacji cementu, w wyniku czego powstają sole wapnia, które mogą być wypłukiwane
z matrycy betonowej (jeśli są rozpuszczalne), lub działać rozrywająco w miejscu powstania
(jeśli są nierozpuszczalne) [41, 73].
Pod korozją kwasową rozumiemy działanie bardzo wielu substancji, należących do
różnych grup związków chemicznych. Należy tu wymienić kwasy nieorganiczne
(chlorowodorowy, siarkowodorowy, azotowy, siarkowy, chromowy), kwasy organiczne
(octowy, mlekowy, propanowi, masłowy), związki organiczne (fenole, ropa naftowa, oleje
mineralne, sacharoza, gliceryna), gazy (CO2, SO3, NOx) [8, 49, 55, 58, 73, 74].
Beton ulega korozji w wyniku działania substancji silnie kwasowych o niskim pH
(poniżej 4,5 agresję określa się jako bardzo silną). Jednak przyjęcie pH jako jedynego
kryterium oceny agresywności środowiska nie jest odpowiednie. Oprócz pH na szybkość
korozji wpływa przepuszczalność i porowatość betonu, ruchliwość jonów korozyjnych,
szybkość przepływu medium korozyjnego, temperatura, ciśnienie oraz rodzaj kwasu
(mocny czy słaby). Dlatego dla określenia prawdziwej agresywności roztworu ważniejsze
jest stężenie kwasu niż pH [24, 41, 73].
Oprócz kwasów, na matrycę cementową działają różne bakterie, które potęgują
oddziaływania korozyjne. Same ścieki komunalne nie stanowią zagrożenia dla betonu,
natomiast obecność bakterii redukujących siarkę w warunkach beztlenowych (pod lustrem
ścieków) powoduje powstawanie H2S, który unosi się nad powierzchnię cieczy, osadza się
na wilgotnej warstwie powlekającej eksponowaną powierzchnię betonu, następnie reaguje
z tlenem, przechodząc do postaci atomowej i na skutek działania bakterii utleniających
siarkę (thiobacillus) ulega utlenieniu do kwasu siarkowego. Zatem agresja następuje
38
powyżej poziomu ścieków. Reakcje korozyjne kwasu siarkowego z betonem są analogiczne
do korozji siarczanowej. Sytuacja taka powstaje w instalacji kanalizacyjnej
i oczyszczalniach ścieków. Tak wywołana korozja nazywana jest korozją biosiarczanową
[1, 17, 36, 41, 70, 73, 75].
Najbardziej agresywnymi kwasami są te, powodujące powstawanie produktów
o największej rozpuszczalności [49]. Wg [1] najbardziej korozyjnym kwasem jest H 2S,
który w wyniku działań bakterii siarkowych przemieniany jest do kwasu siarkowego
bardzo szybko reagującego z betonem. Więcej niż 20% uszkodzeń w systemie kanalizacji
spowodowana jest działaniem biogennego kwasu siarkowego [29]. Wśród kwasów
organicznych octowy i mlekowy są najbardziej agresywne [73].
W dostępnej literaturze opracowano różnorodne metody fizyczne i chemiczne
badania korozji kwasowej. Nie istnieją jednak znormalizowane procedury z wyjątkiem
amerykańskiej ASTM C 267 [55, 65] i skandynawskiej NT Biuld 363 (przeznaczonej do
oceny powłok antykorozyjnych dla betonu) [46]. Podstawowym warunkiem
opracowywania metodyki jest, aby warunki pomiaru były jak najbardziej zbliżone do
występujących w rzeczywistości, ponieważ przy użyciu stężonego kwasu rozpuszczeniu
ulegają wszystkie składniki matrycy [6, 41]. Może także okazać się, że betony odporne np.
na kwas siarkowy nie zawsze muszą być odporne na kwas siarkowy pochodzenia
organicznego [57]. Uniemożliwia to wykonanie poprawnej oceny jakości, a interpretacja
wyników musi być bardzo ostrożna.
Amerykańska procedura ASTM C 267 Chemical Resistance of Mortars, Grouts, and
Monolithic Surfacings and Polymer Concretes – odporność chemiczna zapraw, zapraw
murarskich i betonów polimerowych jest jedyną normą pozwalającą ocenić odporność na
agresję kwasową. Badanie można prowadzić na zaprawach lub betonach. Po 28 dniach
pielęgnacji próbki umieszcza się na 28 dni w temp. pokojowej w różnych roztworach
niszczących podanych w (tabl. 5) wg różnych źródeł:
Tablica 5. Roztwory symulujące agresywne środowisko wg ASTM C 267.
wg [55]
wg [65]
1% H2SO4
5% H2SO4
1% HCl
1% HNO3
5% CH3COOH
5% H3PO4
Mieszanina Na2SO4 i MgSO4
5% CH3COOH
5% HCOOH
5% C2H4OHCOOH
5% NaClO
5% Na3PO4
NH3
Nasycony roztwór cukru
Olej spożywczy
Po zakończeniu badania próbki przemywa się wodą dejonizowaną w celu usunięcia
odspojonych części. Jako wynik podaje się utratę wagi lub wytrzymałości w stosunku do
wartości sprzed badania. Beton/zaprawę uznaje się za odporną, gdy ubytek masy nie
przekracza 5% a ubytek wytrzymałości – 10% [55, 65].
39
Natomiast skandynawska norma NT Build 363 Concrete surfaces, organic paints.
Acid resistance – odporność na działanie kwasów przeznaczona jest do oceny odporności
kwasowej powłok stosowanych do ochrony betonu [46].
Wielu naukowców badało oddziaływania różnych kwasów na betony: kwasu
siarkowego [6]; kwasów octowego, mlekowego, masłowego, propanowego [8]; kwasów
mlekowego i octowego [16]; kwasów nieorganicznych i organicznych oraz związków
organicznych (fenole, oleje spożywcze) [73, 74]; kwasów octowego i azotowego [49];
kwasu chlorowodorowego [24]; kwasów chlorowodorowego i siarkowego [1].
Innym typem badań korozji kwasowej są badania z wykorzystaniem kultur bakterii –
test mikrobiologicznej korozji kwasowej (przeważnie siarkowej) [1, 17, 36, 37, 67, 68].
7. Podsumowanie
Generalnie testy określające odporność na działanie środowisk korozyjnych
przeprowadza się na próbkach betonowych, za wyjątkiem korozji siarczanowej. Pojęcie
korozji betonu jest bardzo skomplikowane i obszerne. Nie da się w prosty sposób ocenić
odporności korozyjnej betonu w sposób całościowy i nie istnieje pojedyncze badanie
pozwalające na taką ocenę. Jest to niemożliwe ze względu na złożoność struktury jaką jest
beton, jak również z powodu różnorodności mediów agresywnych. W literaturze
przedmiotu dostępna jest duża liczba metod badawczych korozji betonu.
Istnieją jednak obszary, które koniecznie wymagają dalszego rozwoju. Dotyczy to
przede wszystkim metod badań korozji kwasowej i w wodzie morskiej. W obu
przypadkach powinno się opracować procedury normowe. Problem agresji kwasowej jest
o tyle trudny, iż występuje tu wiele roztworów korozyjnych, o różnym mechanizmie
działania, tak więc przyszła norma powinna zawierać inne testy dla różnych czynników
korozyjnych. W przypadku korozji siarczanowej już zaproponowano znormalizowaną
procedurę badawczą [12].
Odnośnie przyspieszonych testów przepuszczalności jonów chlorkowych wszystkie
dostępne metody mają dużą niepewność pomiarową. Z kolei procedury długoterminowe
przeważnie są zbyt czasochłonne. Ten obszar również wymaga dalszych badań, zwłaszcza
w przypadku krajowych dokumentów normatywnych. Także pozostałe metody nie są
wolne od licznych wad i z tego względu konieczne jest ich udoskonalanie.
Literatura
[1] V.A. Abdelmseeh, J. Jofriet, G. Hayward, Sulphate and sulphide corrosion in
livestock buildings. Part 1: Concrete deterioration, Biosystems Engineering, 2008,
s. 372–381
[2] N. Alba, E. Vazquez, S. Gasso, J.M. Baldasano, Stabilization/solidification of MSW
incineration residues from facilities with different air pollution control systems.
Durability of matrices versus carbonation, Waste Management. 2001, s. 313–323
[3] ASTM C 1202-04 Standard Test Method for Electrical Indication of Concrete’s
Ability to resist Chloride Ion Penetration
[4] C.D. Atis, Accelerated carbonation and testing of concrete made with fly ash,
Construction and Building Materials, 2003, s. 147–152
40
[5] J. Bai, S. Wild, B.B. Sabir, Chloride ingress and strength loss in concrete with
different PC–PFA–MK binder compositions exposed to synthetic seawater, Cement
and Concrete Research, 2003, s. 353–362
[6] T. Bakharev, J.G. Sanjayan. Y.-B. Ceng, Resistance of alkali-activated slag concrete
to acid attack, Cement and Concrete Research, 2003, s. 1607–1611
[7] A. Beeldens, J. Montany, E. Vincke, N. De Belie, D. Van Gemert, L. Taerwe,
W. Verstraete, Resistance to biogenic sulphuric acid corrosion of polymer-modified
mortars, Cement and Concrete Composites, 2001, s. 47–56
[8] A. Bertron, J. Duchesne, G. Escadeillas, Attack of cement pastes exposed to organic
acids in maunre, Cement and Concrete Composites, 2005, s. 898–909
[9] M.S. Bin Shafique, J.C. Walton, N. Gutierrez, R.W. Smith, A. Tarquin, Influence of
carbonation on leaching of cementitious wasteforms, Journal of Environmental
Engineering 1998, s. 463–467
[10] W. Brylicki, Czynniki determinujące trwałość betonu i iniekcyjnych zaczynów
cementowych, Sympozjum Naukowo-Techniczne „Cementy w budownictwie,
robotach wiertniczo-inżynieryjnych oraz hydrotechnice”, Piła, 2001
[11] Catalog NDT 2010 www.germann.org, s. 81–84
[12] CEN/TC 51/WG12/TG1 Doc. 185, Sulphate Resistance Testing – State of the Art,
2006
[13] C.-F. Chang, J.-W. Chen, The experimental investigation of concrete carbonation
depth, Cement and Concrete Research, 2006, s. 1760–1767
[14] J.M. Chi, R. Huang, C.C. Yang, Effects of carbonation on mechanical properties and
durability of concrete using accelerated testing method, Journal of Marine Science
and Technology, No 1, 2002, s. 14–20
[15] P. Chindaprasirt, P. Kanchanda, A. Sathonsaowaphak, H.T. Cao, Sulfate resistance of
blended cements containing fly ash and rice husk ash, Construction and Building
Materials, 2007, s. 1356–1361
[16] N. De Biele, J. Monteny, Resistance of concrete containing styrol acid ester latex to
acid occurring of floors for livestock housing, Cement and Concrete Research, 1998,
s. 1621–1628
[17] N. De Belie, J. Montany, A. Beeldens, E. Vincke, D. Van Gemert, W. Verstraete,
Experimental research and prediction of the effect of chemical and biogenic sulfuric
acid on different types of commercially produced concrete sewer pipes, Cement and
Concrete Research, 2004, s. 2223–2236
[18] J. Deja, Trwałość zapraw i betonów żużlowo-alkalicznych, Polski biuletyn
Ceramiczny, vol. 83, Kraków 2004
[19] S. Erdogdu, T.W. Bremner, I.L. Kondratova, Accelerated testing of plain and epoxycoated reinforcement in simulated seawater and chloride solutions, Cement and
[20] B. Felekoglu, K. Ramyar, K. Tosun, B. Musal, Sulfate resistance of different types of
Turkish Portland cements by selecting the appropriate test method, Construction and
Building Materials, 2006, s. 819–823
[21] B. Gauthier, I. Vidensky, S. Eidelman, N. Tailleart, J.R. Scully, PTS Al-Co-Ce
coatings for aluminum cladding replacement or in-field scratch repair, 2009 DOD
Corrosion Conference
[22] Z. Giergiczny, Metody badania odporności na korozję chlorkową i siarczanową,
II Sympozjum naukowo-techniczne „Trwałość betonu”, Gliwice, 2008, s. 77–96
41
[23] M.A. Glinicki, Widmo nasiąkliwości, Budownictwo-Technologie-Architektura,
3/2007, s. 50–53
[24] P. Huang, Y. Bao, Y. Yao, Influence of HCl corrosion on the mechanical properties
of concrete, Cement and Concrete Research, 2005, s. 584–589
[25] R. R. Hussain, T. Ishida, Critical carbonation depth for initiation of steel corrosion in
fully carbonated concrete and development of electrochemical carbonation induced
corrosion model, International Journal of Electrochemical Science, 2009, s. 1178–
1195
[26] E.F. Irassar, M. Gonzalez, V. Rahhal, Sulphate resistance of type V cements with
limestone filler and natural pozzolana, Cement and Concrete Composites, 2000,
s. 361–368
[27] D. Jana, B Erlin, Carbonation as an indicator of crack age. Information on
carbonation products, means for detecting carbonation, and carbonation as
a concrete chronometer, Concrete International, 2007, s. 61–64
[28] W.-C. Jau, D.-S. Tsay, A Study of the basic engineering properties of slag cement
concrete and its resistance to seawater corrosion, Cement and Concrete Research,
1998, s. 1363–1371
[29] W. Kaempfer, M. Berndt, Polymer modified mortar with high resistance to acid and
to corrosion by biogenous sulfuric acid, Proc. of the IXth ICPIC Congress, Bologna
(Italy), 1998, s. 681–687
[30] W. Kurdowski, Chemia cementu, PWN, Warszawa, 1991
[31] J.S. Lawler, J.D. Connolly, P.D. Krauss, S.L. Tracy, B.E. Ankenman, NCHRP Report
566 Guidelines for concrete mixtures containing supplementary cementitious
materials to enhance durability of bridge decks, Washington D.C., 2007
[32] R. Loser, B. Lothenbach, A. Leemann, M. Tuchschmid, Chloride, resistance of
concrete and its binding capacity – Comparison between experimental results and
thermodynamic modeling, Cement and Concrete Research, 2010, s. 34–42
[33] J. Małolepszy, J. Deja, W. Brylicki, M. Gawlicki, Technologia betonu. Metody badań,
Kraków, 2000
[34] P.K. Mehta, P. Schiessl, M. Raupach, Performance and durability of concrete
systems, Proceedings of the 9th International Congress on the Chemistry of Cement,
New Delhi, India, 1992, vol. I, s. 571–659
[35] G.E. Monfore, The electrical resistivity of concrete, Journal of the PCA Research and
Development Laboratories, 1968, s. 35–48
[36] J. Montany, E. Vincke, A. Beeldens, N. De Belie, L. Taerwe, D. Van Gemert,
W. Verstraete, Chemical, microbiological, and in situ test methods for biogenic
sulfuric cid corrosion of concrete, Cement and Concrete Research, 2000, s. 623–634
[37] J. Montany, N. De Belie, E. Vincke, W. Verstraete, L. Taerwe, Chemical and
microbiological tests to simulate sulfuric acid corrosion of polymer-modified
concrete, Cement and Concrete Research, 2001, s. 1359–1365
[38] P.J.M. Monteiro, J. Roesler, K.E. Kurtis, J. Harvey, Accelerated test for measuring
sulfate resistance of hydraulic cements for Caltrans LLPRS Program, Report
Prepared for California Department of Transportation, 2000
[39] P. Montes, T.W. Bremner, D.H. Lister, Influence of calcium nitrite inhibitor and
crack width on corrosion of steel in high performance concrete subjected to
a simulated marine environment, Cement and Concrete Composites, 2004, s. 243–253
42
[40] W. Morris, E.I. Moreno, A.A. Sagues, Particular evaluation of resistivity of concrete
in test cylinders using a Wenner array probe, Cement and Concrete Research 1996,
s. 1779–1787
[41] A.M. Neville, Właściwości betonu, Polski Cement, Kraków, 2000
[42] V.T. Ngala, CL. Page, Effects of carbonation on pore structure and diffusional
properties of hydrated cement pates, Cement and Concrete Research, 1997, s. 995–
1007
[43] NT Build 355 Concrete, mortar and cement based repair materials: Chloride
diffusion coefficient from migration cell experiments
[44] NT Build 356 Concrete, repairing materials and protective coating: Embedded steel
method, chloride permeability
[45] NT Build 357 Concrete, repairing materialsand and protective coating. Carbonation
resistance
[46] NT Build 363 Concrete surfaces, organic paints: Acid resistance
[47] NT Build 443 Concrete, hardened: Accelerate chloride penetration
[48] NT Build 492 Concrete, Mortars and cement-based repair materials: Chloride
migration coefficient from non-steady migration experiments
[49] V. Pavlik, Corrosion of hardened cement pastes by acetic and nitric acids. Part 3.
Influence of water/cement ratio, Cement and Concrete Research, 1996, s. 475–490
[50] PN-B-19707 Cementy. Cement specjalny. Skład, wymagania i kryteria zgodności,
Załącznik C Oznaczenie odporności cementu na agresję siarczanową
[51] PN-EN 13295 Wyroby i systemy do ochrony i napraw konstrukcji betonowych.
Metody badań. Oznaczanie odporności na karbonatyzację
Metody badań. Pomiar wnikania jonów chlorkowych
Metody badań. Oznaczanie głębokości karbonatyzacji w stwardniałym betonie
metodą fenoloftaleinową
[54] pr ENV 196-X:1995 Method of testing cement. Part X: Determination of the
resistance of cements to attack by sulfate solution or by sea water
[55] D.M. Roy, P. Arjunan, M.R. Silsbee, Effect of silica fume, metakaolin, and lowcalcium fly ash on chemical resistance of concrete, Cement and Concrete Research,
2001, s. 1809–1813
[56] E. Roziere, A. Loukili, R. El Hachem, F. Grondin, Durability of concrete exposed to
leaching and external sulphate attacks, Cement and Concrete Research, 2009,
s. 1188-1198
[57] M. Schmidt, K. Hormann. F.-J. Hofmann, E. Wagner, Beton mit erhöhtem Widerstand
gegen Säure und Biogene Schwefelsäurekorrosion, Concrete Precasting Plant
Technol. 4: s. 64–70
[58] C. Shi, J.A. Stegemann, Acid corrosion resistance of different cementing materials,
Cement and Concrete Research, 2000, s. 803–808
[59] K.K. Sideris, A.E. Savva, J. Papayianni, Sulfate resistance and carbonation of plain
and blended cements, Cement and Concrete Composites, 2006, s. 47–56
[60] K.D Stanish, R.D. Hooton, M.D.A. Thomas, Testing the chloride penetration
resistance of concrete: A literature review, FHWA Contract DTFH61-97-R-00022
„Prediction of Chloride Penetration in Concrete”, Toronto, Ontario, 2000
43
[61] Z. Ściślewski, Problemy zagrożenia przed korozją obiektów (budynków)
w działalności rzeczoznawcy, VIII Konferencja Naukowo-Techniczna „Problemy
rzeczoznawstwa budowlanego”, Cedzyna, 2004
[62] Technical Bulletin TB-0100, Understanding AASHTO T 277 and ASTM C 1202
Rapid Chloride Permeability Test, www.graceconstruction.com
[63] M. Thiery, G. Villain, P. Dangla, G. Platret, Investigation of the carbonation front
shape on cementitious materials: Effects of the chemical kinetics, Cement and
[64] P.J. Tikalsky, D. Roy, B. Scheetz, T. Krize, Redefining cement characteristics for
sulfate-resistant Portland cement, Cement and Concrete Research, 2002, s.1239–1246
[65] USACE/NAVFAC/AFCESA/NASA UFGS-09 35 16 (May 2009), UNIFIED
FACILITIES GUIDE SPECIFICATIONS
[66] T. Van Gerven, D. Van Baelen, V. Dutre, C. Vandecasteele, Influence of carbonation
and carbonation methods on leaching of metals from mortars, Cement and Concrete
Research, 2003
[67] E. Vincke, S. Vertichel, J. Montany, W. Verstraete, A new test procedure for biogenic
sulfuric acid corrosion of concrete, Biodegradation, 1999, s. 421–428
[68] E. Vincke, E. Van Wanseele, J. Montany, A. Beeldens, N. De Belie, L. Taerwe,
D. Van Gemert, W. Verstraete, Influence of polymer addition on biogenic sulfuric
acid attack of concrete, International Biodeterioration and Biodegradation, 2002,
s. 283–292,
[69] J.C. Walton, M.S. Bin Shafique, R.W. Smith, N. Gutierrez, A. Tarquin, Role of
carbonation in transient leaching of cementitious waste-forms, Environmental
Science and Technology, 1997, s. 2345–2349
[70] L. Wysocki, Trwałość betonu w zbiornikach oczyszczalni ścieków, Dni Betonu 2004,
s. 237–244
[71] G. Xiong, Y. Cui, L. Chen, H. Jiang, Influence of hydrochloric acid etching on bond
strength between concrete substrate and repair materials, Cement and Concrete
Composites, 2004, s. 41–45
[72] A. Xu, A. Shayan, P. Baburamani, Test methods for sulfate resistance of concrete and
mechanism of sulfate attack. A state of the art review, Review Report 5, 1998
[73] V. Zivica, A. Bajza, Acidic attack of cement based materials – a review. Part 1.
Principle of acidic attack, Construction and Building Materials, 2001, s. 331–340
[74] V. Zivica, Deterioration of cement-based materials due to the action of organic
compounds, Construction and Building Materials, 2006, s. 634–641
[75] B. Zyska, Zagrożenia biologiczne w budynkach, Arkady, Warszawa, 1999
CORROSION OF CONCRETE. TEST METHODS – A REVIEW
Summary
Concrete is the most common material used in building constructions. Through the years buildings
have been exposed to several corrosion liquids inducing deterioration of concrete. Test methods
should possibly correspond with real conditions. Hereby paper presents the review of different
methods of corrosion tests. Due to the fact that concrete corrosion is a very wide matter this article
consists of a few test methods used in Polish concrete laboratories.
44
Gliwice
2010
Tomasz Pużak1
Henryk Skalec2
Konrad Grzesiak3
NANOTECHNOLOGIA W PREFABRYKACJI BETONOWEJ
1.
Wprowadzenie
Współczesny przemysł produkcji materiałów budowlanych stawia coraz wyższe
wymagania dotyczące czasu uzyskania przez beton projektowanych właściwości. Skrócenie
czasu wiązania i twardnienia betonu (cementu) możliwe jest w wyniku przeprowadzenia
odpowiedniej obróbki termicznej zabudowanego betonu lub stosowania odpowiednio
dobranych domieszek chemicznych. Okazuje się również, że kształtowanie tych
właściwości jest możliwe także z zastosowaniem nanotechnologii. W technologie cementu
jak i w technologie wytwarzania betonu, podobnie jak i we wszystkie sfery życia, wchodzą
nanotechnologie. Jest to kształtowanie struktury stwardniałego betonu na poziomie
pojedynczych atomów i cząstek. Produkty nanotechnologiczne, dzięki swej wysokiej
skuteczności, łatwości aplikacji oraz neutralności dla zdrowia i środowiska naturalnego,
stają się nieodzownym elementem zarówno w budownictwie, jak również w życiu
codziennym. Poprawa bezpieczeństwa, ergonomii, oszczędność kosztów, oraz czasu, to
tylko kilka profitów płynących z wykorzystania nanotechnologii. W referacie
przedstawiono wyniki badań laboratoryjnych jak i próby przemysłowej betonu
samozagęszczalnego przeznaczonego do produkcji prefabrykowanych płyt pokrywowych
(elementy zakończenia studni) z użyciem nanometrycznej domieszki przyspieszającej
przyrost wytrzymałości na ściskanie. Dzięki zamierzonej strukturalizacji materiałów na
poziomie atomowym oraz wykorzystaniu szczególnych zjawisk zachodzących w tej skali,
otwiera się cały wachlarz nowych możliwości, które zostaną przedstawione w niniejszym
referacie.
1
Mgr inż. Górażdże Cement S.A.; [email protected]
Mgr inż. PV Prefabet Kluczbork; [email protected]
3
inż. BASF Polska ; [email protected]
2
45
2. Wymagania dotyczące elementu
Płyty pokrywowe są elementami prefabrykowanym, żelbetowymi, służącymi do
przykrycia studzienek, na których spoczywa właz kanałowy. Płyty pokrywowe łączone są z
kręgami za pomocą uszczelek gumowych. Płyty pokrywowe są zbrojone zgodnie z
dokumentacja konstrukcyjną producenta [1,2]. Elementy te powinny spełniać wymagania
zawarte w normie PN-EN 1917:2004 „Studzienki włazowe i niewłazowe z betonu
niezbrojonego, z betonu zbrojonego włóknem stalowym i żelbetowe”. Na rysunku 1 i w
tablicy 1 przedstawiono płytę pokrywową 1200 mm [2].
Rys.1. Płyta pokrywowa 1200 mm – widok oraz wymiary
Tablica 1. Płyta pokrywowa 1200 mm- dane projektowe.
Płyta pokrywowa, wymiary [mm]
Średnica
Średnica
Wysokość
Średnica
wewnętrzna (d1)
zewnętrzna (d2)
(h)
(D)
1200
625
130
1440
3. Założenia projektowe
Uzyskanie betonu o pożądanych właściwościach wymaga odpowiedniego doboru
składników i właściwego procesu projektowania uwzględniającego gęstość i rozstaw
zbrojenia, odpowiednią ciekłość mieszanki betonowej, a także czas transportu i zabudowy
betonu. Wymagania jakościowe dotyczące betonu przeznaczonego do produkcji płyt
pokrywowych zawarte są w normie PN-EN 1917:2004 „Studzienki włazowe i niewłazowe
z betonu niezbrojonego, z betonu zbrojonego włóknem stalowym i żelbetowe”.
W przypadku prefabrykowanych pokryw betonowych, stanowiących element
zakończenia studni najważniejszym parametrem, oprócz wymagań normowych, było
uzyskanie maksymalnej wytrzymałości początkowej - 8 i 20-godzinnej umożliwiającej
rozformowanie elementu co w dalszej kolejności rzutuje na usprawnienie pracy całego
zakładu prefabrykacji.
Wymagania dotyczące zarówno właściwości mieszanki betonowej jak i stwardniałego
betonu przedstawiono w tablicy 2.
46
Tablica 2. Wymagania projektowe dla elementów zakończenia studni.
Wymagania dla mieszanki betonowej
Wymagania dla stwardniałego betonu
Konsystencja mieszanki betonowej:
Klasa betonu C 40/50 po 28 dniach
50-55 cm mierzona metodą stolika
twardnienia
rozpływowego
Wytrzymałość na ściskanie po 8
godzinach - min. 10 MPa, po 20
Brak segregacji składników
godzinach – min. 30 MPa
Utrzymanie konsystencji w czasie min. 20
minut
Brak zjawiska „bleedingu” (odsączania)
4. Charakterystyka materiałów stosowanych w badaniach
4.1.Cement
Biorąc pod uwagę pożądany poziom wytrzymałości wczesnej, zapewniający
rozformowanie i transport gotowego elementu na terenie zakładu prefabrykacji, do badań
zastosowano cement portlandzki wapienny CEM II/A-LL 42,5R o właściwościach
przedstawionych w tablicy 3. Cement portlandzki wapienny CEM II/A-LL 42,5R
charakteryzuje się wysoką wytrzymałością wczesną oraz w okresie normowym (28 dni), a
także wysokim ciepłem hydratacji. Jest spoiwem powszechnie stosowanym w produkcji
betonu towarowego, prefabrykatów wielko i –drobnowymiarowych, elementów
sprężonych, infrastrukturze komunikacyjnej a także w betonach nowej generacji.
Tablica 3. Właściwości cementu portlandzkiego wapiennego CEM II/A-LL 42,5R.
Wynik badań
Wymagania wg
Właściwość
laboratorium
PN-EN 197-1
zakładowego
Zmiany objętości,
0,5 mm
10 mm
Le Chatelier
Początek czasu wiązania
153 min
60 min
Wytrzymałość na ściskanie
26,4 MPa
20 MPa
po 2 dniach
Wytrzymałość na ściskanie
42,5 MPa
51,4 MPa
po 28 dniach
62,5 MPa
4.2. Kruszywo
Do zaprojektowania składu mieszanki betonowej zastosowano lokalne kruszywa
żwirowe, a zaprojektowaną krzywą uziarnienia przedstawia rys.2. Szczególną uwagę
zwrócono na uziarnienie piasku. Zastosowane kruszywo umożliwiało osiągnięcie
właściwego rozpływu mieszanki betonowej i należyte wypełnienie przestrzeni w
wykonywanym elemencie (gęsto ułożone zbrojenie).
47
100
90
Krzywe graniczne (wg PN-B06250)
80
Krzywa mieszanki
Przesiew, %
70
60
50
40
30
20
10
0
0
0,125
0,25
0,5
1
2
4
8
16
Wymiar oczka sita #, mm
Rys. 2. Krzywa uziarnienia mieszanki kruszynowej
4.3. Popiół lotny
Podstawą do skonstruowania mieszanki SCC jest odpowiednio wysoka zawartość
frakcji pyłowej w betonie (poniżej 0,125 mm). Wynika z tego konieczność zastosowania w
betonie SCC odpowiednich wypełniaczy mineralnych. W rezultacie uzyskuje się niską
wartość granicy płynięcia i wysoką lepkość mieszanki betonowej. Tej roli nie może pełnić
cement, ponieważ skutkowałoby to zbyt dużym skurczem; nie bez znaczenia jest także
aspekt ekonomiczny. Odpowiednio dobrany dodatek mineralny, wraz z cementem,
zapewnia właściwą płynność mieszanki betonowej oraz pozwala na wydłużenie czasu
urabialności (przerabialności) betonu [3]. W prowadzonych badaniach zastosowano
wysokiej jakości popiół lotny krzemionkowy o składzie i właściwościach przedstawionych
w tablicy 4 i 5. Zastosowany popiół spełniał wymagania normy PN-EN 450-1:2006
„Popiół lotny do betonu” (kategoria A i N).
Strata
prażenia
[%]
SO3
[%]
2,24
0,67
48
Tablica 4. Właściwości fizyczne popiołu lotnego.
Aktywność pucolanowa
[%]
CaOwolne
ClMiałkość
[%]
[%]
[%]
po 28
po 90
dniach
dniach
0,07
0,007
78,4
89,7
34,0
Gęstość
[g/cm3]
2,13
SiO2
51,50
Al2O3
27,83
Tablica 5. Skład chemiczny popiołu lotnego.
Fe2O3 CaOwolne CaO
MgO
SO3
Na2O
7,50
0,07
3,68
2,51
0,67
1,07
K2O
2,97
Cl0,007
4.4 Domieszka chemiczna – nanotechnologia w składzie betonu
W produkcji betonów samozagęszczalnych SCC podstawowym zadaniem domieszki
upłynniającej jest nadanie mieszance betonowej o niskim współczynniku w/c bardzo
wysokiej płynności zapewniającej własności samopoziomujące oraz możliwość
samoistnego odpowietrzenia.
Do projektowania i wykonania betonu zastosowano dwa rodzaje domieszek chemicznych.
1. Domieszkę opartą na bazie eterów polikarboksylanowych. Jest to domieszka
przeznaczona do produkcji prefabrykatów, betonów o wysokich wytrzymałościach
początkowych oraz betonów sprężanych. Zastosowanie tego rodzaju superplastyfikatora
pozwala na produkcję betonów o niskim stosunku w/c, co prowadzi do otrzymania betonu o
wysokich wytrzymałościach, zarówno wczesnych jak i w okresie normowym (po 28 dniach
dojrzewania). Betony z zastosowaniem tej domieszki odznaczają się zdolnością utrzymania
odpowiedniej konsystencji nawet przy podwyższonych temperaturach zewnętrznych [4]
2. „Nanodomieszkę” przyspieszająca twardnienie matrycy cementowej. Jest to domieszka
zoptymalizowana dla wszystkich rodzajów betonu, w szczególności konstrukcyjnych
elementów prefabrykowanych i stanowi dla ich producentów niezwykle korzystne
rozwiązanie. Domieszka ta może stanowić alternatywę dla wszystkich rodzajów obróbki
cieplnej, ułatwiając między innymi wykorzystanie materiałów wiążących o niskiej
zawartości klinkieru (cementy z dodatkami mineralnymi CEM II-CEM V).
Nanokrystaliczna domieszka przyspieszająca to specjalnie zaprojektowana zawiesina
zawierająca zarodki kryształów fazy CSH, zapewniająca przyspieszenie procesu hydratacji
cementu (w początkowym okresie- 6-12godz.). Dzięki innowacyjnej technologii tworzenia
sztucznych zarodków krystalizacji, zostaje zdecydowanie przyspieszony wzrost pełniących
najważniejszą rolę kryształów uwodnionego krzemianu wapnia [4].
Produkt ten zapewnia następujące korzyści:
• Znaczne przyspieszenie wczesnej wytrzymałości, oraz skrócenie lub wyeliminowanie
obróbki cieplnej.
• Możliwość lepszego wykorzystania zdolności produkcyjnych zakładu prefabrykacji
• Przyspieszenie cyklu produkcyjnego (szybsza rotacja- nawet dwu- lub trzykrotna)
• Lepsze wykorzystanie szalunków, dzięki wcześniejszemu rozszalowaniu elementów
• Większa wydajność procesów
• Zmniejszenie zużycia energii
• Optymalizacja materiałów
• Optymalizacja wykorzystania materiałów wiążących, dzięki użyciu cementów niższej
klasy, zawierających mniej klinkieru lub zwiększenie zastosowania dodatkowych
materiałów pucolanowych (kamień wapienny, popioły lotne, żużel)
• Zmniejszenie ryzyka opóźnionego tworzenia się etryngitu
• Zwiększenie trwałości betonu
Zasadę działania domieszki pokazano na rysunku 3 i 4.
49
a) Powstawanie fazy C-S-H zachodzi w
pobliżu ziaren cementu lub na ich
powierzchni tworząc warstwę która
spowalnia przemieszczanie się reagentów i
produktów reakcji.
b) Powstawanie fazy C-S-H powstaje z dala
odpowierzchni ziaren co powoduje BRAK
spowolnienia dyfuzji reagentów i
produktów reakcji
Rys. 3. Zasada działania nanotechnologicznej domieszki powodującej przyspieszenie
twardnienia betonu
Rys. 4. Sztuczne zarodki krystalizacji matrycy cementowej (powiększenia 2000x)
W celu porównania działania domieszki przyspieszającej twardnienie betonów
przeprowadzono w LMB w Strzelcach Opolskich badania porównawcze przyrostu
wytrzymałości zapraw normowych zgodnych z PN –EN 196-3 z nanodomieszką
(dozowanie 4% m.c) oraz bez domieszki. Wyniki badań przedstawiono w tablicy 6.
Zdecydowanie widać wpływ domieszki na początkowy okres twardnienia i wiązania
50
zapraw normowych. Wytrzymałości 7 dniowe i normowe pozostają praktycznie na
podobnym poziomie dla zapraw z domieszką i bez domieszki
Tablica 6. Wpływ nanodomieszki na przyrost wytrzymałości zapraw normowych.
Rodzaj cementu
Wytrzymałość na ściskanie, MPa
24 godziny
2 dni
7 dni
28 dni
CEM I 42,5R bez domieszki
15,5
27,1
45,1
54,5
CEM I 42,5R z domieszką
23,4
33,4
46,7
54,4
CEM II/A-LL 42,5R bez domieszki
15,6
26,7
42,0
53,5
CEM II/A-LL 42,5R bez domieszki
CEM II/B-S 42,5N bez domieszki
22,1
9,3
31,7
17,4
41,7
36,0
52,8
50,5
CEM II/B-S 42,5N z domieszką
14,8
21,9
36,4
51,1
CEM III/A 42,5N bez domieszki
7,8
14,1
27,3
58,0
CEM III/A 42,5N z domieszką
12,9
16,6
26,9
56,8
5. Właściwości mieszanki betonowej i stwardniałego betonu
Projektując skład betonu SCC należy na uwadze mieć przede wszystkim właściwości
mieszanki betonowej.
Mieszanka betonowa powinna charakteryzować się:
rozpływem co najmniej 60 cm, co gwarantuje odpowiednią ciekłość mieszanki
betonowej umożliwiającą samoistny rozpływ mieszanki w formie płyty
pokrywowej
utrzymanie konsystencji przez co najmniej 20 minut. Niezbędny czas do
utrzymania konsystencji ustalono na podstawie długości przebiegu procesów
technologicznych zachodzących w zakładzie prefabrykacji z uwzględnieniem
pewnego marginesu bezpieczeństwa. Należy zaznaczyć, że użycie betonu o niższej
konsystencji niż zakładana powoduje nieprawidłowe odpowietrzenie mieszanki,
co w dalszej konsekwencji niekorzystnie wpływa na właściwości stwardniałego
betonu i estetykę produkowanego elementu
szybkość rozpływu placka do średnicy 50 cm - 5-10 sek.; pozwala na utrzymanie
właściwego tempa prowadzonego betonowania.
Zaprojektowano dwie mieszanki betonowe – z domieszka chemiczną powodującą przyrost
wytrzymałości oraz bez domieszki. Pozostałe składniki były takie same. Skład
zaprojektowanych mieszanek przedstawiono w tablicy 7, a właściwości w tablicy 8.
51
Tablica 7. Receptura mieszanki betonowej SCC C 40/50.
Składnik
Mieszanka 1
Mieszanka 2
Ilośc, kg/m3
Cement CEM II/A-LL 42,5R
350
350
Piasek 0-2 mm
637
637
Żwir 2-8 mm
372
372
Żwir 8-16 mm
675
675
Popiół lotny
150
150
Woda
128
145
Superplastyfikator
3,8
3,8
(Glenium Ace 430)
“Nanodomieszka” X-Seed
14,0
Tablica 8. Właściwości mieszanki betonowej.
Właściwośc
Uzyskany wynik
Mieszanka 1
Mieszanka 2
Konsystencja mieszanki betonowej:
67 cm
65 cm
mierzona jako rozpływ placka
Zawartość powietrza
2,5 %
2,3 %
Szybkość rozpływu mieszanki do
średnicy 50 cm
Segregacja składników
Utrzymanie konsystencji w czasie
Odpowietrzenie mieszanki
betonowej
Temperatura mieszanki betonowej
Zjawisko „wyrzucania” wody
6 sek
7 sek
brak
45 minut
brak
45 minut
prawidłowe
prawidłowe
19,1 OC
18,5 OC
brak
brak
Po ustaleniu składu mieszanki betonowej, nałożono beton do form sześciennych o
boku 15 cm bez wibracji (beton SCC). Po przechowywaniu próbek betonowych w
warunkach laboratoryjnych (temperatura 20 OC +/- 2o , wilgotność 95% +/- 5%) poddano je
badaniom mającym na celu potwierdzenie uzyskania przez beton zakładanych parametrów
jakościowych oraz stwierdzenia wpływu nanotechnologicznej domieszki na wczesną
wytrzymałość betonu na ściskanie. Poszczególne operacje laboratoryjne pokazano na rys. 5.
52
Rys. 5. Próba laboratoryjna
Uzyskane wyniki badań wytrzymałości (rys. 6) potwierdzają osiągnięcie założeń
projektowych. Wczesna wytrzymałość na ściskanie pokazuje znaczne różnice pomiędzy
betonem z nanodomieszką
i bez niej. Nadmienić należy, iż projektując beton
samozagęszczalny SCC podstawowa uwaga zwrócona jest na zapewnienie odpowiednich
właściwości mieszanki betonowej, natomiast bardzo często pozostałe właściwości są
pochodną tych wymagań i z reguły znacznie przekraczają projektowane wartości.
Osiągnięte założenia projektowego pozwoliły na przeprowadzenie próby przemysłowej w
zakładzie prefabrykacji.
53
120
100
mieszanka 1
mieszanka 2
75,1
66,2
80
60
33,5
22,1
40
20
0
12,4
5,3 0
6h
1
8h
20h
28 dni
Rys. 6. Wytrzymałość na ściskanie betonu z próby laboratoryjnej
Próba przemysłowa odbyła się wg wcześniej ustalonych recept z niewielkimi korektami
zawartości piasku oraz wody zarobowej. Dodatkowo w celu zbadania wpływu temperatury
na przyrost wytrzymałości mieszanki betonowej z nanodomieszką próbki przechowywano
zarówno w warunkach laboratoryjnych (temp. 20 oC) jak i na hali produkcyjnej (temp.
10oC).
Na rys. 7 i 8 przedstawiono wyniki próby przemysłowej.
120
100
temp. 20oC
temp. 10oC
80
66,2
55,8
60
40
20
3,2 0
8,2
1
17,1
5,9
23,7
7,5
0
6h
8h
12 h
20h
28 dni
Rys. 7. Wytrzymałość na ściskanie w różnych warunkach dojrzewania (próba
przemysłowa)
54
Rys.8. Próba przemysłowa
Wyniki próby przemysłowej pomimo, że gorsze od próby laboratoryjnej pozwoliły na
wprowadzenie do produkcji, po niewielkich korektach składu mieszanki dodatkowych
elementów podczas zmiany roboczej. Jednocześnie próba ta pokazała znaczący wpływ
temperatury otoczenia na skuteczność działania nanodomieszki przyspieszającej
twardnienie betonu. W temperaturach bliskich 10oC i niższych, dodatek nanodomieszki do
betonu praktycznie nie ma sensu, co pokazuje rys. nr 7.
6. Podsumowanie
Współczesny przemysł produkcji materiałów budowlanych stawia coraz wyższe
wymagania dotyczące czasu uzyskania przez beton projektowanych właściwości. Skrócenie
czasu wiązania i twardnienia betonu (cementu) możliwe jest nie tylko w wyniku
przeprowadzenia odpowiedniej obróbki termicznej zabudowanego betonu lecz również, co
wykazały opisane badania stosowania odpowiednio dobranych domieszek chemicznych.
Zaprojektowany i wykonany beton charakteryzował się wysoką wytrzymałością
zarówno wczesną (8, 20 godzin) jak i w okresie normowym. W oparciu o przeprowadzone
55
badania w skali laboratoryjnej, a następnie ich przemysłową weryfikację oraz analizę
ekonomiczną, można stwierdzić, że uzasadnione jest zastosowanie w produkcji pokryw
betonowych w technologii SCC nanodomieszki znacząco przyspieszającej przyrost
wytrzymałości. Zastosowanie opisanej technologii i wprowadzenie nanotechnologii w
produkcji betonu może stanowić alternatywę dla typowych domieszek przyspieszających
twardnienie betonu oraz energochłonnej metody podgrzewania czy naparzania elementów.
Ma to szczególnie znaczenie w przypadku zakładów prefabrykacji gdzie stosowanie
zabiegów przyśpieszających twardnienie jest wymuszone osiągnięciem wytrzymałości
transportowej
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
Madryas C., Kolonko A., Wysocki L. „Konstrukcje przewodów kanalizacyjnych”,
Wrocław 2002,
Materiały promocyjne firmy P.V. Prefabet Kluczbork,
Pużak T., Skalec H., Grzesiak K., Sokołowski M., „Nowoczesne rozwiązania
materiałowe i technologiczne w produkcji prefabrykowanych rur betonowych”,
Sympozjum Naukowo – Techniczne „Reologia w technologii betonu” Gliwice 2009
Materiały promocyjne firmy „BASF”
NANOTECHNOLOGY IN PRECAST ELEMENTS
Summary
Hereby paper presents the laboratory and industrial test results of SCC concrete designed for the
production of precast cover plates (well’s closing element) with the use of nanometric admixture
increasing compressive strength. Owing to the intended materials structuralization on atomic level,
also, using the specific effects of this scale, a wide range of new prospects is being opened. Some of
these opportunities are described herewith.
56
Gliwice
2010
Wojciech Świerczyński1
SYSTEM SIKA COLORFLO. KOLOROWY BETON
1.
Wstęp
Tradycyjny beton jako materiał budowlany ceniony jest za swoją wytrzymałość,
niezawodność, trwałość i łatwość nadawania mu form architektonicznych. Postęp w
rozwoju chemii do betonu spowodował, że obecnie możemy uzyskiwać dodatkową
własność podnoszącą jego walory architektoniczne. Jest nim system barwienia betonu
pozwalający na równomierne, ekonomicznie uzasadnione i trwałe barwienie betonu.
Umożliwia to architektom i inwestorom znajdywanie nowych środków wyrazu w
tworzonym dziele architektury oraz zmienia sposób podejścia do projektowania poprzez
możliwość wykorzystania barwy betonu bez nakładania powłok .
2.
Wyzwanie
Beton barwny nie pojawił się jako przemijająca moda w produkcji i wykorzystaniu
betonu barwionego w architekturze. Jest on bowiem niezmiennym i atrakcyjnym sposobem
uzyskiwania przez architekta zamierzonego celu w projektowanym dziele. Razem z
kształtem i fakturą powierzchni, kolor jest zasadniczym czynnikiem wykorzystania betonu
jako tworzywa budowlanego szeroko wykorzystywanego przez twórców architektury.
Uzyskiwany zatem efekt musi zatem odzwierciedlać zarówno życzenia inwestora,
właściciela obiektu jak i architekta jako twórcy, zapewniając jednocześnie możliwie duża
jednorodność elementu jak i całego obiektu.
Wymóg ten nakłada najwyższe wymagania jednorodności odnoszące się do nie tylko do
składników betonu takich jak kruszywo, cement ale również do profesjonalnej produkcji
betonu, jego transportu i wbudowania ze szczególnym zwróceniem uwagi na jakość i
szczelność deskowań oraz pielęgnację ułożonego betonu.
1
BU Concrete Manger, mgr inż. Sika Poland Sp. z o.o. Warszawa, ul. Karczunkowska 89,
[email protected]
57
3.
System barwionego betonu Sika ColorFlo. [1]
Beton barwiony to znacznie więcej niż beton z dodatkiem porcji pigmentu.
Podstawą konstrukcji takich betonów to beton architektoniczny wraz z całą procedurą
zaczynając od projektowania a kończąc na wykonaniu elementu betonowego wraz z
pielęgnacją. Na każdym etapie muszą być podejmowane zasadnicze decyzje co do
prawidłowego toku postępowania oraz koniecznej systemowej kontroli jakości tego
procesu.
Wieloletnia współpraca, zebrane doświadczenie podczas dziesięcioleci wspólnej
działalności w dziedzinie technologii betonu zaowocowało wdrożeniem sytemu barwnego
betonu.
System barwionego betonu Sika ColorFlo, będący efektem współpracy firm Sika i
Solomon Colors Inc., zapewnia uzyskanie w betonie niezwykłej palety barw o wysokiej
jakości i jednorodności. System ten zapewnia możliwie najlepsze uzyskiwane kolory
betonu co daje możliwość spełnienia oczekiwań zarówno inwestorów jak i projektantów we
wszystkich możliwych zastosowaniach, od betonu towarowego aż do indywidualnych
projektów elewacji, aranżacji wnętrz czy elementów prefabrykowanych. Receptury betonu
prawidłowo technicznie skonstruowane a jednocześnie ekonomicznie efektywne są naszą
drogą do zapewnienia sukcesu realizacji zadania zapewniając naszym klientom korzyści i
zdobywając ich zaufanie.
System Sika ColorFlo łączy specjalnie dobrane pigmenty, oferowane jako barwiące
domieszki do betonu Sika ColorCrete, z technicznie zaawansowanymi składnikami
mieszanki betonowej, dozowaniem jej składników i mieszaniem jej składników i
mieszaniem.
Rys. 1. Pigmenty + domieszki chemiczne
Domieszki barwiące Sika ColorCrete są fabrycznie przygotowywanymi mieszaninami o
dużej zawartości składników stałych, składających się z pigmentów zawieszonych w
specjalnym rozpuszczalniku na bazie wody. Domieszki posiadają znak CE zgodny z EN
206-1.
58
W rezultacie stosowanie systemu daje nieporównywalny wynik, który jest widoczny jako
najwyższej jakości beton barwiony.
System domieszek Sika ColorCrete obejmuje 12 kolorów.
Świeży barwny beton w sześciu wybranych kolorach prezentowany jest na poniższym
zdjęciu.
Rys. 2. Świeża mieszanka betonowa.
Duży wybór kolorów podstawowych (12 kolorów) daje możliwość ich mieszania w
różnych proporcjach pozwalając uzyskiwać barwny beton w prawie nieograniczonej gamie
odcieni wielu kolorów.
Zastosowanie systemu Sika ColorFlo zapewnia łatwość uzyskiwania barwnego betonu oraz
zapewnia ochronę środowiska przed pyłem przy wykonywaniu barwionych w masie
betonów dzięki płynnej formie domieszki barwiącej.
System może być wykorzystywany do produkcji i wykonywania konstrukcji:
produkcja kostki brukowej
betonowych elementów drobnowymiarowych
posadzek betonowych
elementów prefabrykowanych wykonywanych w różnych technologiach (także
SCC)
konstrukcji wylewanych na mokro z betonu towarowego
Dozowanie domieszek barwiących SikaColorCrete może być wykonywane przy
wykorzystaniu dozatorów domieszek, dla różnych systemów mieszania w tym także w
betonowozach. Przy możliwości korzystania z bardzo różnych systemów mieszania i
dozowania, uzyskanie właściwych kolorów jest zapewnione w bardzo różnych warunkach,
niezależnie czy jest to codzienna produkcja dużych ilości betonu, czy też produkowane są
małe ilości betonu do zastosowań specjalnych, np. fragmenty konstrukcji budynku czy
59
posadzce. Należy zwrócić uwagę aby mieszalnik betonu był załadowany maksymalnie w
40% jego nominalnej objętości mieszania, co jest warunkiem dobrego wymieszania
pigmentu z pozostałymi składnikami mieszanki betonowej. Należy stosować tę sama
recepturę betonu, utrzymywać ten sam wskaźnik w/c i jednakową konsystencję betonu.
Nowoczesne domieszki polimerowe serii Sika ViscoCrete i SikaPlast są tutaj bardzo
pomocne. System Sika ColorFlo oparty na domieszkach systemu Sika ColorCrete jest
kompatybilny z oboma seriami wymienionych wcześniej upłynniaczy.
Możliwości wykorzystania efektów barwnego betonu są bardzo szerokie. Przykład
ilustruje zdjęcie nr 3.
Rys. 3. Dworzec kolejowy w Bernie ( Szwajcaria).
Barwne betony w konstrukcji budynku i posadzek. [2]
Dodatkowymi możliwościami w uzyskiwaniu różnych efektów jest stosowanie
powierzchniowych opóźniaczy wiązania cementu serii Sika Rugasol. Preparaty te
umożliwiają uzyskiwanie określonej głębokości działania opóźniacza a poprzez to rozmaite
efekty strukturalne na powierzchni betonu.
Przeprowadzone w Polsce pierwsze próby przedstawione są poniżej.
Rys. 4. Nakładanie preparatu Sika Rugasol, płukanie powierzchni, efekt końcowy.
60
4.
Przygotowanie placu budowy i pielęgnacja betonu.
Zasady postępowania z betonami barwnymi są takie same jak dla betonów
architektonicznych, przy czym należy sobie zdawać sprawę, że polskich unormowań w tym
zakresie dotychczas nie ma. Zainteresowanych odsyłam do naszego opracowania „Beton
architektoniczny” – tłumaczenie z przepisów austriackich – dostępne po zwróceniu się do
autora pod adres internetowy: swierczyń[email protected].
Dla zarysowania najważniejszych spraw związanych z organizacją placu budowy
mających podstawowe znaczenie dla uzyskania oczekiwanego efektu należy kierować się
kilkoma zasadami.
Przed pierwszym betonowaniem, z odpowiednim zapasem czasowym, musi być
opracowana szczegółowa technologia i procedura prowadzenia robót uwzględniająca
sytuacje niespodziewane (niespodziewana burza, przymrozek itp.)i ewentualne przeszkody
(np. brak prądu, korki uliczne itp.).
Wnikliwie należy rozstrzygnąć sprawy deskowania i środków antyadhezyjnych, gdyż ich
dobór będzie miał wpływ na estetykę powierzchni. Deskowanie musi być czyste i szczelne.
Wypływy mleczka cementowego powodują nieodwracalne uszkodzenia powierzchni
betonu. Elementy deskowań muszą posiadać jednakowa chłonność. Powierzchnie pokryte
środkiem antyadhezyjnym zabezpieczone przed zabrudzeniem (kurz, śmieci itp.)
Zbrojenia muszą być właściwie rozmieszczone (otulina), zabezpieczone przed
zabrudzeniami od rdzy. Zbrojenie i elementy wbudowane w beton musza być
zabezpieczone przed przemieszczeniem.
Należy zabezpieczyć odpowiednia ilość sprzętu do dostarczania, podawania i układania
betonu, w tym przede wszystkim odpowiednio dobrane wibratory. Pracownicy zagęszajacy
beton winni być jednolicie przeszkoleni i w trakcie pracy rzetelnie przestrzegać procedur
dotyczących wibrowania betonu.
Wbudowanie barwnego betonu powinno być realizowane przez doświadczony zespół
(robotnicy, nadzór i kontrola)
Szczególna uwagę należy zwrócić na pielęgnacje betonu. Pielęgnacja bowiem służy
ochronie świeżego betonu. Pielęgnacja ma decydujący wpływ na wygląd powierzchni
betonu. Rozdeskowane powierzchnie betonu winny być także zabezpieczone przed
zabrudzeniem i uszkodzeniem, szczególnie naroża i krawędzie betonu.
Przy stosowaniu preparatów antyadhezyjnych i kitów uszczelniających należy przestrzegać
zaleceń producenta co do sposobu wykonania i zużycia materiału ( np. czasy wysychania
środka antyadhezyjnego lub czasu utwardzenia kitu).
Szczególne pielęgnacje należy wykonywać w okresie wysokich temperatur i małej
wilgotności powietrza. Pielęgnacja betonu winna być szczegółowo opisana w dokumentacji
i procedurach wykonawczych.
Nakładanie powłok hydrofobowych jest możliwe na jednolicie suchych powierzchniach.
Nie należy nakładać ich na powierzchnie betonu zawilgocone świeżo przez opady
atmosferyczne.
61
5.
Wnioski
Opisana powyżej technologia betonów barwnych stanowi interesującą, możliwą do
wykorzystania technologię. Coraz szerzej stosowane przez architektów betony
architektoniczne uzyskują możliwość barwienia a zatem dzieło pracy architekta może
zyskiwać inne wymiary oddziaływania.
Literatura
[1] Bussiness Unit Concerete – ConcreteNews. Nr. 15 – December 2009. Sika Services
AG. Zurych, Switzerland 2009.
[2] Sika in der Praxis – Nr. 116, December 2008
Sika ColorFlo. The Sika System for Colored Concrete.
Summary
ColColored concrete is a trend In architectural desing alongside structural shaping and
alternation of surfach structure. Sika ColorFlo enables us to follow this trend. The fascination of
designing in color with the building material concrete, an expansion of the product portfolio of two
largest customers groups, Ready Mix Concrete and Precast Industry.
62
Gliwice
2010
Aneta Nowak-Michta1
KSZTAŁTOWANIE MROZOODPORNOŚCI BETONÓW
Z DODATKIEM POPIOŁU LOTNEGO
1.
Wprowadzenie
Popiół lotny jest od ponad półwiecza najpowszechniej stosowanym dodatkiem do
betonów masywnych oraz konstrukcyjnych o niskich wytrzymałościach. Wymagania
dotyczące właściwości popiołu lotnego stosowanego jako dodatek w betonach
konstrukcyjnych określa norma PN-EN 450-1: 2009 Popiół lotny do betonu – Część 1:
określa. Zgodnie z kryteriami normowymi dopuszczone do stosowania w betonie są
popioły ze spalania w kotłach konwencjonalnych węgla kamiennego i ewentualnie z węgla
brunatnego, jeżeli zawartość CaO 10%. Natomiast popioły ze spalania w kotłach
fluidalnych, których cząstki ze względu na niską temperaturę spalania nie posiadają fazy
szklistej odpowiadającej za reaktywność popiołu, według PN-EN 450-1 nie są przydatne
jako dodatek do betonu.
Jak wiadomo, aspekt zapewnienia trwałości tego typu betonów jest bardzo istotny i
stwarza wiele problemów w realizacji. Znowelizowana w 2006 roku norma PN-EN 450-1
„Popiół lotny do betonu. Część 1: Definicje, specyfikacje i kryteria zgodności.”
wprowadziła trzy kategorie strat prażenia: A: LOI (LOI – loss of ignition (strata prażenia))
5%, B: LOI=2 7% i C: LOI=4 9%. Ponadto w normie przy kategoriach strat prażenia
znajduje się uwaga, iż wielkość strat prażenia może wpływać na skuteczność działania
domieszek napowietrzających stosowanych do wytwarzania betonu mrozoodpornego.
Zdefiniowane trzy kategorie strat prażenia popiołu umożliwiają użytkownikowi uwzględnić
ten fakt poprzez wybór odpowiedniej kategorii do danego zastosowania i klasy ekspozycji.
Zapewnienie trwałości betonów poddawanych cyklicznemu zamrażaniu i
rozmrażaniu jest obecnie jednym z najistotniejszych zagadnień technicznych i to nie tylko
w przypadku stosowania dodatków do betonu. Metody kształtowania mrozoodporności
betonu ściśle związane są z charakterem ekspozycji betonu. W przypadku zapewnienia
mrozoodporności betonu bez udziału środków odladzających stosowane są dwie metody [5,
10, 11]:
napowietrzenie zaczynu cementowego,
1
Dr inż., Politechnika Krakowska ul.Warszawska 24, 31-155 Kraków, [email protected]
63
redukcja porów kapilarnych w zaczynie, poprzez obniżenie stosunku wodnocementowego.
W przypadku oddziaływania mrozu z udziałem środków odladzających, poza
powszechnie stosowanymi metodami zapewnienia trwałości objętościowej, stosowane są
metody wzmacniające powierzchniową warstwę betonu, szczególnie narażoną na
złuszczanie [2, 10, 16].
2.
Wpływ parametrów ilościowych i jakościowych popiołów lotnych na
mrozoodporność betonów z ich dodatkiem
Z analizy literatury wynika, iż mrozoodporność betonu z dodatkiem popiołu lotnego
zależy od [1, 3, 4, 8, 12, 13]:
uziarnienia oraz składu chemicznego popiołu lotnego,
rodzaju i wytrzymałości cementu,
składu betonu, w szczególności procentowego udziału popiołu lotnego w
spoiwie oraz stosunku wodno-spoiwowego,
zawartości powietrza,
warunków dojrzewania, wieku oraz wytrzymałości betonu poddanego
badaniu,
metody badania oraz kryteriów oceny mrozoodporności betonu.
Jako główny parametr jakościowy popiołu determinujący mrozoodporność betonu
wykonanego z jego dodatkiem wskazywana jest wielkość strat prażenia. Luehr [7] badał
wpływ wielkości strat prażenia (2,2÷20,5%) i zawartości popiołu (0÷20%) na spadki
wytrzymałości po cyklicznym zamrażaniu-rozmrażaniu.
fz/fk
Fa=0%
1,0
Fa=10%,
LOI=2,2%
Fa=20%,
LOI=2,2%
Fa=10%,
LOI=4,1%
Fa=20%,
LOI=4,1%
Fa=10%,
LOI=7,7%
Fa=20%,
LOI=7,7%
Fa=10%,
LOI=10,0%
Fa=20%,
LOI=10,0%
Fa=10%,
LOI=20,5%
Fa=20%,
LOI=20,5%
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0
7
14
21
28
40
51
62
75
liczba
cykli
Rys. 1. Stosunek wytrzymałości zapraw poddanych cyklom zamrażania i odmrażania o
zawartościach 0, 10 i 20% popiołów lotnych o zmiennych stratach prażenia do
wytrzymałości zapraw kontrolnych [7].
Uzyskane wyniki badań ewidentnie potwierdzają negatywny wpływ wielkości strat
prażenia w popiołach na mrozoodporność betonów z ich dodatkiem. Na rys.1
przedstawiono uzyskane przez autora wyniki wpływu wielkości strat prażenia i zawartości
popiołu na mrozoodporność betonów. Zaobserwowano, iż popioły lotne w kategorii strat
64
prażenia A (do 5%) w niewielkim stopniu obniżają trwałość zapraw na skutek działania
mrozu bez względu na procent zastąpienia cementu popiołem. Jednakże, w miarę wzrostu
strat prażenia w popiele zaznacza się spadek trwałości, równocześnie bez istotnego wpływu
procentu zastąpienia cementu popiołem przy stratach prażenia do 10%. Największy spadek
trwałości zaobserwowano dla popiołu o stratach prażenia 20,5% i tutaj również, zaznacza
się istotny wpływ zawartości popiołu w spoiwie.
Istotny wpływ własności popiołu również zaznacza się w procesie napowietrzania
mieszanki betonowej z jego dodatkiem. W celu uzyskania odpowiedniej zawartości
powietrza w mieszance betonowej z dodatkiem popiołu lotnego wymagana jest większa
ilość środka napowietrzającego, w zależności od strat prażenia oraz miałkości popiołu [1,
15]. Jako główny czynnik powodujący zwiększenie zapotrzebowania na domieszkę
napowietrzającą wskazywany jest nieopalony węgiel, który powoduje adsorpcję środka
napowietrzającego.
Bardzo istotny wpływ na mrozoodporność betonu z dodatkiem popiołu lotnego
wywierają czas oraz warunki dojrzewania. Zastosowanie dodatku popiołu lotnego
powoduje wydłużenie czasu dojrzewania betonu. Ważną rolę odgrywają warunki
dojrzewania, zarówno temperatura, której wzrost powoduje wzrost aktywności popiołu, jak
i warunki wilgotnościowe, wymagane przez dłuższy okres dla reakcji pucolanowej popiołu.
Zatem, jeśli mrozoodporność jest badana we wczesnych okresach to dodatek popiołu
lotnego powoduje jej obniżenie [1, 4, 6, 16].
3.
Badania własne
3.1. Cel i program badań
Przeprowadzone badania miały na celu ocenę wpływu ilości i jakości (wielkość strat
prażenia) dodawanego popiołu lotnego na mrozoodporność betonów z jego dodatkiem.
Receptury mieszanek zaprojektowano przy następujących założeniach:
cztery poziomy dozowania popiołu lotnego: φ=0, 20, 35, 50% masy cementu
(stosowano metodę prostego zastępowania cementu popiołem),
trzy poziomy współczynnika wodno-spoiwowego (spoiwo = cement + popiół):
w/s=0,55; 0,45; 0,38,
trzy popioły lotne krzemionkowe zgodne z PN-EN 450-1: 2006, w kategoriach
strat prażenia A (1,9%), B (5,1%) i C (9,0%),
dwa poziomy napowietrzenia 0 i 4,5% (domieszka napowietrzająca na bazie
modyfikowanych żywic drzewnych),
stała konsystencja mieszanki betonowej S3 (100 150mm opadu stożka)
regulowana superlastyfikatorem na bazie polikarboksylanów.
Mieszanki wykonano z cementu CEM I 32,5R i kruszywa naturalnego o punkcie
piaskowym 35% i maksymalnym ziarnie D=16mm.
Dobór popiołów lotnych do badań poprzedzono gruntownym rozpoznaniem
rodzajów i jakości popiołów lotnych wytwarzanych przez wszystkie krajowe elektrownie i
elektrociepłownie oraz wykonano wstępne badania testowe fizykochemicznych własności
tych popiołów. Głównym kryterium przyjętym w doborze popiołów było wygenerowanie
reprezentatywnych popiołów dla rodzimej produkcji o stratach prażenia w trzech
kategoriach A, B i C, jednocześnie o podobnym składzie chemicznym i miałkości. Z
65
wszystkich przeanalizowanych popiołów wybrano trzy reprezentatywne o zbliżonym
uziarnieniu.
W ramach badań wykonano 56 serii mieszanek betonowych (4 mieszanki kontrolne
nienapowietrzone, 4 mieszanki kontrolne napowietrzone i 48 mieszanki napowietrzone i
nienapowietrzone z 20, 35 oraz 50% dodatkiem trzech popiołów lotnych). Składy betonów
oraz właściwości zastosowanych materiałów szczegółowo opisano w [9].
Betony wykonywano w laboratorium temperaturze 20 oC i względnej wilgotności
powyżej 60%. Ilości domieszek, zarówno napowietrzającej jak i upłynniającej, regulowano
do uzyskania konsystencji w klasie S3 (100 150 mm opadu stożka) oraz wymaganego
poziomu napowietrzenia. Dozowane ilości domieszek mieściły się w zalecanych przez
producenta zakresach [9].
Próbki betonów do badań po zaformowaniu zagęszczano na stole wibracyjnym. Po
24 godzinach próbki rozformowywano i do czasu badania próbki dojrzewały w komorze o
temperaturze 20±2oC oraz wilgotności 95±5% zgodnie z normą PN-EN 12390-3.
3.2 Zakres i metodyka badań
Zrealizowane w programie badawczym badania mieszanek betonowych i betonów
obejmowały oznaczenie:
konsystencji metodą opadu stożka wg PN-EN 12350-2,
zawartości powietrza metodą ciśnieniową wg PN-EN 12350-7,
mrozoodporności betonów wg PN-88/B-06250 – 150 cykli,
odporności na złuszczanie PKN-CEN/TS 12390-9: 2007 - 56 cykli (badania
przeprowadzono dla betonów napowietrzonych o w/s=0,45 bez dodatku popiołu
oraz z 20 i 50% zawartością wszystkich trzech popiołów),
struktury porowatości w stwardniałym betonie wg PN-EN 480-11: 2000
(kompletne wyniki badań zamieszczono w [10], natomiast w referacie jedynie
porównano uzyskane przykładowe wyniki ze zmianami mas i wytrzymałości po
150 cyklach zamrażania i odmrażania wg PN-88/B-06250.
Badania mrozoodporności dla poszczególnych serii betonów rozpoczynano po 90
dniach dojrzewania.
3.3. Wyniki badań
3.3.1
Zapotrzebowanie na superplastyfikator
W programie badawczym założono uzyskanie mieszanek betonowych o klasie
konsystencji S3 (100 150mm) w metodzie opadu stożka. Konsystencję regulowano
dozując właściwą dawką superplastyfikatora. Wydozowane dawki superplastyfikatora dla
wszystkich trzech popiołów A, B i C o zmiennej wielkości strat prażenia i przy zmiennym
procencie zastąpienia cementu popiołem φ = 0, 20, 35 i 50% dla poszczególnych serii o
zmiennym wskaźniku wodno-spoiwowym w betonach nienapowietrzonych przedstawiono
na rys.2. Wszystkie wydozowane dawki superplastyfikatora mieszczą się w zalecanym
przez producenta przedziale dozowania 0,2 2,0% masy spoiwa. Mieszanek o wskaźniku
w/s=0,38 z popiołem C nie wykonano ze względu na całkowity brak urabialności,
66
uniemożliwiający formowanie tychże mieszanek, bez względu na wielkość dozowanej
dawki superplastyfikatora.
w/s=0,55
w/s=0,45
1,6
1,6
1,4
1,4
1,2
1,2
1,0
SP [%]
1,0
0,8
SP [%]
0,6
0,8
0,6
0,4
0,4
0,2
9,0
5,1
0,0
0
0,2
9,0
5,1
0,0
LOI [%]
0
1,9
20
50
LOI [%]
1,9
20
35
f [%]
35
f [%]
50
w/s=0,38
1,6
1,4
1,2
SP [%]
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
9,0
5,1
0,0
0
LOI [%]
1,9
20
35
f [%]
50
Rys. 2. Ilość wydozowanej domieszki upłynniającej w mieszankach nienapowietrzonych w
zależności od procentu zastąpienia cementu popiołem ( ) i wielkości strat prażenia w
popiele przy w/s=0,55; 0,45 i 0,38.
3.3.2
Zapotrzebowanie na domieszkę napowietrzającą
W programie badawczym przyjęto poziom napowietrzenia 4,5%, przy czym 4,0%
stanowiło wymagane minimum. Dla uzyskania odpowiedniego napowietrzenia dobierano
metodą zarobów próbnych dawkę domieszki napowietrzającej, równocześnie korygując
zawartość superplastyfikatora o wielkość wynikającą z efektu upłynniającego domieszki
napowietrzającej. Na rys.3 przedstawiono wydozowane dawki napowietrzacza w
poszczególnych mieszankach betonowych. Z przedstawionej zależności wynika, iż
zapotrzebowanie na domieszkę napowietrzającą wzrasta w miarę wzrostu wielkości strat
prażenia w popiele oraz procentowego udziału popiołu w spoiwie. Przy czym
zapotrzebowanie to wzrasta o około 10% dla popiołu A (LOI=1,9%), 20% dla popiołu B
(LOI=5,1%) i aż 50% dla popiołu C (LOI=9,0%) na każde 10% stosowanego dodatku.
Trend ten maleje, podobnie jak w przypadku efektu upłynniającego, w miarę spadku
wielkości wskaźnika wodno-spoiwowego. W ekstremalnym przypadku (φ=50% i
w/s=0,45) dla popiołu B mamy zwiększenie dawki domieszki o 100%, natomiast w
przypadku popiołu C o 250%.
67
w/s=0,55
w/s=0,45
1,2
1,2
1,0
1,0
0,8
0,8
N [%]
N [%]
0,6
0,6
0,4
0,4
0,2
0,2
9,0
9,0
5,1
0,0
0
1,9
20
5,1
0,0
LOI [%]
0
1,9
20
35
50
f [%]
f [%]
LOI [%]
35
50
w/s=0,38
1,2
1,0
0,8
N [%]
0,6
0,4
0,2
9,0
5,1
0,0
0
LOI [%]
1,9
20
35
f [%]
50
Rys. 3. Ilość wydozowanej domieszki napowietrzającej w mieszankach napowietrzonych w
zależności od procentu zastąpienia cementu popiołem ( ) i wielkości strat prażenia w
popiele przy w/s=0,55; 0,45 i 0,38.
3.3.3
3.3.3.1
Wyniki badań mrozoodporności
Wyniki badań mrozoodporności objętościowej
Wyniki badań mrozoodporności po 150 cyklach ilustrują wykresy zależności
średnich zmian wytrzymałości i masy od w/s (współczynnika wodno-spoiwowego) i φ
(procentu zastąpienia cementu popiołem). Dla betonów napowietrzonych zależności te
przedstawiono na rys.4, natomiast dla betonów nienapowietrzonych na rys.5. Zmiany
wytrzymałości wszystkich zbadanych betonów napowietrzonych w stosunku do
świadkowych mieszczą się w przedziale -11,7 +13,5%, natomiast zmiany mas w
przedziale -0,8 +0,7%.
Wszystkie zbadane betony napowietrzone na poziomie minimum 4%, z dodatkiem
wszystkich trzech popiołów A, B i C w zakresie wskaźnika wodno-spoiwowego 0,38 0,55
uzyskały zgodnie z PN-88/B 06250 stopień mrozoodporności F150.
W betonach nienapowietrzonych, które nie uległy zniszczeniu podczas badania
zmiany wytrzymałości zawierają się w przedziale -90 +8,9%, natomiast masy w przedziale
-50 +1,9%.
Spośród przebadanych 27 serii betonów nienapowietrzonych stopień
mrozoodporności F150 uzyskało 11 serii betonów. Betony z dodatkiem popiołów A i B o
współczynniku w/s=0,38 oraz betony o w/s=0,45 i 0,55 z 50% dodatkiem popiołów B i C.
68
m150 [%]
Popiół A (LOI=1,9%)
f150 [%]
15
1
10
0
5
-1
0
-2
-5
-3
-10
-4
-15
-5
-6
0,35
-20
w/s
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
Popiół B (LOI=5,1%)
m150 [%]
-25
0,35
w/s
0,40
15
0
10
0,50
0,55
0,60
f150 [%]
1
0,45
5
-1
0
-2
-5
-3
-10
-4
-15
-5
-6
0,35
-20
w/s
0,40
m150 [%]
0,45
0,50
0,55
0,60
-25
0,35
w/s
0,40
0,50
0,55
0,60
0,55
0,60
Popiół C (LOI=9,0%)
f150 [%]
0,45
15
1
10
0
5
-1
0
-2
-5
-3
-10
-4
-15
-5
-6
0,35
-20
w/s
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
-25
0,35
w/s
0,40
0,45
0,50
Rys. 4. Zależność ubytków masy i zmiany wytrzymałości betonów napowietrzonych
z dodatkiem popiołów A, B i C od w/s i φ po 150 cyklach zamrażania.
Spośród 16 serii, które nie spełniły kryteriów mrozoodporności F150 w 10 seriach
próbki uległy zniszczeniu w trakcie cykli zamrażania i odmrażania. Wszystkie próbki
uległy zniszczeniu w seriach z dodatkiem popiołu C o w/s=0,55 i φ=20% oraz w/s=0,45 i
φ=35%. Pozostałe 8 serii, w których próbki uległy zniszczeniu to betony z 20 lub 35%
dodatkiem popiołów A i C. Betony z dodatkiem popiołu B uległy zniszczeniu w seriach o
φ=35% i w/s=0,55 i 0,45. Pierwsze uszkodzenia próbek zaobserwowano po 100 cyklach,
przy czym większość próbek ulegała zniszczeniu pomiędzy 130 a 150 cyklem. Próbki,
które uległy zniszczeniu, bądź też nie spełniły kryterium wytrzymałości po 150 cyklach
wykazywały przyrosty mas już przy kontroli po 50 cyklach na poziomie 0,6 0,9%. W
trakcie badań nie zaobserwowano ubytków mas próbek na skutek złuszczeń bądź
odprysków.
69
m150 [%]
20
0
0
-20
-20
-40
-40
-60
-60
-80
-100
0,35
-80
w/s
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
m150 [%]
-100
0,35
20
0
0
-20
-20
-40
-40
-60
-60
-80
0,45
0,50
0,55
0,60
-80
w/s
0,40
m150 [%]
0,45
0,50
0,55
0,60
-100
0,35
w/s
0,40
Popiół C (LOI=9,0%
0,45
0,50
0,55
0,60
0,55
0,60
f150 [%]
20
20
0
0
-20
-20
-40
-40
-60
-60
-80
-80
-100
0,35
w/s
0,40
f150 [%]
20
-100
0,35
f150 [%]
20
w/s
0,40
0,45
0,50
0,55
0,60
-100
0,35
w/s
0,40
0,45
0,50
Rys. 5. Zależność ubytków masy i zmiany wytrzymałości betonów
nienapowietrzonych z dodatkiem popiołów A, B i C od w/s i φ po 150 cyklach zamrażania.
Przedstawione na rys.4 zmiany wytrzymałości betonów po 150 cyklach
mrozoodporności w świetle omówionych powyżej zmian masy w trakcie badania stanowią
dominujące kryterium. Do betonów, które nie spełniły kryterium w zakresie
dopuszczalnego ubytku masy na poziomie 5% dołączają betony prawie wszystkie
nienapowietrzone betony o wskaźniku w/s =0,55 i 0,45. Wyjątek stanowią serie z 50%
dodatkiem popiołów B i C. Na powyższym rysunku obserwujemy, iż największe spadki
wytrzymałości dla wszystkich popiołów wykazują serie z 35% dodatkiem, mniejsze z 20%,
kolejno betony bez popiołów i najmniejsze spadki wykazują betony z dodatkiem 50%
(wyjątek stanowi seria z 35% dodatkiem popiołu A o w/s=0,45). Ponadto, pomijając serie,
w których próbki uległy całkowitemu zniszczeniu w trakcie badania znacznie większe
spadki wytrzymałości obserwujemy w seriach o w/s=0,45 niż 0,55.
70
3.3.3.2
Wyniki badań odporności na złuszczanie
W tablicy 1 zamieszczono średnie złuszczenia betonów po 56 cyklach zamrażania i
rozmrażania w obecności 3% NaCl, wyrażone w kg/m3. Spośród zbadanych betonów o
w/s=0,45 jedynie beton kontrolny bez dodatku popiołu, w świetle oceny wg SS 113 72 44
(metoda Boraas) jest betonem o dopuszczalnej jakości, natomiast wszystkie betony
zarówno z 20, jak i 50% dodatkiem popiołów we wszystkich kategoriach strat prażenia są
betonami o niedopuszczalnej jakości. Przy czym, w betonach z dodatkiem popiołu
zróżnicowana jest masa złuszczeń w zależności od zawartości i wielkości strat prażenia w
popiołach. W przypadku 20% dodatku poszczególnych popiołów masy złuszczeń są na
porównywalnym poziomie dla wszystkich trzech popiołów, natomiast przy 50% dodatku
popiołu znacząco uwydatnia się wpływ wielkości strat prażenia na masę złuszczeń, która
rośnie w miarę wzrostu wielkości strat prażenia, osiągając poziom 6,06 kg/m2 w przypadku
50% dodatku popiołu C z 9,0% zawartością strat prażenia.
Tablica 1. Wyniki badań odporności na złuszczanie.
Masa złuszczeń PKN-CEN/TS 12390-9: 2007
[kg/m2]
Beton bez dodatku popiołu
0,64
popiół
Beton z dodatkiem
popiołu
=20%
A
B
C
1,60
1,69
1,53
1,23
2,95
6,06
=50%
2
Średnie złuszczenie: < 1,0kg/m beton dopuszczalnej jakości
> 1,0kg/m2 beton niedopuszczalnej jakości
4.
Wpływ parametrów ilościowych i jakościowych popiołu na kształtowanie
mrozoodporności betonów z ich dodatkiem - analiza wyników badań
4.1. Adsorpcja domieszek przez cząstki nieopalonego węgla w popiele
Zapotrzebowanie na domieszki zarówno upłynniającą jak i napowietrzającą wzrasta
w miarę wzrostu wielkości strat prażenia w popiele oraz zawartości popiołu w spoiwie
(rys.2 i 3). Jednoznacznie wskazuje to, iż za adsorpcję domieszek odpowiedzialne są
cząstki nieopalonego węgla znajdujące się w popiele, zatem identyfikatorem ilościowym
adsorpcji domieszek przez popiół może zostać uznana kategoria strat prażenia. Na rys.6 i 7
zaprezentowano zależność wzrostu zapotrzebowania na domieszki odpowiednio
upłynniającą i napowietrzającą w stosunku do mieszanek bez popiołu i zawartości strat
prażenia przeliczonej na kilogramy w 1 m3 mieszanki betonowej.
Porównując wartości wzrostu zapotrzebowania na domieszki (rys.6 i 7), przyrost ten
jest, co najmniej dwukrotnie większy dla domieszki napowietrzającej w stosunku do
superplastyfikatora. Co dowodzi, iż w cząstki niespalonego węgla w znacznie większym
stopniu powodują adsorpcję domieszki napowietrzającej niż upłynniającej. Ponadto
poprzez ilościowe zobrazowanie zawartości strat prażenia określono zawartości
niespalonego węgla w wykonanych w programie badawczym mieszankach z
71
poszczególnymi popiołami w całym spektrum ich dozowania. Zaobserwowano, iż w
przypadku stosowania popiołu A (LOI=1,9%) w ilości 50% zawartość niespalonego węgla
wprowadzonego do mieszanki betonowej jest mniejsza niż w przypadku stosowania
dodatku popiołu B (LOI=5,1%) w ilości 20%. Podobne relacje zachodzą w przypadku
porównania popiołu B i C.
DS [%]
0,6
A
0,5
B
0,4
C
0,3
0,2
0,1
0,0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-0,1
LOI [kg/m3]
Rys. 6. Zależność wzrostu zapotrzebowania na superplastyfikator i zawartości strat
prażenia (LOI) w 1 m3 mieszanki betonowej.
DN [%]
0,6
A
0,5
B
0,4
C
0,3
0,2
N = 0,0258*LOI + 0,0812
R2 = 0,7626
0,1
0,0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
LOI [kg/m3]
Rys. 7. Zależność wzrostu zapotrzebowania na domieszką napowietrzającą i zawartości
strat prażenia (LOI) w 1 m3 mieszanki betonowej.
W miarę wzrostu zawartości strat prażenia w m3 mieszanki zapotrzebowanie na
domieszkę napowietrzającą wzrasta liniowo (rys.7). Zależność tę opisano równaniem (1)
dla którego uzyskano współczynnik korelacji R na poziomie 0,873.
72
N 0,0258 LOI 0,012
(1)
gdzie:
N – przyrost zapotrzebowania na domieszkę napowietrzającą w stosunku do betonu bez
popiołu
LOI – zawartość strat prażenia z popiołu w 1 m3 mieszanki betonowej
4.2. Ocena przydatności popiołów w betonach na podstawie analizy
stadium mieszanki betonowej
Na rys.6 i 7 zaobserwowano, iż popiół lotny w kategorii strat prażenia A nie
powoduje adsorpcji domieszki upłynniającej równocześnie w niewielkim stopniu
powodując wzrost zapotrzebowania na domieszkę napowietrzającą, zatem można uznać, iż
jest on kompatybilny z zastosowanymi domieszkami.
Stosując kryterium przydatności popiołu w zakresie kompatybilności z domieszkami
można uznać, iż popiół:
A - jest przydatny do stosowania w betonie w całym spektrum dozowania popiołu i
wskaźnika wodno-spoiwowego,
B - również jest przydatny do stosowania w betonie w całym spektrum dozowania
popiołu i wskaźnika wodno-spoiwowego, jednakże należy mieć na uwadze kryterium
ekonomi i skalkulować wzrost kosztów na skutek zwiększonego zapotrzebowania na
domieszki,
C - w przeciwieństwie do popiołu B, nie w każdym przypadku możliwe jest
kompensowanie adsorpcji domieszek przez ten popiół poprzez zwiększenie ich dawki w
celu uzyskania odpowiedniej konsystencji bądź też napowietrzenia, co na tym etapie
przesądza o braku przydatności tego popiołu w dużych ilościach, większych od 20% w
betonach o niskich wskaźnikach wodno-spoiwowych.
4.2. Wpływ napowietrzenia na mrozoodporność betonów
Z przedstawionych w pkt.3.3.3.1 wyników badań mrozoodporności jednoznacznie
wynika, iż napowietrzenie mieszanki betonowej na poziomie minimum 4% stanowi
gwarancję mrozoodporności betonu F150. Wszystkie zbadane betony, które w ten sposób
napowietrzono spełniły wymagania stopnia mrozoodporności F150. Zgodnie z wynikami
badań, bez względu na ilość oraz rodzaj stosowanego popiołu spełniającego wymagania
PN-EN 450-1, jako dodatku do betonu, jeżeli możliwe jest napowietrzenie, to w rezultacie
uzyskuje się w warunkach laboratoryjnych wymaganą mrozoodporność betonu.
4.3. Wpływ wskaźnika wodno-spoiwowego
W zbadanych betonach napowietrzonych nie zaobserwowano wpływu wielkości
współczynnika wodno-spoiwowego ani na uzyskane różnice w ubytkach mas ani zmiany
wytrzymałości. W betonach tych napowietrzenie stanowi czynnik dominujący,
odpowiedzialny za ukształtowanie mrozoodpornej struktury porowatości.
W przeciwieństwie do betonów napowietrzonych, w betonach nienapowietrzonych,
wartość współczynnika w/s wywiera bardzo istotny wpływ zarówno na wielkość spadku
73
wytrzymałości, jak również masy próbek poddanych cyklom zamrażania i odmrażania.
Wszystkie betony nienapowietrzone o w/s=0,38, bez względu na rodzaj (kategoria strat
prażenia A i B) i zawartość popiołu w spoiwie spełniły kryteria mrozoodporności F150. Na
podstawie uzyskanych wyników badań można stwierdzić, iż betony te charakteryzuję
bardzo szczelna struktura, gwarantująca ich mrozoodporność. Należy jednakże zwrócić
uwagę, iż w programie badawczym zastosowano metodę prostego zastępowania cementu
popiołem, czyli przy poszczególnych poziomach dozowania dodatku popiołu bezpośrednio
zamieniano odpowiednią część cementu na popiół. Zatem betony o w/s=0,38 z 50%
dodatkiem popiołu posiadały w sumie 450 kg/m3 spoiwa, które stanowiła suma 225 kg
cementu i 225 kg popiołu i współczynnik wodno-cementowy 0,76.
Rusin [11] jest zdania, iż betony o w/c<0,37 przy zapewnieniu poprawnej
pielęgnacji betonu bez napowietrzania osiągają mrozoodporność. Przy czym przestrzega
przed utożsamianiem współczynnika wodno-cementowego w/c ze współczynnikiem
wodno-spoiwowym w/s w przypadku stosowania dodatków mineralnych. Niniejsza teza w
świetle uzyskanych wyników badań nie znajduje potwierdzenia. W zbadanych betonach z
dodatkiem popiołu lotnego spełniającego wymagania normowe graniczną wielkość, przy
której beton był mrozoodporny stanowi wielkość współczynnika wodno-spoiwowego=0,38.
Betony nienapowietrzone o w/s=0,45 i 0,55 z wyjątkiem betonów z 50% dodatkiem
popiołów B i C były niemrozoodporne, przy czym betony te w przeważającej większości
nie spełniają dopuszczalnego kryterium spadku wytrzymałości.
4.4. Wpływ rodzaju i zawartości popiołu
W betonach napowietrzonych w ogólnej ocenie mrozoodporności wpływ rodzaju i
zawartości popiołu podobnie jak współczynnik w/s nie zaznaczają się.
W betonach nienapowietrzonych zauważamy wpływ zarówno rodzaju jak i
zawartości popiołu na wielkość ubytku masy i spadki wytrzymałości. Największe ubytki
masy obserwujemy przy φ=35%, trochę mniejsze przy φ=20%, natomiast najmniejsze, przy
φ=50%, które w przypadku popiołu B i C były mniejsze niż dla betonu bez dodatku.
Podobne jak w przypadku ubytków masy zaznaczają się tendencje w zakresie spadków
wytrzymałości. Największe spadki wytrzymałości obserwujemy dla betonów o φ=35%,
trochę mniejsze przy φ=20%, natomiast najmniejsze, przy φ=50%, które w przypadku
popiołu B i C były mniejsze niż dla betonu bez dodatku. Zmienność ubytków mas jak
również spadków wytrzymałości w zależności od procentu zastąpienia cementu popiołem i
rodzaju popiołu na skutek działania mrozu zapewne jest efektem struktury poszczególnych
betonów. Największe ubytki mas i spadki wytrzymałości przy 35% dodatku popiołu
świadczą o najszczelniejszej strukturze tychże betonów, co zapewne związane jest z
osiągnięciem punktu upakowania charakterystycznego dla betonów z dodatkiem popiołu
lotnego.
Oceniając wpływ rodzaju popiołu w zakresie ubytków mas i spadków
wytrzymałości betony z dodatkiem popiołów A i B przy poszczególnych w/s i φ zachowują
się podobnie, natomiast betony z dodatkiem popiołu C wykazują znacznie większe spadki
zarówno wytrzymałości jak i masy. Zatem betony z dodatkiem popiołu o najwyższych
stratach prażenia 9,0% wykazały się najmniejszą odpornością na działanie mrozu.
74
4.5. Mrozoodporność a wytrzymałość betonu
Ze względu na brak możliwości jednoznacznej oceny wpływu współczynników w/s
i φ na mrozoodporność na rys.8 przedstawiono odpowiednio zależności zmiany masy i
wytrzymałości nienapowietrzonych betonów po badaniu mrozoodporności i wytrzymałości
betonów w momencie rozpoczęcia badania. Z zaprezentowanych zależności wynika, iż
betony o tej samej wytrzymałości wykazują zmienną odporność na działanie mrozu,
zarówno w odniesieniu do kryterium ubytku mas jak i wytrzymałości, co potwierdza tezę,
iż za odporność betonu na działanie mrozu odpowiada jego porowatość. Wielkość
wytrzymałości nie miała istotnego wpływu na ilość serii z dodatkiem danego popiołu
niespełniających poszczególnych kryteriów. Wszystkie betony o wytrzymałości powyżej
61,9MPa spełniły wymagania stopnia mrozoodporności F150. Zatem podobnie jak w
przypadku granicznej wielkości współczynnika w/s, przy której bez względu na rodzaj i
ilość zastosowanego popiołu uzyskano wymaganą mrozoodporność betonu, istnieje
graniczna wartość wytrzymałości, powyżej, której badane betony uzyskały stopień
mrozoodporności F150.
f150 [MPa]
m150 [%]
20
20
0
0
0
0
A
A
-20
-20
B
B
-40
-40
C
C
-60
-60
-80
-80
fc [MPa]
-100
20
30
40
50
60
70
80
fc [MPa]
-100
20
30
40
50
60
70
80
Rys. 8. Zależność zmian mas i wytrzymałości po badaniu mrozoodporności od
wytrzymałości betonu.
4.6. Wpływ wielkości strat prażenia na złuszczenie betonu
Z przedstawionych w pkt. 3.3.3.2 wyników odporności na złuszczanie betonów z
dodatkiem popiołów wynika, iż w istotny sposób zaznacza się wpływ wielkości strat
prażenia w popiołach na masę złuszczeń betonów z 50% dodatkiem popiołu. Masa
złuszczonego betonu rośnie w miarę wzrostu wielkości strat prażenia w popiołach.
Porównując masę złuszczeń w betonach z dodatkiem popiołów A, B i C, okazuję się, iż w
betonie z dodatkiem popiołu C masa złuszczeń jest prawie pięciokrotnie większa niż w
betonie z dodatkiem popiołu A i dwukrotnie większa niż w betonie z dodatkiem popiołu B.
4.7. Ocena mrozoodporności betonów na podstawie parametrów struktury
porowatości
W tablicy 2 zaprezentowano wyniki badań mrozoodporności oraz parametry struktur
porowatości w betonach nienapowietrzonych o w/s=0,45 z 35% dodatkiem popiołów A, B i
C. Porównując uzyskane ubytki mas i spadki wytrzymałości oraz parametry struktury
75
porowatości, można zaobserwować, iż betony z dodatkiem popiołu lotnego posiadające
powszechnie akceptowane parametry struktury porowatości, świadczące o
mrozoodporności betonów wykazują się brakiem odporności na działanie mrozu. Jest to
efektem uwzględniania podczas automatycznej analizy obrazu podczas badania struktury
porowatości w stwardniałym betonie przeciętych ziaren popiołu w postaci cenosfer i
multisfer, których wymiary i kształt są porównywalne z porami od napowietrzenia [9].
Problem ten jest szczególnie istotny, ponieważ dodatek popiołu w mieszance betonowej
powoduje adsorpcję domieszek, szczególnie napowietrzającej i powszechnie stosowane
napowietrzenie w betonach narażonych na działanie mrozu, może zostać zmniejszone
poprzez adsorpcję domieszki przez cząstki nieopalonego węgla w popiele. Natomiast
prowadzona diagnostyka mrozoodporności na podstawie uzyskanych parametrów struktury
porowatości wykazując prawidłowe parametry struktury porowatości betonu wynikające z
obecności porów w ziarnach popiołu może prowadzić do błędnej oceny trwałości mrozowej
betonu.
Tablica 2. Porównanie parametrów struktury porowatości i mrozoodporności betonów.
w/s
0,45
0,45
0,45
popiół
A
B
C
φ
35
35
35
∆m150 [%]
-48,0
-49,0
-83,0
∆fc1 [%]
-73,7
-74,4
-100
A [%]
Mrozoodporność
PN-B 88/B06250
Parametry
struktury
porowatości
PN-EN 480-11:
2007
4,59
4,45
4,79
-1
α [mm ]
33,29
52,06
47,22
L [mm]
0,175
0,113
0,119
A300 [%]
2,34
2,46
2,62
5.
Podsumowanie
W świetle uzyskanych wyników badań, mrozoodporność bez udziału środków
odladzających betonów z dodatkiem popiołów lotnych jest zagwarantowana poprzez
napowietrzenie mieszanki betonowej na poziomie Vpmin 4%, bez względu na wielkość
współczynnika w/s, procentowy udział popiołu w spoiwie oraz rodzaj popiołu. W betonach
nienapowietrzonych natomiast, mrozoodporność betonu okazała się zależną od wielkości
współczynnika w/s, przy czym betony o w/s=0,38 bez względu na rodzaj i ilość dodatku
popiołu spełniają kryteria mrozoodporności na poziomie F150.
Wpływ wielkości strat prażenia w istotny sposób zaznacza się w przypadku odporności
betonów na złuszczanie z udziałem środków odladzających. W napowietrzonych betonach
z 50% dodatkiem popiołu masa złuszczeń rośnie w miarę wzrostu wielkości strat prażenia
w popiele.
Jednym z kryteriów przydatności popiołu do betonu zarówno napowietrzonego jak i
nienapowietrzonego jest urabialność mieszanki betonowej. Identyfikatorem ilościowym
kształtującym tą urabialność jest wielkość adsorpcji domieszek przez popiół, wynikająca z
76
wielkości jego strat prażenia. W miarę wzrostu strat prażenia popiołów dodawanych do
betonu tj. wraz ze wzrostem strat prażenia oraz ilości popiołu maleje urabialność mieszanek
betonowych.
Ze względu na pojawiające się problemy reologiczne, stosowanie dodatku popiołu w
kategorii strat prażenia B nie powinno przekraczać 35%, natomiast popiołu w kategorii C
20%. Wymaganie to ma szczególne zastosowanie w przypadku niskich współczynników
wodno-spoiwowych (w/s 0,45).
Zastosowany w badaniach popiół lotny w kategorii strat prażenia A (LOI<3%)
okazał się kompatybilny z badanymi domieszkami. Nie powoduje on ich adsorpcji,
poprawia urabialność mieszanek betonowych, a także nie zakłóca procesu napowietrzania.
W miarę wzrostu wielkości strat prażenia oraz zawartości popiołu w spoiwie adsorpcja
domieszek wzrasta, przy czym w znacznie większym stopniu adsorbowana jest domieszka
napowietrzająca niż upłynniająca.
Ogólna zawartość porów w betonie wzrasta w miarę wzrostu procentu zastąpienia
cementu popiołem. Pory analizowane przez automatyczny system analizy obrazu w
stwardniałym betonie z dodatkiem popiołu lotnego stanowią sumę porów od
napowietrzenia i pustek w ziarnach popiołów. Zatem stosowanie dla oceny
mrozoodporności betonów z dodatkiem popiołów lotnych kryterium na podstawie
zalecanych parametrów struktury porowatości, ze względu na występowanie porów w
ziarnach popiołu, w świetle przeprowadzonych badań okazuje się niezupełnie miarodajne.
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
Berry E.E., Malhotra V.M.: „Fly ash for use in concrete. A critical review.” Journal
of ACI, No. 1, 1980, pp. 59-73.
Bilodeau A., Malhotra V.M.: „Concrete Incorporating High Volumes of ASTM
Class F Fly Ashes: Mechanical Properties and Resistance to Deicing Salt Scaling
and to Chloride-Ion Penetration”, SP 132-19, Fourth International Conference on
Fly Ash, Silica Fume, Slag, and Natural Pozzolans in Concrete, Istanbul, Turkey –
May 1992, pp. 319-349.
Bouzouba N., Fournier B., Malhotra V.M., Golden D.M.: „Mechanical properties
and durability of concrete made with high-volume fly ash blended cement produced
in cement plant”, ACI Materials Journal, No. 6, 2002, pp. 560-567.
Crow R.D., Dunstan E.R.: „Properties of fly ash concrete”, Boston Materials
Research Society – In: Effect of fly ash incorporation in cement and concrete:
Proceedings Symposium annual Meeting Boston, pp. 214-224.
Fagerlund G.: „Trwałość konstrukcji betonowych.”, Arkady, Warszawa 1997.
Giergiczny Z., Sokołowski M.: „Mrozoodporność betonu na cementach z dodatkami
mineralnymi”, VIII Sympozjum naukowo-techniczne „Reologia w technologii
betonu”, Gliwice 2006, s.19-30.
Luehr H.P.: „Zur Verwendung von Steinkohlenflugashe (Elektrofilterstaub) als
Betonzusatzstoff.”, Betonwerk und Fertigteil-Technik, No. 7, 1972, pp. 511-517.
Nasser K.W., Lai P.S.H.: „Resistance of Fly Ash Concrete to Freezing and
Thawing”, SP 132-12, Fourth International Conference on Fly Ash, Silica Fume,
Slag, and Natural Pozzolans in Concrete, Istanbul, Turkey – May 1992, pp. 205-226.
Nowak-Michta A.: „Struktura porowatości betonów napowietrzonych z dodatkiem
popiołu lotnego krzemionkowego”, Praca doktorska, Politechnika Krakowska, 2008.
77
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
Pigeon M., Pleau R.: „Durability of Concrete in Cold Climates”, E&FN SPON
1995.
Rusin Z.: „Technologia betonów mrozoodpornych”, Wydawnictwo Polski Cement
2002.
Wesche K.: „Fly Ash in concrete, Properties and Performance”, E&FN SPON,
RILEM 1991.
Sturrup V.R., Hooton R.D., Clandenning T.G.: „Durability of fly ash concrete”, SP
79, First International Conference on the use of Fly Ash, Silica Fume, Slag, and
Other Mineral By-Products in Concrete, Montebello, Canada - August 1983, pp. 7186.
Toreanu I., Nicolescu L.D.: „The properties of power station fly ash concrete”,
International Symposium: The use of PFA in Concrete, Montebello, Dept. Civ. Eng.
Leeds University 1982, pp. 231-241.
Zhang D.S.: „Air entrainment in fresh concrete with PFA”, Cement and Concrete
Composites, vol 18, 1996, pp. 409-416.
Zhang M.H., Bilodeau A., Shen G., Malhotra V.M.: „De-Icing Salt Scaling of
Concrete Incorporating Different Types & Percentages of Fly Ash”, SP 178-28,
Sixth International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag, and Natural
Pozzolans in Concrete, Tokushima, Japan - June 1998, pp. 493-525.
MODELLING OF FREEZE-THAW RESISTANCE OF FLY ASH CONCRETES
Summary
It is common knowledge that durability particular low strength concretes is very crucial and
makes a lot of problems in execution. The influence of unburned carbon content in fly ash on freeze
resistance of concretes with their addition is analysed in the paper. The analyses were made on the
basis research program made on 56 air-entrained and non air-entrained concrete mixes containing 3
fly ash types, belonging to all 3 categories of (A, B & C). The ashes have been added in doses ranging
from 0 to 50% of cement replacement with different water-binder ratios.
Test results of experiment show that the basic criterion of usefulness of ash to the concrete is
workability of concrete mixture as a result of compatibility of admixture with level of losses of
ignition. Moreover, unburned carbon content in fly ash not influence freeze resistance of correct airentrained concretes with their addition.
78
Gliwice
2010
Wiesława Nocuń-Wczelik1
ODDZIAŁYWANIE WYBRANYCH DOMIESZEK DO BETONU
NA SZYBKOŚĆ HYDRATACJI CEMENTU
1.
Wprowadzenie
Rozwój technologii betonu jako podstawowego tworzywa budowlanego jest w
dużym stopniu zasługą domieszek chemicznych. Oferta rynkowa domieszek jest bogata i
stanowi niewątpliwie osiągnięcie wielu dziedzin chemii. Jest wiele publikacji
omawiających klasyfikację, sposób działania, zmiany właściwości świeżej mieszanki i
stwardniałego betonu pod wpływem różnego rodzaju domieszek. Około 70% rynku
stanowią środki redukujące w różnym stopniu zawartość wody w mieszance plastyfikatory i superplastyfikatory (podział domieszek do betonu podany jest w normach
serii PN-EN 934-2:2002), a ich rodzaje, natura chemiczna oraz mechanizmy działania
omówione są w licznych pracach przeglądowych [1-4]. Kolejną grupą domieszek, co do
wielkości udziału w rynku są środki opóźniające wiązanie (stosowane w przypadku betonu
towarowego) oraz domieszki napowietrzające (poprawiające trwałość betonu).
Wymienione domieszki wywierają często działanie kompleksowe [5].
W referacie przedstawione zostaną wyniki własne dotyczące oceny działania
wybranych domieszek redukujących zawartość wody w zaczynie i domieszek
opóźniających wiązanie na szybkość hydratacji ocenianą w pomiarach kalorymetrycznych i
konduktometrycznych, uzupełnionych o wyrywkowe badania mikrostruktury. Badania te
nie tylko dostarczają informacji dotyczących skali opóźnienia hydratacji / wiązania /
twardnienia w początkowym etapie po zarobieniu spoiwa wodą, ale również pozwalają
wnioskować o mechanizmie działania domieszek i innych aspektach stosowania badanych
środków.
1
prof. dr hab. inż., Akademia Górniczo-Hutnicza im. St. Staszica, 30-059 Kraków,
al. Mickiewicza 30, e-mail: [email protected]
79
2. Mechanizm hydratacji cementu i rozwój struktury zaczynu
Składniki cementów - krzemiany, gliniany i glinożelaziany wapnia - wykazują
specyficzną reaktywność względem wody, następstwem której są takie praktyczne zjawiska
jak wiązanie i twardnienie. Hydratacja cementu jest procesem długotrwałym - całkowite
przereagowanie cementu to proces nawet wieloletni [6]. Po zarobieniu cementu wodą,
której nadmiarowa w stosunku do stechiometrii reakcji ilość gwarantuje urabialność
zaczynu, ma miejsce adsorpcja polarnych cząsteczek wody na powierzchni ziaren spoiwa,
poprzedzająca rozpuszczanie lub hydrolizę (rozpad) składników. W ciągu minut od
rozpoczęcia procesu tworzy się warstwa, prawie w całości bezpostaciowa, złożona głównie
z siarczanoglinianu wapnia i uwodnionych krzemianów wapnia (tak zwanych faz C-S-H).
Produkty te powodują konsolidację plastycznego zaczynu; koloidalne otoczki częściowo
przylegają do siebie (ilość wody stanowi ułamek ilości spoiwa), a kontakty pomiędzy nimi
podtrzymywane są dzięki słabym siłom Van der Waalsa. Gdy osiągnięty zostanie stan
nasycenia, a następnie przesycenia fazy ciekłej produktami hydrolizy następuje szybka
nukleacja (zarodkowanie), a następnie krystalizacja wodorotlenku wapnia i wytrącanie
dalszych porcji uwodnionych krzemianów wapnia, z utworzeniem form wydłużonych i
płytkowych, tworzących sztywny, trójwymiarowy szkielet.
Jak wynika z przedstawionego opisu początek hydratacji jest procesem
heterogenicznym, to znaczy zachodzącym na granicy faz, pomiędzy fazą stałą (ziarno
cementu) i fazą ciekłą, zależnym od powierzchni właściwej ciała stałego. „Blokada”
powierzchniowa wskutek wytrącania produktów czy adsorpcji cząstek z roztworu da efekt
opóźnienia hydratacji, a więc opóźnienia wiązania i twardnienia.
Część produktów hydratacji ma charakter bezpostaciowy, a te które są krystaliczne z
natury, powstają w oparciu o bezpostaciowe, metatrwałe prekursory. Podstawowy produkt
hydratacji - uwodnione krzemiany wapnia zachowują swoją nieuporządkowaną, prawie
amorficzną naturę. Koloidy mają więc znaczący udział w objętości zaczynu, co wiąże się z
obecnością efektów, takich jak ładunki powierzchniowe, elektryczne warstwy podwójne,
otoczki hydratacyjne. Konsekwencją koloidalnej natury produktów wczesnej hydratacji jest
elektrostatyczne odpychanie (dyspersja) lub częściej przyciąganie wielkich naładowanych
makrocząstek (ziaren cementu z otoczką produktów hydratacji), skutkujące ich flokulacją,
czyli łączeniem w większe zespoły, co prowadzi do utraty plastyczności.
Narastaniu ilości produktu w ciągu początkowych kilkudziesięciu godzin hydratacji
cementu (spoiwa) towarzyszy wzmożone wydzielanie ciepła oraz kształtowanie
wytrzymałości i innych cech będących pochodnymi rozwijającej się przestrzennej,
kompozytowej struktury stwardniałego betonu (produkty krystaliczne w otoczeniu
produktów prawie amorficznych). Zjawiska fizykochemiczne wynikające z oddziaływania
spoiwo-woda kształtują takie praktyczne cechy zaczynu (mieszanki betonowej), jak
wodożądność (współczynnik wodno-cementowy), urabialność, konsystencja, a w dalszym
etapie dojrzewania – czas wiązania, porowatość, narastanie wytrzymałości, skurcz, trwałość
itd.
80
3. Przesłanki stosowania niektórych domieszek do betonu - fizykochemia
oddziaływania na hydratyzujący zaczyn cementowy
Utrata plastyczności matrycy zaczynowej w mieszance betonowej może nastąpić
zanim materiał zostanie przetransportowany, zdeponowany, uformowany itd. Zwiększenie
ilości wody w celu zachowania plastyczności nie wchodzi w grę. I tak jest jej więcej niż
potrzeba do przeprowadzenia spoiwa w hydraty, a każda nadmiarowa ilość oznacza
zwiększenie porowatości i grozi nie tylko zmniejszeniem wytrzymałości, ale w wieloraki i
znaczący sposób zmniejsza trwałość. Optymalizacja ilości wody w mieszance jest
dokonywana poprzez wprowadzenie środków redukujących zawartość wody o różnej sile
działania. Przedłużenie stanu plastyczności - spowolnienie procesu wiązania (tworzenia
sztywnej struktury) można osiągnąć stosując domieszki opóźniające wiązanie. Efekt ten
często obserwowany jest również po wprowadzeniu domieszek redukujących zawartość
wody.
4. Domieszki redukujące zawartość wody
Domieszki kontrolujące reologię mieszanki betonowej dominują na rynku chemii
budowlanej. W grupie tych domieszek, które norma PN EN 934:2002 dzieli na „redukujące
zawartość wody” i „znacznie redukujące zawartość wody” w ostatnich latach zaznaczył się
spektakularny rozwój: dopracowano się kolejnych generacji superplastyfikatorów,
wychodząc naprzeciw wymaganiom nowych technologii (SCC, BWW) [7, 8].
Stale obecna jest na rynku grupa domieszek „starszych”, których działanie polega
generalnie na adsorpcji na hydratyzujących ziarnach cementu i tworzeniu silnie
naładowanych, odpychających się otoczek (lignosulfoniany, sulfonowane żywice
naftalenowe i melaminowe). Nowe generacje domieszek wpływają na reologię mieszanki
betonowej wywierając przede wszystkim działanie dyspersyjne – przestrzenne (tak zwany
efekt steryczny), aczkolwiek zakotwiczenie makroczątek na powierzchni hydratyzującego
ziarna cementu ma miejsce dzięki adsorpcji i elektrostatycznemu przyciąganiu, a
elektrostatyczne odpychanie wzmaga efekt steryczny.
W ostatnich czasach dużo uwagi poświęca się projektowaniu i „architekturze”
domieszek najnowszego typu, w celu pełnej kontroli efektu upłynnienia mieszanek
betonowych W ich strukturze obecne są różnej długości łańcuchy podstawowe
(poliakrylanowe, polikarboksylanowe, których podstawową „cegiełką” jest grupa
karboksylowa COOH), od których odgałęziają się łańcuchy boczne zawierające różne
grupy funkcyjne, dające niekiedy formy grzebieniowe. Możliwości kombinacji
uwzględniających zmienne długości łańcuchów podstawowych, różne długości i gęstości
ułożenia łańcuchów bocznych, wprowadzanie różnorakich grup funkcyjnych (estry,
fosforany, siarczany, wodorotlenki, amidy, aminy) są praktycznie nieograniczone, co
doprowadziło do powstania sporej gamy nowych produktów o cząsteczkach osiągających
gigantyczne wielkości (i o ogromnym ciężarze cząsteczkowym) [9]. Brak jest pełnych
informacji o współdziałaniu wielu grup funkcyjnych z hydratyzującymi układami
cementowymi,
niemniej
jednak
producenci
syntetyzują
nowe
połączenia
polikarboksylanowe i weryfikują ich działanie metodą prób i błędów, a makromolekuły o
rozgałęzionej budowie czy strukturze grzebieniowej, niezależnie od zjawisk natury
fizykochemicznej (adsorpcja, oddziaływania elektrostatyczne, kompleksacja) utrzymują
dystans pomiędzy hydratyzującymi ziarnami cementu, czy kontrolują lepkość zaczynu w
81
takim przedziale czasowym, jaki jest wymagany (potrzebny). Później - wiązanie i
twardnienie powinno przebiegać w sposób niezakłócony.
Tak więc domieszki redukujące zawartość wody oddziałują przede wszystkim na
strefę „koloidalną” hydratyzującego układu w początkowych godzinach hydratacji, ale
skutki ich działania (redukcja zawartości wody, ewentualne opóźnienie hydratacji) są
dalekosiężne w czasie i wielorakie.
5. Domieszki opóźniające wiązanie
Domieszki opóźniające wiązanie spowalniają hydratację cementu wydłużając czas
początku wiązania. Wielkość opóźnienia zależy od rodzaju cementu, temperatury otoczenia
i temperatury składników mieszanki. Skutkiem opóźnienia jest umiarkowany, korzystny z
praktycznego punktu widzenia rozkład szybkości wydzielania ciepła (zmian temperatury) w
czasie. Pozwala to na zredukowanie efektu samonagrzewania, szczególnie w ciepłych
porach roku i jednocześnie na kontrolę czasu wiązania. Pozytywnym skutkiem tego jest
prawidłowy rozwój mikrostruktury i niezakłócony przebieg twardnienia, a w dalszej
perspektywie czasowej - osiąganie wyższych wytrzymałości.
Domieszki opóźniające wiązanie są szczególnie przydatne w produkcji betonów
towarowych, do wykonywania masywnych bloków betonowych, w przypadku pompowania
mieszanki na dużą wysokość, betonowania dużych powierzchni w sposób ciągły, w
budownictwie mostowym i drogowym. Opóźnienie wiązania daje możliwość uniknięcia
negatywnych zjawisk związanych z długotrwałym transportem mieszanki betonowej na
miejsce na plac budowy (mogą wystąpić symptomy wiązania), z zaplanowanymi, bądź
nieprzewidzianymi przerwami w przewożeniu czy układaniu betonu [10,11].
Domieszki opóźniające wiązanie nie tylko zapobiegają lokalnemu wzrostowi temperatury
betonu i powstawaniu spękań, a więc zabezpieczają niejako wzrost wytrzymałości, ale też
w pewnym stopniu polepszają urabialność i/lub nieznacznie obniżają ilość wody
zarobowej.
Domieszka opóźniająca wiązanie powinna wydłużyć czas początku i końca wiązania o
odpowiednio co najmniej 90 i 360 minut w stosunku do mieszanki kontrolnej (wymaganie
podane w normie PN-EN 934-2). Norma określa również dopuszczalny spadek
wytrzymałości po 7 i 28 dniach twardnienia na nie więcej niż odpowiednio 20% i 10%.
Zwiększenie objętości powietrza w betonie może wynosić maksymalnie 2%.
Domieszkami opóźniającymi wiązanie mogą być zarówno niektóre substancje
organiczne, jak też związki nieorganiczne. Produkty komercyjne przygotowywane są w
oparciu o pochodne kwasu lignosulfonowego, sacharozy (cukry), rozpuszczalne związki
fosforu. Efekt opóźnienia hydratacji obserwuje się również po wprowadzeniu do zaczynu
związków Zn, Pb (i innych metali ciężkich), jak również związków boru i fluoru.
Większość opóźniaczy wiązania to jednocześnie środki plastyfikujące, które
jednoznacznie są zaklasyfikowane w normie europejskiej do grupy „domieszek
redukujących ilość wody” (w normie ASTM C 494 stanowią grupę D „retarding and water
reducing admixtures”, obok grupy B „retarding admixtures”). Do domieszek o działaniu
opóźniającym i plastyfikującym (dyspersyjnym) należą pochodne kwasów
lignosulfonowych i kwasów karboksylowych spowalniające wiązanie o 1 do 3 godzin
(stosowane głównie z zamiarem uplastycznienia mieszanki; efekt opóźnienia wiązania
należy mieć na uwadze!).
82
Mechanizm opóźniający domieszek organicznych polega generalnie na
adsorbowaniu się ich cząstek na ziarnach cementu i w pierwszej kolejności utrudnianiu
rozpuszczania materiału wyjściowego w wodzie zarobowej. Bardzo efektywne są w tym
cukry. Zahamowanie rozpuszczania oznacza zatrzymanie tworzenia się produktów
hydratacji; wiązanie może w ogóle nie mieć miejsca, jeżeli stężenie opóźniacza jest duże.
Rozpuszczalne fosforany i fosforyny (fosfoniany) uwalniają w wodzie aniony fosforanowe
czy fosfonowe i tworzą nierozpuszczalne sole wapnia (fosforany), bądź kompleksją
skutecznie jony wapnia i innych metali. Warstewka fosforanu wapnia krystalizuje na
powierzchni hydratyzującego ziarna cementu w postaci wytrzymałej osłonki, która długo
opiera się dyfuzyjnemu wnikaniu wody do materiału. Dopiero po pewnym czasie może
nastąpić rozerwanie otoczki pod wpływem wzrostu ciśnienia osmotycznego, wskutek
powolnego pęcznienia uwodnionych krzemianów wapnia. Domieszki nieorganicznych
opóźniaczy zmieniają też stężenia jonów w wodzie porowej, a związane z tym efekty (efekt
wspólnego jonu, efekt solny) nie sprzyjają szybkiemu wytrącaniu produktów hydratacji.
Podobne zjawiska mają miejsce w obecności związków metali; przede wszystkim tworzą
się warstewki nierozpuszczalnych wodorotlenków i soli kompleksowych hamujące dostęp
wody i blokujące powstawanie produktów hydratacji.
Modyfikatory opóźniające wiązanie, dodane w ilości 0,2-2 proc. w stosunku do
ilości cementu, pozwalają zmniejszyć ilość wody zarobowej nawet o 10 proc. i opóźnić
czas wiązania o 3 do 24 godzin. Zaletą substancji nieorganicznych, zwłaszcza czystych
fosforanów, jest brak skutków ubocznych działania opóźniającego, a także mała
wrażliwość na błąd dozowania oraz zmiany temperatury w czasie betonowania. Z tego
względu są one w niektórych krajach (np. Niemcy) dopuszczone jako jedyne domieszki
opóźniające do betonów mostowych i drogowych.
6. Badanie oddziaływania domieszek chemicznych - pomiary kalorymetryczne
i konduktometryczne hydratyzujących zaczynów i zawiesin cementowych
z domieszkami chemicznymi
Domieszki opóźniające hydratację dają zmniejszenie szybkości wydzielania ciepła,
wydłużenie okresu indukcji, zmniejszenie ilości ciepła po określonym czasie od zarobienia
spoiwa wodą. Ilość ciepła jest tu mniej lub bardziej dokładną miarą stopnia przereagowania
spoiwa. Przykładowe zestawienia krzywych szybkości wydzielania ciepła w funkcji czasu
pokazano na rysunkach 1 - 5. Badania przeprowadzono na próbkach zaczynów z cementów
portlandzkich i cementów portlandzkich z dodatkami, pochodzącymi od wiodących
producentów krajowych. Do wody zarobowej wprowadzano domieszki upłynniaczy bądź
opóźniaczy dostarczane przez wiodących na rynku producentów/dystrybutorów. Wykresy i
objaśnienia zawierają więcej szczegółów dotyczących poszczególnych serii badanych
zaczynów. Badania przeprowadzono w mikrokalorymetrze różnicowym, który wielokrotnie
służył jako narzędzie badawcze, również w pracach prezentowanych na Sympozjum
„Reologia w technologii betonu” [12]. Zasada pomiaru, interpretacja wyników podane są w
opracowaniach książkowych [13].
83
cement 42,5R + domieszki (1%m.c.); w/c=0,3
dQ/dt 10J/gxh
2
bez domieszki
NFS
MFS
1,5
PCE 1
PCE 2
1
PCE 3
0,5
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
czas [h]
Rys. 1. Krzywe kalorymetryczne cementu portlandzkiego CEMI 42,5R hydratyzującego w
obecności 1% (w stosunki do masy cementu) różnych superplastyfikatorów (na bazie
sulfonowanego polikondensatu naftalenu z formaldehydem - NSF, polikondensatu
melaminy z formaldehydem - MSF oraz superplastyfikatory polikarboksylanowe o
zróżnicowanej strukturze i wielkości makroczastek - PCE1, PCE2, PCE3). w/c=0,3
Jak wykazały pomiary, różne generacje domieszek wywierają w początkowych
godzinach hydratacji zróżnicowane działanie. Zależy ono oczywiście od w/c i udziału
domieszki (% masy cementu). Domieszki sulfonowanych polikondensatów NSF i MSF w
małym stopniu zmieniają szybkość wydzielania ciepła w porównaniu z działaniem
superplastyfikatorów polikarboksylanowych, które dodane w identycznych ilościach
wykazują w badaniach kalorymetrycznych wyraźne działanie opóźniające (rys. 1).
84
cement 42,5R + domieszki (0,3%m.c.); w/c=0,5
dQ/dt 10J/gxh
2
bez domieszki
NFS
1,5
MFS
PCE 1
PCE 2
1
PCE 3
0,5
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
czas [h]
Rys. 2. Krzywe kalorymetryczne cementu portlandzkiego CEMI 42,5R hydratyzującego w
obecności 0,3% (w stosunki do masy cementu) domieszek superplastyfikatorów, takich
samych, jakie zastosowano w serii badań zilustrowanych na rys. 1. w/c=0,5
CEM II/A-S 42,5R; w/c=0,3
dQ/dt 10J/gxh
3
bez domieszki
PCE 4a
2
PCE 4b
1
0
0
5
10
15
20
25
30
35
czas [h]
Rys. 3. Krzywe kalorymetryczne cementu portlandzkiego CEMII/A-S 42,5R
hydratyzującego w obecności 2% (w stosunki do masy cementu) superplastyfikatorów - polikarboksyeterów o doskonałych właściwościach dyspersyjnych (w/c=0,3)
85
CEM II/B-M(S-V) 42,5N + domieszki (2% m.c.; w/c=0,5)
dQ/dt 10J/gxh
2
bez domieszki
OP 1
1,5
OP 2
PCE 3
PCE 1
1
0,5
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
czas [h]
Rys. 4. Krzywe kalorymetryczne cementu portlandzkiego wieloskładnikowego CEMII/BM(S-V) 42,5N hydratyzującego w obecności 2% (w stosunki do masy cementu) domieszek
superplastyfikatorów (jak na rys. 1) i opóźniaczy na bazie związków fosforanowych
(w/c=0,5)
Tablica 1. Zestawienie wartości ciepła hydratacji (wartości odnoszą się do krzywych
pokazanych na rys. 1 i 2).
Cement
Domieszka
% m.c.
w/c
0,5
0,3
1
0,3
0,3
0,5
CEM I 42,5R
MSF
NSF
PCE 1
PCE 2
PCE 3
MSF
NSF
PCE 1
PCE 2
PCE 3
Q41h w [kJ/kg]
294
319
329
314
310
301
297
340
302
249
243
319
Polega ono przede wszystkim na wydłużeniu okresu indukcji, co jest równoznaczne z
zahamowaniem hydratacji a więc z opóźnieniem wiązania. Pomimo stwierdzonego w
prezentowanych badaniach modelowych opóźnienia uwadniania (wiązania) w
początkowych godzinach po zarobieniu cementu wodą, hydratacja biegnie dalej i prowadzi
86
do powstania znacznych ilości produktów, co potwierdzają wartości ciepła wydzielonego w
kalorymetrze w standardowym czasie 41h (tab. 1). Oznacza to, że następuje kompensacja
efektu zahamowania/przyśpieszenia hydratacji; uwaga ta dotyczy całego zakresu
uwzględnionych w pracy zawartości domieszek i współczynników wodno/spoiwowych
(rys. 2 - 4).
Zmniejszenie dodatku domieszki zmniejsza opóźniający wpływ, w tym także obejmujący
skrócenie okresu uśpienia w porównaniu z wynikami odnoszącymi się do 1% zawartości
domieszki w stosunku do masy cementu (rys. 2). Domieszki znacznie zmniejszające
zawartość wody mogą zwiększać szybkość wydzielanie ciepła, a więc przyśpieszać
hydratację w okresie następującym po okresie indukcji (2 – 4 godziny od zarobienia spoiwa
wodą), zwłaszcza przy małym współczynniku w/c. Widać to najwyraźniej w przypadku
domieszki PCE 3, która w porównaniu z pozostałymi domieszkami karboksylanowymi
działa jako bardzo skuteczny opóźniacz przy w/c=0,5 i 1% czy 2% udziale w stosunku do
masy spoiwa (rys. 1, 4). Niewątpliwie oddziaływanie fizykochemiczne zastosowanych
domieszek zapobiegające flokulacji (adsorpcja, elektrostatyczne odpychanie, efekt
steryczny) może w zaczynach sporządzonych przy mniejszym współczynniku w/c ułatwiać
dostęp wody do powierzchni hydratyzujących ziaren cementu i przyśpieszać proces
rozpuszczania spoiwa oraz wytrącania produktów hydratacji. Tak więc obecność pewnej,
niewielkiej ilości superplastyfikatora w zaczynie o małej zawartości wody stwarza
niewątpliwie dogodne warunki do przebiegu hydratacji. Można sobie wyobrazić, że
wielkie molekuły domieszki o architekturze grzebieni, poprzez utrzymywanie doskonałego
rozproszenia hydratyzujących ziaren cementu, skutecznie zapobiegają zablokowaniu
powierzchni przez otoczki hydratów. Można się też spodziewać, że w przypadku tych
domieszek oczekiwane efekty praktyczne uzyska się przy ich niewielkim udziale i
eksperymentalnie ustalonej ściśle określonej zawartości wody w mieszance.
15
PRZEWODNOŚĆ
mS
13
bez domieszki
NFS
11
MSF
9
PCE 1
PCE 2
7
5
0
100
200
300
400
500
600
czas, min
Rys. 5. Wykresy zmian przewodnictwa właściwego zawiesin sporządzonych z cementu
CEMI 32,5R z dodatkiem superplastyfikatorów dozowanych w ilości 1% masy cementu.
w/c =10 (domieszki te zastosowano w pomiarach kalorymetrycznych, patrz rys. 1 i 2)
87
Konduktometria umożliwia, poprzez pomiar przewodnictwa elektrycznego,
określenie stężenia jonów - nośników prądu w zawiesinie cementu w wodzie zarobowej (z
domieszką). Stężenie to ilustruje równowagę pomiędzy rozpuszczaniem składników
wyjściowych i wytrącaniem hydratów. Jak wiadomo, faza ciekła - elektrolit - w zaczynie
cementowym zdominowana jest przez jony wapnia i jony hydroksylowe, mniejszy udział
mają jony alkaliów i siarczanowe; udział jonów krzemianowych i glinianowych, których
stężenie jest o trzy rzędy wielkości mniejsze niż stężenie jonów wapnia, można pominąć.
Początkowemu rozpuszczaniu i hydrolizie składników cementu towarzyszy wzrost stężenia,
a więc i przewodnictwa fazy ciekłej kolejno: szybki, powolny i znów szybszy (wykres dla
próbki bez domieszki, rys. 5) Początek intensywnego wytrącania produktów hydratacji z
całej objętości roztworu (nasycenie wody zarobowej produktami rozkładu spoiwa)
zaznacza się jako wyraźne załamanie krzywej przewodnictwa. Bardzo powolny wzrost
przewodnictwa pod działaniem domieszek można odczytać jako zahamowanie hydrolizy, a
opóźnienie lub brak maksimum na krzywej przewodnictwa oznacza zaburzenie formowania
się produktów hydratacji (utrudnione zarodkowanie hydratów, mała szybkość krystalizacji).
Chociaż pomiary przewodnictwa przeprowadzane są w zawiesinach wodnych (w/c>10), to
z uwagi na bardzo małe równowagowe stężenia nasycenia fazy ciekłej produktami
hydratacji, które ze swej natury są trudno rozpuszczalne (na przykład dla relatywnie
najbardziej podatnego na działanie wody wodorotlenku wapnia jest to wartość około 20
milimoli/litr – 1,2g/l), w zawiesinie przeważa (podobnie jak w „gęstym” zaczynie)
wyjściowy materiał bezwodny, a ułamek podający zawartość materiału w postaci jonowej
w fazie ciekłej ma znikomą wartość. Wyniki przewodnictwa mogą więc pomóc w
wyjaśnieniu mechanizmu działania domieszek w reakcji cement – woda.
Zaprezentowane w referacie wykresy zmian przewodnictwa właściwego roztworów
obrazują wpływ domieszek na koncentrację jonów w gęstych zawiesinach cementowych.
Przebieg zmian przewodnictwa dla próbki kontrolnej zawiesiny cementu w wodzie jest
typowy, z wyraźnym maksimum poprzedzającym wytrącanie hydratów z roztworu
przesyconego. W zawiesinach z domieszkami nie osiąga się tego charakterystycznego dla
cementów maksimum przewodnictwa (a więc stężenia nośników prądu – jonów); krzywa
wykazuje bardzo powolny spadek przewodnictwa od pewnej wartości ustalającej się
wkrótce po zmieszaniu cementu z wodą, znacznie mniejszej dla większości upłynniaczy niż
początkowe przewodnictwo próbki kontrolnej. W obecności domieszek w wodzie
zarobowej stężenia nośników prądu są generalnie małe, co jest wypadkową efektu
zahamowania rozpuszczania spoiwa wskutek adsorpcji i zaburzenia nukleacji hydratów z
tego samego powodu. I chociaż należy pamiętać, że z uwagi na nadmiar wody trudno
mówić o efekcie sterycznym, to i tak w tych eksperymentach, podobnie jak w pomiarach
kalorymetrycznych, sekwencja zmian jest analogiczna jak w badaniach kalorymetrycznych,
to znaczy superplatyfikatory nowej generacji dają znacznie silniejszy efekt.
Domieszki redukujące zawartość wody sprzyjają tworzeniu się zaczynu o
„bezpostaciowej” zwartej budowie, charakteryzującej się brakiem dobrze wykształconych
form. Wynika to nie tylko z ograniczenia przestrzennego związanego z minimalizacją ilości
wody, ale z pewnością świadczy o zaburzeniu etapów krystalizacji produktów:
zarodkowania i wzrostu kryształów. Efekt ten jest mniej wyraźny gdy w zaczynie obecny
jest typowy opóźniacz i zjawiska adsorpcji, elektrostatycznego odpychania,
kompleksowania itp. prowadzące do „zatruwania” zarodków raczej nie mają miejsca.
Powstają wtedy produkty o typowym pokroju: w której dominującym składnikiem jest faza
88
C-S-H o zróżnicowanej budowie; można zauważyć ściśle przylegające do siebie drobne
ziarenka i produkty drobnowłókniste (rys. 6).
Z superplastyfikatorem
Z opóźniaczem
Z opóźniaczem
Z opóźniaczem
Rys. 6. SEM. Mikrostruktura zaczynów cementowych hydratyzujących 2 dni w
kalorymetrze
7. Podsumowanie
Domieszki o silnym działaniu mogą bardzo zaburzyć hydratację/wiązanie, co w
sposób ciągły, bezpośrednio i wyraźnie obrazuje kalorymetria. Domieszki znacznie
redukujące zawartość wody i domieszki opóźniające wiązanie mogą zahamować na wiele
godzin hydratację cementu, co monitoruje się śledząc przebieg szybkości wydzielania
ciepła w początkowych godzinach procesu. Efekty zależne są od zawartości domieszki i
w/c. Po początkowym wydłużeniu „etapu uśpienia” (indukcji) następuje na ogół
kompensacja opóźnienia, o czy świadczą wartości ciepła twardnienia po standardowym
czasie 41h.
Oddziaływanie fizykochemiczne niektórych domieszek redukujących
zawartość wody może, dla określonej niewielkiej zawartości (% m.c.), w zaczynach
89
sporządzonych przy mniejszym współczynniku w/c ułatwiać dyspersję hydratyzujących
ziaren cementu, przyśpieszając proces rozpuszczania spoiwa oraz wytrącania produktów
hydratacji. Doświadczalne zminimalizowanie (zoptymalizowanie) ilości domieszki
prowadzi więc nie tylko do upłynnienia materiału, ale nawet do przyspieszenia hydratacji w
przedziale czasowym odpowiadającym kształtowaniu się wytrzymałości wczesnej.
Domieszki wpływają w istotny sposób zarówno na szybkość hydrolizy cementu (rozkładu
pod wpływem wody), na stężenia jonów uwolnionych z powierzchni hydratyzujących
ziaren w fazie ciekłej, jak również na wytrącanie produktów hydratacji z roztworu
(zarodkowanie i wzrost hydratów). Efektom kinetycznym towarzyszą zmiany
mikrostruktury, korzystne z punktu widzenia wytrzymałości i trwałości.
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
90
Spiratos N., Pagé M., Mailvaganam N., Malhotra V.M.: Superplasticizers for
Concrete: Fundamentals, Technology and Practice. Supplementary Cementing
Materials for Sustainable Development, Ottawa 2003.
Łukowski P.: Domieszki do zapraw i betonów. Wydawnictwo POLSKI CEMENT,
Kraków 2003.
praca zbiorowa: Domieszki do betonu. Budownictwo – Technologie – Architektura,
numer specjalny 2003.
Kucharska L.: Tradycyjne i współczesne domieszki do betonu zmniejszające ilość
wody zarobowej. Cement-Wapno-Beton, VI/LXVIII, nr 2, 46-61, 2000.
Łaźniewska-Piekarczyk B.: Wpływ rodzaju superplastyfikatora i domieszki
przeciwpieniacej na napowietrzenie i właściwości samozagęszczalnej mieszanki
betonowej. Cement-Wapno-Beton, XIV/LXXVI, nr 3, 133-147, 2009.
Kurdowski W.: Chemia cementu. PWN, Warszawa 1991.
Houst Y.F., Bowen P., Perche F., Kauppi A., Borget P., Galmiche L. i inni: Design
and function of novel superplasticizers for more durable high performance concret
(superplast project). Cem. Concr. Res. 38, 1197-1209, 2008.
Hanehara S., Yamada K.: Rheology and early age properties of cement systems
Cem. Concr. Res. 38, 175-195, 2008.
Aitcin P.C.: Domieszki: najważniejszy składnik nowoczesnego betonu. CementWapno-Beton. XI/LXXIII, nr 5, 277 - 284, 2006.
Ramachandran V.S.: Concrete admixtures handbook - properties, science and
technology. Noyes Publications, New Jersey 1984.
Han M.C., Han C.G.: Use of maturity methods to estimate the setting time of
concrete containing super retarding agents, Cem. Concr. Comp. 32, 164 - 172, 2010.
Nocuń-Wczelik W.: Wpływ dodatków mineralnych na ciepło hydratacji cementu. V
Sympozjum Naukowo-Techniczne „Reologia w technologii betonu” Gliwice
11.06.2003, wyd. Górażdże Cement (ISBN 83-91622-4-2), 47-58, 2003.
Gawlicki M., Pichór W., Brylska E., Brylicki W., Łagosz A., Nocuń-Wczelik W.,
Petri M., Pytel Z., Roszczynialski W., Stolecki J., Malata G.: Materiały budowlane podstawy technologii i metody badań; pod red. Jana Małolepszego; Wyd. 2 zm. i
popr., AGH Uczelniane Wydawnictwa Naukowo-Dydaktyczne, Kraków 2008.
EFFECT OF SOME ADMIXTURES TO CONCRETE ON THE RATE OF
CEMENT HYDRATION
Summary
The so-called water reducers and set retarders play a key role as concrete mixture workability
controlling agents. However, in many cases the hampering of cement hydration process in the
presence of admixture takes place at early age, due to the phenomena occurring on the surface of
hydrating grains in the presence of macromolecular organic compounds or the formation of
impermeable layer of Ca salts. Heat evolution process in the presence of several chemical admixtures
for concrete was investigated. The hindering of heat evolution at early age was generally observed in
most cases (particularly in the presence of superplasticizers) rather than the acceleration. This is
equivalent to the lower rate of hydration process within the first hours, as well as set retardation.
The reactions occurring in the liquid phase were followed by means of conductivity
measurements. The effect of admixtures on hydrolysis (dissolution) as well as on the precipitation of
hydration products was thus evaluated. It has been found that in the suspensions with admixtures the
concentrations are reduced; this may be the effect of slower dissolution because of the adsorption of
admixtures on the grains and simultaneously disturbed nucleation. The formation of hydration
products at early age is therefore strongly hampered, however the formation of compact, dense C-S-H
which is beneficial from the durability point of view, is promoted.
Podziękowania
Autorka dziękuje wszystkim współpracownikom z przemysłu i uczelni, którzy od lat zaopatrują
ją w cementy i domieszki, jak również wspomagają w badaniach hydratacji spoiw z domieszkami, a
niniejsze skromne opracowanie dedykuje swoim podopiecznym - byłym i obecnym dyplomantom z
Wydziału Inżynierii Materiałowej i Ceramiki AGH zdobywającym wiedzę o domieszkach do betonu.
91
92
Gliwice
2010
Janusz Szwabowski1
URABIALNOŚĆ SCC – WYMAGANIA I METODY BADAŃ
1. Wymagania urabialności betonu samozagęszczalnego
Istotą betonu samozagęszczalnego są specyficzne właściwości reologiczne
mieszanki betonowej, różniące się zasadniczo od właściwości innych mieszanek
betonowych, których prawidłowe układanie i zagęszczanie wymaga dostarczenia
zewnętrznej energii. Dzięki tym specyficznym właściwościom, mieszanka ta posiada
zdolność całkowitego i szczelnego wypełnienia grawitacyjnego formy lub deskowania o
dowolnym kształcie, bez segregacji, nawet w obecności gęstego zbrojenia, bez potrzeby
mechanicznego jej zagęszczania (np. wibracji). Określenie to zawiera w sobie trzy
podstawowe wymagania urabialności betonu samozagęszczalnego [2,11] Wymagania te
dotyczą właściwości reologicznych mieszanki samozagęszczalnej, warunkując prawidłowe
uformowanie się kształtu i struktury betonu samozagęszczalnego w deskowaniu, jedynie
pod ciężarem własnym mieszanki, z zachowaniem jednorodności jej struktury. Na
odpowiednie właściwości reologiczne mieszanki samozagęszczalnej składają się :
Płynność mieszanki zapewniająca całkowite i szybkie wypełnienie formy
(deskowania) oraz samozagęszczenie poprzez wydalenie z mieszanki, na zasadzie
wyporu hydrostatycznego, pęcherzyków powietrza przypadkowo schwytanego
podczas jej produkcji i transportu. Stosowaną angielskojęzyczną nazwą tej
właściwości mieszanki jest flowability. FprEN 206-9:2009 (E) definiuje zwięźle
tę właściwość mieszanki samozagęszczalnej jako łatwość płynięcia bez
ograniczenia deskowaniem i/lub zbrojeniem.
Stabilność struktury mieszanki betonowej, przy jej odpowiedniej płynności, jest
drugim, istotnym wymaganiem urabialności betonu samozagęszczalnego. Przez
stabilność mieszanki betonowej w przypadku betonu samozagęszczalnego rozumie
się jej odporność na segregację wewnętrzną. Odporność na tę segregację oznacza
brak zarówno sedymentacji ziaren kruszywa w mieszance jak i brak wydzielania
się z niej zaczynu. Stosowaną angielskojęzyczną nazwą tej właściwości mieszanki
jest segregation resistance. FprEN 206-9:2009 (E) definiuje zwięźle tę
1
Prof. dr hab. inż., Politechnika Śląska
93
właściwość mieszanki samozagęszczalnej jako zdolność pozostania jednorodną
w składzie.
Zdolność do przepływu przez zbrojenie oznaczająca łatwość przepływu
mieszanki pomiędzy prętami zbrojenia bez utraty jednorodności. Utrata
jednorodności w tym przypadku polega na zróżnicowaniu koncentracji
największych ziaren kruszywa po obu stronach warstwy prętów zbrojeniowych, na
kierunku przepływu mieszanki. Jest to tzw. blokowanie przepływu przez
zbrojenie ziarnami grubego kruszywa. Stosowaną angielskojęzyczną nazwą tej
właściwości mieszanki jest passing ability. FprEN 206-9:2009 (E) definiuje
zwięźle tę właściwość mieszanki samozagęszczalnej jako zdolność przepływu
przez ciasne otwory, takie jak przestrzenie między stalowymi prętami
zbrojenia, bez segregacji lub blokowania.
Wyszczególnione
wyżej,
zasadnicze
właściwości,
stanowiące
o
samozagęszczalności mieszanki betonowej, bada się metodami technicznymi lub
reologicznymi. Tymi drugimi, z uwagi na ograniczoną objętość referatu, tutaj nie są
omawiane. Można się z nimi zapoznać w pracach [9,10]. Ze względu na urabialność betonu
samozagęszczalnego, poza opisanymi wyżej właściwościami zasadniczymi, istotne są jako
ich konsekwencja, również trzy inne właściwości mieszanki, które choć nie specyfikowane,
stanowią jego zalety. Są to: wykańczalność powierzchni licowych, samopoziomowalność
górnej powierzchni oraz pompowalność.
2.
Metody badań urabialności samozagęszczalnej mieszanki betonowej
W badaniach i stosowaniu betonu samozagęszczalnego osiągnięto już znaczący
postęp. Jednak szerokie jego stosowanie w Europie i poza nią wymaga ustalenia
uniwersalnych, standaryzowanych metod badań mieszanki samozagęszczalnej. Bez nich
trudno ocenić metody i rezultaty jej projektowania, ale co istotniejsze, trudno sporządzić
specyfikację wymaganych jej właściwości ze względu na warunki budowy. Wymagane
właściwości samozagęszczalnej mieszanki betonowej tak bardzo różnią się od właściwości
mieszanek zagęszczanych mechanicznie, że metody badań technicznych ujęte dotychczas w
EN 12350 są w tym celu nieprzydatne. Z konieczności zatem, w wyniku
międzynarodowych projektów badawczych finansowanych przez EU i współpracy z
RILEM, CEM – TC104 opracował zestaw specyficznych, najbardziej przydatnych i
miarodajnych metod badania właściwości samozagęszczalnej mieszanki betonowej,
stanowiących o jej urabialności.
Metody reometryczne stosowane do badań właściwości reologicznych mieszanek
betonowych, w szczególności do pomiarów ich parametrów reologicznych, mają w tym
względzie ograniczone możliwości ich stosowania. Po pierwsze, ponieważ reometry do
takich pomiarów znajdują się jedynie w laboratoriach naukowych i wymagają
specjalistycznej obsługi. Po drugie, ze względu na brak zgodności wyników uzyskiwanych
stosowanymi w tym celu reometrami, różniącymi się nie tylko konstrukcją ale często i
zasadą pomiaru. Ale są one bardzo przydatne w fizykalnej interpretacji porównawczej
wyników badań metodami technicznymi gdy pomiary prowadzi się na jednym i tym samym
reometrze. W konsekwencji metody reometryczne stosowane są w ograniczonym do badań
naukowych zakresie i ze względu na ograniczone ramy referatu nie będą tu omawiane.
94
3.
Metody techniczne badań właściwości samozagęszczalnej mieszanki
betonowej
Do badań i oceny właściwości samozagęszczalnej mieszanki betonowej
omówionych tu wcześniej, opracowano i stosowano z różnym powodzeniem wiele metod.
Powinny one umożliwiać ocenę przynajmniej jednej z tych właściwości, w możliwie prosty
i bezpośredni sposób, poprzez zachowanie się mieszanki w symulowanych metodą badań
warunkach rzeczywistych. Z metod powszechnie stosowanych większość była oceniana w
projekcie badawczym EU „Testing-SCC” w ramach 5-go Ramowego Programu (GRD22000-30024/G6RD-CT-2001-00580). Zgodnie z wynikami tego projektu żadna z metod nie
umożliwiała jednoczesnej oceny wszystkich trzech podstawowych właściwości mieszanki
samozagęszczalnej. Jednakże każda z metod powinna być przynajmniej skorelowana z
praktyczną sytuacją i dawać konsekwentne wyniki, w celu dostarczenia wiarygodnych
danych do osądu urabialności betonu samozagęszczalnego.
W tabl. 1. podano metody preferowane [2,8,12], najlepiej spełniające te wymagania,
zgrupowane według właściwości mieszanki, do oceny których są stosowane. Ponieważ
metody nie mają jeszcze przyjętych oficjalnie nazw polskich, w tabeli podano powszechnie
stosowane ich nazwy w języku angielskim.
Tablica 1. Preferowane metody badań właściwości mieszanki samozagęszczalnej [2,8,12].
Właściwość mieszanki
Nazwa metody
Mierzona charakterystyka
Płynność
Slump-flow (SF)
Max. rozpływ SF mm.
Czas rozpływuT500, s
J-ring
Max. rozpływ SFJ, mm. Czas
rozpływu tJ 500, s
Stabilność
Sieve segregation
Indeks segregacji SI, %
Zdolność przepływu przez
J-ring
Stopień blokowania PJ, mm
zbrojenie
Za metody uzupełniające, mogące dostarczać innych, dodatkowych charakterystyk
właściwości mieszanki samozagęszczalnej, uważane są [2]:
1. L-box test.
2. V-funnel test
3. Orimet test
4. Penetracyjny test segregacji
Wszystkie metody wymienione w tabl.1 oraz pierwsze dwie spośród wymienionych jako
uzupełniające są szczegółowo opisane w projektach norm Fpr EN 12350, dotyczących
metod badań mieszanki samozagęszczalnej.
Metoda Orimet, opracowana w latach 70 tych przez Bartos’a [1], jest metodą przeznaczoną
do stosowania na budowie do szybkiej oceny wysoce urabialnych, płynnych mieszanek
betonowych. Umożliwia w sposób umowny pomiar płynności mieszanki i jej zdolności
przepływu przez zbrojenie.
Penetracyjny test segregacji, opracowany przez Van’a i in. [13], jest przeznaczony do
badania na budowie segregacji w mieszance samozagęszczalnej, poprzez zmianę oporu
penetracji w jej górnej warstwie, wywołaną zmianą koncentracji kruszywa grubego,
spowodowaną jego osiadaniem.
95
W dalszym ciągu będą przedstawione, zgodnie z projektowanymi uzupełnieniami normy
EN 12350, najistotniejsze kwestie każdej, z wyjątkiem dwóch ostatnich metod, dotyczące:
przygotowania próbek,
zakresu,
zasady badania,
stosowanego aparatu i sprzętu,
procedury badania,
wyniku badania,
powtarzalności i odtwarzalności wyników1.
Informacje bardziej szczegółowe można znaleźć w podanych dla każdej z omawianych
metod normach lub w pracy [2].
3.1. Slump-flow test (wg Fpr EN 12350-8:2009) [3]
Przygotowanie próbki. Próbkę mieszanki należy pobrać i przygotować zgodnie z PN EN
12350-1, tak aby była jak najszybciej gotowa do badania. Czas od pobrania z mieszarki do
rozpoczęcia badania należy rejestrować. Jeśli przekracza on 5 min, próbka powinna być
zabezpieczona przed utratą wilgoci i zmianą temperatury. Zaleca się, by pobrana próbka
miała objętość większą o 10 % niż jej objętość badana.
Zakres. Ta norma precyzuje procedurę określania maksymalnego rozpływu mieszanki SF i
czasu rozpływu T500 do średnicy 500 mm. Maksymalna wielkość kruszywa nie może
przekraczać 40 mm.
Zasada badania. Rozpływ SF i czas T500 są miarami odpowiednio płynności (zdolności do
płynięcia) i prędkości płynięcia mieszanki samozagęszczalnej, przy braku przeszkód.
Mieszanka umieszczana jest w metalowym stożku opisanym w PN EN 12350-2. Po jego
podniesieniu, kiedy mieszanka rozpływa się, mierzy się z dokładnością do 0,1s czas T500 po
którym jej rozpływ osiąga średnicę 500 mm, a następnie po ustaniu rozpływu, mierzy się
jego średnicę w dwóch prostopadłych kierunkach, i wylicza wartość średnią jako rozpływ
stożka SF. Pomiar T500 można pominąć jeśli nie jest wymagany.
Aparat i sprzęt pomocniczy. W badaniu stosuje się aparat wg PN EN 12350-2 z
poniższymi odmiennościami: płyta podstawy, na której rozpływa się mieszanka, wykonana
jako płyta ze stali nierdzewnej o płaskiej i gładkiej powierzchni i wymiarach 900 x 900 mm
ułożona poziomo. Odchylenie od płaskości, mierzone po przekątnej, nie może przekraczać
3 mm. Na środku płyty trwale zaznaczone dwa współśrodkowe okręgi o średnicach 210 ± 1
mm i 500±1 mm i których środek zaznaczony krzyżem z linii równoległych do krawędzi
płyty. Wszystkie zaznaczenia ryte w płycie na szerokość 2 mm i głębokość 1 mm. Płyta
może być z innego materiału jeśli spełnia takie same warunki eksploatacji.
1)
Są to statystyczne określenia błędu przypadkowego omawianej metody badania (testu),
którego wartość może być przekroczona tylko raz na 20 testów
Powtarzalność (ang. repeatability) jest zdefiniowana jako różnica między wynikami
dwóch następujących kolejno tych samych testów wykonanych przez tego samego
operatora, na identycznym materiale.
Odtwarzalność (ang. reproducibility) jest zdefiniowana jako różnica między wynikami
dwóch następujących kolejno tych samych testów, wykonanych przez różnych operatorów
na identycznym materiale.
96
Sprzęt pomocniczy.
1.Taśma pomiarowa długości min. 1000 mm.
2.Stoper o dokładności 0,1s.
3. Poziomica spirytusowa.
4.Pojemnik na mieszankę o pojemności przynajmniej 10 dcm3.
5. Prosta listwa z ostrą krawędzią do poziomego ścinania nadmiaru mieszanki z wierzchu.
Procedura badania. Ustawić stożek w środku płyty, upewniając się że na styku z płytą nie
będzie wycieku mieszanki. Napełnić za jednym razem stożek mieszanką z pojemnika, bez
mieszania i zagęszczania, ścinając nadmiar mieszanki z wierzchu stożka. Utrzymywać
napełniony stożek w tym położeniu nie dłużej niż 30 s, usuwając ewentualny wyciek
mieszanki na płytę. Następnie unieść szybkim ruchem (w ciągu 1 do 3s) stożek pionowo do
góry, bez zakłócenia wypływu mieszanki. Poczynając od momentu oderwania stożka od
płyty, mierzyć z dokładnością do 0,1s czas T500 osiągnięcia przez rozpływającą się
mieszankę średnicy 500 mm i go zapisać. Po ustaniu rozpływu zmierzyć taśmą pomiarową
jego średnice d1 i d2 w dwóch prostopadłych kierunkach, zaokrąglając wyniki do bliższych
10 mm. Jeśli różnica pomiędzy d1 i d2 jest większa od 50 mm badanie należy powtórzyć na
innej próbce. Sprawdzić czy na obwodzie placka mieszanki są widoczne objawy segregacji
w postaci wycieku zaczynu lub zaprawy czy też nagromadzenia grubego kruszywa w
środku placka, rejestrując te informacje.
Wynik badania. Wynik pomiaru rozpływu stożka mieszanki testem rozpływu stożka SF
wyznacza się z wzoru:
SF=
d1
d2
2
(1)
Jest on obliczany z dokładnością do 10 mm, zaś T 500 podaje się z dokładnością do 0,5 s.
Powtarzalność i odtwarzalność wyników. Powtarzalność r i odtwarzalność R wyników
była określana w programie badań obejmujących 8 laboratoriów, 16 operatorów i 2
powtórzenia i interpretowana zgodnie z ISO 5725-2. Wynikowe wartości r i R podano w
tabl. 2. i 3.
Tablica 2. Powtarzalność i odtwarzalność wyników dla typowych wartości SF.
Slump-flow SF w mm
< 600
600 - 750
0 > 750
Powtarzalność r w mm
n/a
42
22
Odtwarzalność R w mm
n/a
43
28
Tablica 3. Powtarzalność i odtwarzalność wyników dla typowych wartości T500.
T500 czas w s
< 3,5
3,5 – 6,0
> 6,0
Powtarzalność r w s
Odtwarzalność R w s
s 0,66
0,88
1,18
1,18
n/a
n/a
97
3.2. J-ring test (wg Fpr EN 12350-12:2009) [4]
12350-1, tak aby była jak najszybciej gotowa do badania. Czas od pobrania z mieszarki do
rozpoczęcia badania należy rejestrować. Jeśli przekracza on 5 min, próbka powinna być
zabezpieczona przed utratą wilgoci i zmianą temperatury. Zaleca się, by pobrana próbka
miała objętość większą o 10 % niż jej objętość badana.
Zakres. Ta norma precyzuje procedurę określania zdolności przepływu mieszanki
samozagęszczalnej przez zbrojenie (mierzoną stopniem blokowania), jej płynności
(mierzonej wielkością rozpływu dJ) i prędkości płynięcia (mierzonej czasem rozpływu
t500J), gdy mieszanka samozagęszczalna przepływa przez J-ring (pierścień J). Maksymalna
wielkość kruszywa nie może przekraczać 40 mm. W odniesieniu do zależności pomiędzy
wielkością kruszywa i rozstawem prętów, intencją testu jest ocenić zdolność mieszanki do
przepływu przez pręty o rozstawie typowym dla określonej konstrukcji. Jeśli mieszanka
blokuje się na prętach, wtedy wielkość kruszywa może być za duża do tego konkretnego
zastosowania.
Zasada badania. Test J-ring stosuje się do oceny zdolności mieszanki samozagęszczalnej
do przepływu przez ciasne otwory, włącznie z przestrzeniami pomiędzy prętami zbrojenia i
innymi przeszkodami, bez segregacji i blokowania. Opisano test z wąskim i szerokim
prześwitem między prętami zbrojenia.
Test J-ring jest alternatywą dla testu L-box EN 12350-10, chociaż wyniki nie są wprost
porównywalne. Badanie przebiega wg procedury opisanej szczegółowo w EN 12350-8
Slump-flow test z tą tylko różnicą, że przed napełnieniem stożka mieszanką J-ring jest
ustawiany koncentrycznie ze stożkiem. J-ring składa się z rozstawionych pionowo gładkich
prętów.
Aparat i sprzęt pomocniczy. Aparat ma być zgodny z EN 12350-10 z dodatkowymi
wyszczególnieniem jak niżej:
J-ring z wąskim prześwitem między prętami,
J-ring z szerokim prześwitem między prętami,
liniał do pomiaru wysokości z dokładnością do 1 mm o długości około 400 mm.
Rys. 1. J- ring, przekrój A-A [4] (1-stożek Abramsa, 2-J-ring 3-płyta podstawy,
4-mieszanka)
98
a
a - 16 równo rozstawionych gładkich prętów stalowych (± 0,5 mm)
Rys. 2. J-ring z wąskim prześwitem między prętami [4], wymiary w mm
a
a - 12 równo rozstawionych gładkich prętów stalowych (± 0,5 mm)
Rys. 3. J-ring z szerokim prześwitem między prętami[4], wymiary w mm.
Procedura badania. Przygotować stożek i płytę podstawy wg EN 12350-10. Ustawić
stożek na płycie podstawy jak w EN 12350-10. Ustawić J-ring na płycie koncentrycznie z
stożkiem. Napełnić za jednym razem stożek mieszanką z pojemnika, bez mieszania i
zagęszczania, ścinając nadmiar mieszanki z wierzchu stożka. Utrzymywać napełniony
stożek w tym położeniu nie dłużej niż 30 s, usuwając ewentualny wyciek mieszanki na
płytę i upewniając się że płyta jest wilgotna lecz bez obecności wody. Następnie unieść
szybkim ruchem (w ciągu 1 do 3s) stożek pionowo do góry, bez zakłócenia wypływu
mieszanki. Uruchomić stoper z chwilą oderwania stożka od podstawy i zarejestrować.
Poczynając od momentu oderwania stożka od płyty, mierzyć z dokładnością do 0,1s czas
t500J osiągnięcia przez rozpływającą się mieszankę średnicy 500 mm w jakimś punkcie. Po
ustaniu rozpływu, bez poruszenia płyty lub mieszanki zmierzyć jego średnice d1 i d2 w
99
dwóch prostopadłych kierunkach, zaokrąglając wyniki do bliższych 10 mm. Położyć prostą
i płaską listwę na górze pierścienia zmierzyć różnicę wysokości Δh0 pomiędzy dolną
krawędzią listwy i powierzchnią mieszanki w centralnym położeniu i w czterech
położeniach zewnątrz J-ringu dwa Δhx1 , Δhx2 na osi x i dwa Δhy1 , Δhy2 na osi y
(prostopadle do x), mierząc je w mm.
Sprawdzić czy na obwodzie placka mieszanki są widoczne objawy segregacji w postaci
wycieku zaczynu lub zaprawy czy też nagromadzenia grubego kruszywa w środku placka,
rejestrując te informacje jakościowo ( np. oznaka segregacji, mocna oznaka segregacji).
Wyniki badania.
Stopień blokowania PJ wylicza się z poniższego wzoru:
PJ =
hx1
hx 2
h y1
hy 2
4
h0 , mm
(2)
Rozpływ SFJ. Rozpływ SFJ jest średnią z d1 i d2 zaokrągloną do 10 mm obliczoną wg
poniższego wzoru:
SFJ =
d1
d2
2
, mm
(3)
Czas rozpływu t500J do średnicy 500 mm podaje się z dokładnością do 0,5 s.
powtórzenia i interpretowana zgodnie z ISO 5725-2. Wynikowe wartości r i R w przypadku
J-ringu z 16 prętami podano w tablicach 4., 5. i 6. Brak danych w przypadku J-ringu z 12
prętami.
Tablica 4. Powtarzalność i odtwarzalność wyników dla typowych wartości SFJ
w przypadku J-ringu z 16 prętami.
J-ring rozpływ SFJ w mm
< 600
600 - 750
0 > 750
59
45
25
67
46
31
Tablica. 5. Powtarzalność i odtwarzalność wyników dla typowych wartości T500J
w przypadku J-ringu z 16 prętami.
J-ring czas T500J w s
< 3,5
3,5 – 6,0
> 6,0
100
s 0,70
1,23
4,34
0,90
1,32
4.34
Tablica 6. Powtarzalność i odtwarzalność wyników dla typowych wartości PJ w
przypadku J-ringu z 16 prętami.
J-ring stopień blokowania PJ
≤ 20
> 20
4,6
7,8
4,9
7,8
3.3. Sieve segregation test (wg Fpr EN 12350-11:2009) [5].
12350-1.
Zakres. Ta norma precyzuje procedurę określania sitowej odporności na segregację
mieszanki samozagęszczalnej. Nie należy stosować tego testu do mieszanek betonowych z
włóknami i na kruszywach lekkich.
Zasada badania. Ten test jest stosowany do oceny odporności
mieszanki
samozagęszczalnej na segregację. Po pobraniu próbki mieszanki do badania jest ona
odstawiona na 15 min i jakiekolwiek objawy wytrącania się z niej wody są notowane.
Następnie próbkę z jej pojemnika wylewa się z określonej wysokości na sito z 5 mm
kwadratowymi oczkami. Po 2 minutach mierzy się i zapisuje masę materiału który
przeszedł przez sito. Następnie indeks segregacji jest obliczany jako stosunek masy
materiału przechodzącego przez sito i masy próbki.
Zestaw pomiarowy i sprzęt pomocniczy. Składają się na nie:
Perforowane sito z 5 mm kwadratowymi oczkami o średnicy ramy nie mniejszej
niż 300 mm i jej wysokości przynajmniej 30 mm, stosownie do ISO 3310-2,
uzupełnione dostosowanym do sita naczyniem odbiorczym, z którego sito może by
łatwo zdjęte przez pionowe podniesienie.
Waga przynajmniej 10 kg z dokładnością ważenia 0,01 kg, z płaską platformą
która może pomieścić naczynie odbiorcze.
Pojemnik na próbkę z materiału nie absorbującego wody, mający pokrywę, o
wewnętrznej średnicy minimum 200 mm i pojemność przynajmniej 11 dm3, z
zaznaczeniem wewnątrz pojemnika objętości 10 dm3.
Zegar o dokładności do 1 s
Termometr o dokładności do 1oC
Rys. 4. Pomiar indeksu segregacji SR [5] (1- sito, 2- odbiornik, 3- pojemnik z mieszanką,4waga)
101
Procedura badania. Zmierzyć i zapisać temperaturę mieszanki z dokładnością do 1 0C .
Umieścić 10 ± 0,5 dm3 mieszanki w pojemniku na próbkę i nakryć pokrywą w celu
zapobieżenia odparowaniu wody z próbki. Odstawić pojemnik z próbką bez wstrząsów na
15 ± 0,5 min. Upewnić się, że waga jest ustawiona poziomo i wolna od wibracji. Umieścić
odbiornik sita na wadze i zarejestrować jego masę mP w g. Następnie umieścić suche sito
na jego odbiorniku i zarejestrować masę tego zestawu. Po 15 min odstawienia pojemnika z
próbką usunąć pokrywę i zarejestrować, czy jest widoczne wytrącanie się wody na
powierzchni próbki. Na ustawione na wadze sito z odbiornikiem ostrożnie i powoli
przechylając pojemnik z wysokości 500± 50 mm napełnić centralnie (rys. 4.4) sito
mieszanką w ilości 4,8 ± 0,2 kg. Zarejestrować masę mieszanki mc na sicie. Pozostawić
mieszankę na sicie przez 120 ± 5 s i unieść sito pionowo do góry bez wstrząsów.
Zarejestrować masę odbiornika i materiału mps w g.
Wynik badania. Indeks segregacji SR oblicza się wg poniższego wzoru z dokładnością do
1%:
SR =
(m ps m p ) x100
mc
,%
(4)
gdzie
SR – indeks segregacji
mps – masa odbiornika i materiału
mP – masa odbiornika
mc - masa mieszanki na sicie
tabl. 7.
Tablica 7. Powtarzalność i odtwarzalność dla typowych wartości SR.
Indeks segregacji SR %
≤ 20
>20
Powtarzalność r
3,7
10,9
Odtwarzalność R
3,7
10,9
3.4. L-box test (wg Fpr EN 12350-10:2009) [6]
Przygotowanie próbki. Próbkę mieszanki o objętości przynajmniej 14 dm3 należy pobrać i
przygotować zgodnie z PN EN 12350-1.
Zakres. Ta norma precyzuje procedurę określania zdolności mieszanki samozagęszczalnej
do przepływu przez ciasne otwory.
Zasada badania. Test L-box jest używany do oceny zdolności mieszanki
samozagęszczalnej do przepływu przez ciasne otwory, przestrzenie między prętami
zbrojenia i inne przeszkody, bez segregacji lub blokowania. Są dwa warianty, test z dwoma
prętami i test z trzema prętami. Ten drugi symuluje bardziej zagęszczone zbrojenie.
Mierzona objętość mieszanki jest przepływa poziomo pomiędzy pionowymi gładkimi
prętami zbrojenia. Mierzy się wysokości mieszanki H1 w części pionowej i H2 na końcu
102
części poziomej (rys. 4.5) i oblicza stosunek H2 / H2. Jest on miarą przechodzenia lub
blokowania się mieszanki samozagęszczalnej.
Aparat i sprzęt pomocniczy. Schemat aparatu L-box i jego wymiary pokazano na rys. 5.
Aparat powinien być sztywnej konstrukcji, z płaskimi i gładkimi ścianami odpornymi na
działanie zaczynu cementowego i rdzewienie. Pionowa część może być usuwalna dla
ułatwienia czyszczenia. Układ pozycjonowania prętów powinien być taki, żeby w teście z
dwoma prętami 2 gładkie pręty stalowe o średnicy 12 ± 0,2 mm były w odstępie 59 ± 1
mm, zaś w teście z trzema prętami 3 gładkie pręty stalowe o średnicy 12 ± 0,2 mm były w
odstępie 41 ± 1 mm. Układ pozycjonowania prętów w L-box musi zapewniać ich
pionowość i równy rozstaw po szerokości poprzecznego przekroju L-box’a, jak pokazano
na rys. 6.
Sprzęt pomocniczy:
1. Taśma pomiarowa długości minimum 500 mm z podziałką milimetrową i zerem
na samym jej końcu
2. Pojemniki do trzymania próbek mieszanki o pojemności nie mniejszej od 14 dm3.
3. Poziomica do sprawdzania poziomowości podstawy L-box’a przed rozpoczęciem
testu.
4. Prosta listwa z ostrą krawędzią do poziomego ścinania nadmiaru mieszanki z
wierzchu pionowej części L- box’a.
Rys. 5. Typowy L-box i jego wymagane wymiary w mm [6]. (1- zasuwa ślizgowa)
103
Prześwit między prętami 41 ± 1 mm
Prześwit między prętami 59 ± 1 mm
Rys. 6. Pozycje prętów w L-box [6] (1-gładkie stalowe pręty o średnicy12±0,2 mm)
Procedura badania. Ustawić L-box na poziomej podstawie i sprawdzić prawidłowość
ustawienia poziomicą. Oczyścić L-box i zwilżyć przed samym testem, unikając nadmiaru
wilgoci. Zamknąć zasuwę pomiędzy pionową i poziomą częścią aparatu. Napełnić
mieszanką samozagęszczalną pionową część bez jakiegokolwiek mieszania i
mechanicznego zagęszczania i ściąć jej nadmiar listwą, tak by powierzchnia mieszanki w
pionowej części aparatu była pozioma, pozwalając jej pozostać w tym położeniu przez 60
± 10 s. Sprawdzić objawy segregacji przed i po napełnieniu L-box’a i zarejestrować je
opisowo np.- nie ma objawów segregacji; silne objawy segregacji. (objawy te to widoczne
na powierzchni mieszanki: warstwa zaczynu lub zaprawy i segregacja grubego kruszywa ).
Podnieść zasuwę umożliwiając przepływ mieszanki z części pionowej do poziomej. Kiedy
przepływ ustanie zmierzyć spadek poziomu mieszanki w części pionowej ΔH1 z
dokładnością do 1 mm w trzech równo odległych miejscach przy ściance z zasuwą. Średnia
głębokość mieszanki H1 jest różnicą pomiędzy wysokością części pionowej i średnią trzech
odczytów ΔH1. Zarejestrować H1 z dokładnością do 1 mm. Taka sama procedura jest
użyta do obliczenia średniej głębokości mieszanki w końcu poziomej części L-box’a H2 z
różnicy wysokości poziomej części i średniej z trzech odczytów ΔH2. Zarejestrować H2 z
dokładnością do 1 mm.
Wyniki badania. Zdolność do przepływu mierzona jako stosunek PL w teście L-box jest
obliczana z dokładnością do jednej setnej z wzoru:
PL =
H2
H1
(5)
gdzie:
H1 - średnia głębokość mieszanki w pionowej części, mm
H2 - średnia głębokość mieszanki na końcu poziomej części, mm
tablicy 8.
104
Tablica 8. Powtarzalność i odtwarzalność dla typowych wartości PL
Zdolność do przepływu
stosunek PL
≥ 0,8
< 0,8
Powtarzalność r
0,11
0,13
Odtwarzalność R
0,12
0,16
3.5. V-funnel test (wg Fpr EN 12350-9:2009) [7].
Przygotowanie próbki. Próbkę mieszanki o objętości przynajmniej 12 dm3 należy pobrać i
przygotować zgodnie z PN EN 12350-1.
Zakres normy. Ta norma precyzuje procedurę określania czasu wypływu mieszanki
samozagęszczalnej z aparatu V-funnel. Ten test jest nieodpowiedni kiedy maksymalna
wielkość kruszywa w mieszance przekracza 22,4 mm.
Zasada badania. V-funnel test jest stosowany do oceny lepkości i zdolności mieszanki
samozagęszczalnej do wypełniania. Lejek o kształcie V jest napełniany mieszanką i czas
jej wypływu z lejka jest mierzony i rejestrowany jako czas wypływu z lejka V (V-funnel
time).
Aparat i sprzęt pomocniczy. Aparat V-funnel o wewnętrznych wymiarach jak na rys.7, z
przymocowanym u wylotu szybko otwieralnym, uchylnym lub przesuwnym
wodoszczelnym zamknięciem, jest tak podparty na ramie że wierzch lejka jest poziomy zaś
prześwit poniżej jego wylotu jest wystarczający na umieszczenie pod nim pojemnika.
Aparat V-funnel powinien być wykonany z materiału o gładkich powierzchniach,
odpornego na zaczyn cementowy i rdzewienie. Jakość materiału użytego do wykonania
aparatu powinna być ekwiwalentna z metalem. Sprzęt pomocniczy:
1. Pojemnik na próbkę mieszanki o objętości nie mniejszej niż 12 dm3.
2. Stoper o dokładności do 1 s.
3. Prosta listwa z ostrą krawędzią do poziomego ścinania nadmiaru mieszanki z
wierzchu lejka.
Rys. 7. V- funnel [7] (1-zawiasowe lub przesuwne szczelne zamknięcie)
Procedura badania. Oczyścić lejek i jego dolne zamknięcie i następnie zwilżyć wszystkie
powierzchnie wewnętrzne włącznie z zamknięciem. Zamknąć wylot lejka i napełnić go za
105
jednym razem mieszanką samozagęszczalną, bez jakiegokolwiek mieszania lub
mechanicznego zagęszczania. Następnie ściąć poziomo jej nadmiar z wierzchu lejka i
umieścić pod lejkiem pojemnik na mieszankę która będzie wypływać z lejka. Po upływie
10 ± 2 s od napełnienia lejka otworzyć szybko jego dolne zamknięcie i mierzyć czas tv z
dokładnością do 0,1 s, poczynając od otwarcia wylotu lejka do momentu kiedy patrząc
pionowo przez lejek zobaczy się pojemnik po raz pierwszy. Czas tv jest czasem wypływu z
lejka (V-funnel flow time). Wypływ mieszanki z lejka powinien być ciągły. Jeśli zachodzi
blokowanie wypływu test powinien by powtórzony. Jeśli w powtórzonym teście
blokowanie także zachodzi, mieszance brakuje potrzebnej lepkości i zdolności do
wypełniania. Należy to zarejestrować.
powtórzenia i interpretowana zgodnie z ISO 5725: 1994. Wynikowe wartości r i R podano
w tablicy 9.
Tablica 9. Powtarzalność i odtwarzalność dla typowych wartości V-funnel flow time.
Czas wypływu z lejka V – tv w s
3
5
8
12
>15
(V-funnel flow time)
0,4
1,1
2,1
3,4
4,4
0,6
1,6
3,1
5,1
6,6
Ze względu na zakres i jakość uzyskiwanych danych oraz przydatność praktyczną
poszczególnych testów uważa się [7], że w ich rankingu najlepszymi są:
1. J-ring: rozpływ SFJ , stopień blokowania PJ i czas rozpływu t500J.
2. Slump-flow: rozpływ SF, czas rozpływu T500 .
3. Sieve segregation: indeks segregacji SR .
Pozostałe z przedstawionych testów, dostarczające dodatkowych informacji, traktuje się
jako uzupełniające.
4. Kryteria oceny mieszanki samozagęszczalnej
4. 1. Klasy konsystencji samozagęszczalnej mieszanki betonowej
Badanie konsystencji samozagęszczalnej mieszanki betonowej należy wykonać nie
wcześniej niż przed jej układaniem w deskowaniu, zaś w przypadku betonu towarowego w
czasie jego dostawy na plac budowy. Jeżeli mieszanka jest dostarczana mieszarkami
samochodowymi, pomiar konsystencji może być wykonany na próbce pobranej w
początkowej fazie opróżniania mieszalnika.
Konsystencję można specyfikować podając albo jej klasę, albo zadaną lub graniczną jej
wartość. Dla zadanych wartości odpowiednie tolerancje wg [8] podano w tabeli 16. Poniżej
wyszczególniono wg [8] specyfikację klas konsystencji w odniesieniu do opisanych
uprzednio metod badań technicznych mieszanek samozagęszczalnych.
106
Tablica 10. Klasy rozpływu – Slump-flow.[8]
Slump-flow SF (mm) a, b
(graniczne wartości dla indywidualnych zarobów)
SF1
550 – 650
SF2
660 – 750
SF3
760 – 850
a - specyfikacja klas slump flow może być zastąpiona przez zadane wartości.
b - specyfikacja nie ma zastosowania do betonów z maksymalną wielkością kruszywa
przekraczającą 40 mm.
Klasa
Tablica 11. Klasy lepkości – t500. [8]
t500 (s) a, b
VS1
<2
VS2
≥2
a - specyfikacja klas lepkości może być zastąpiona przez zadane wartości.
b – specyfik. nie ma zastosow. do betonów z maksymalną wielk. kruszywa pow. 40 mm.
Klasa
Klasy
VF1
VF2
Tablica 12. Klasy lepkości – V-funnel. [8]
V-funnel – czas wypływu tv (s) a, b
< 9,0
9,0 – 25
a - specyfikacja klas lepkości może być zastąpiona przez zadane wartości
b - specyfik. nie ma zastosow. do betonów z maksymalną wielk. kruszywa pow.22,4 mm.
Uwaga: Klasy w tabelach 4.11 i 4.12 są podobne lecz nie dokładnie skorelowane.
Tablica 13. Klasy zdolności przepływu – L-box. [8]
Klasa
L-box – stosunek PL a
PL1
≥ 0,80 z dwoma prętami
PL2
≥ 0,80 z trzema prętami
a - specyfikacja klas zdolności przepływu może być zastąpiona przez alternatywną
wartość minimalną
Tablica 14. Klasy zdolności przepływu – J-ring. [8]
Klasy
J-ring – stopień PJ (mm) a b
PJ1
≤ 10 z 12 prętami
PJ2
≤ 10 z 16 prętami
a - specyfikacja klas zdolności przepływu może być zastąpiona przez alternatywną wartość minim.
b - specyfik. nie ma zastosow. do betonów z maksymalną wielk. kruszywa pow. 40 mm.
Uwaga: Klasy w tabelach 4.13 i 4.14 są podobne lecz nie dokładnie skorelowane.
107
Tablica 15. Klasy odporności na segregację. [8]
Udział segregacji SR (%) a b
SR1
≤ 20
SR2
≤ 15
a - specyfikacja klas odporności na segregację może być zastąpiona przez alternatywną
wartość minimalną.
b - specyfikacja nie ma zastosowania do betonów zawierających włókna lub kruszywo
lekkie.
Klasy
4.2. Tolerancje
Tablica 16. Tolerancje dla zadanych wartości konsystencji. [8]
Kryteria zgodności
Tolerancje wyniku pojedynczego testu
Slump flow
Tolerancja w mm
± 50
t500
Tolerancja w s
±1
V-funnel
Zadana wartość w s
<9
≥9
Tolerancja w s
±3
±5
Uwagi końcowe
Z analizy zarówno właściwości mieszanki samozagęszczalnej jak i prezentowanych
metod ich badania wynika specyficzna cecha technologii SCC. Polega ona na tym, że
samozagęszczalność nie jest ani bezpośrednim kryterium projektowania mieszanki, ani
specyfikowaną i badaną jej właściwością. Samozagęszczalność mieszanki określana jest
pośrednio, przez inne niż dotychczas ujęte w PN EN 12350-2001 właściwości mieszanki i
metody ich badań.
Za podstawowy obecnie zestaw metod badań samozagęszczalności SCC, przeznaczonego
do zastosowania w konstrukcji betonowej, uważam testy: Slump flow, Sieve segregation i
L-box. W przypadkach gdy nie zachodzi konieczność uwzględnienia obecności zbrojenia
prętowego SCC, za wystarczające można uznać pierwsze dwie z tych metod.
Potencjalnie, po uzyskaniu wystarczających doświadczeń w praktycznym stosowaniu, test
J-ring, ze względu na procedurę i wyniki badania, może zastąpić dwa testy: Slump-flow i
L-box
Literatura
[1]
[2]
[3]
108
Bartos P.: Workability of Flowing Concrete:assessment by a free orfice rheometer,
Concrete, 1978, 12.
De Schutter G., Bartos P.J.M., Domone P., Gibas J.: Self-Cmpacting Concrete.
Whittles Publishing. Dunbeath, 2008; s. 16.
Fpr EN 12350-8:2009 Testing fresh concrete - Part 8:Self-compacting concrete Slump- flow test.
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
Fpr EN 12350-9:2009 Testing fresh concrete – Part 12:Self-compacting concrete- Jring test.
Fpr EN 12350-9:2009 Testing fresh concrete – Part 11:Self-compacting concreteSieve segregation test.
Fpr EN 12350-9:2009 Testing fresh concrete – Part 10:Self-compacting concreteL-box test.
Fpr EN 12350-9:2009 Testing fresh concrete – Part 9:Self-compacting concrete- Vfunnel test.
Fpr EN 12350-9:2009(E) Additional Rules for Self-compacting Concrete.
Szwabowski J.:Reologia a urabialność betonu samozagęszczalnego. Cement Wapno
Beton, nr 1/2004
Szwabowski J, Gołaszewski J: Properties of cement paste and aggregate filling with
cement paste as formative factors of self-compactness and compressive strength of
concrete. Cement Wapno Beton, 2/2100.
Śliwiński J., Szwabowski J.: Betony samozagęszczalne. Budownictwo, Technologie,
Architektura. Polski Cement, nr 2/2003
The European Guidelines for Self-Compacting Concrete. The Self-Compacting
Concrete European Project Group, May,2005.
http://www.efnarc.org/pdf/SCCGuidelines2005.pdf
Van B.K., Montgomery D.G., Hinczak J., Turner K.: Rapid Testing Methods for
Segregation Resistance and Filling Ability of Self-Compacting Concrete. Proc.of 4th
Int. CANMET/ACI/JCI Conference on Recent Advances In Concrete Technology,
Tokushima, Japan, 1998, ACI-SP.
WORKABILITY OF SCC – REQUIREMENTS AND METHODS OF TESTING
Summary
The basic requirements of self-compacting concrete workability i.e. flowability, segregation
resistance and passing ability of fresh concrete are shortly defined and methods of their testing
proposed in FprEN 12350 : 2009 are presented.
109
110
Gliwice
2010
Jacek Gołaszewski1
TEMPERATURA A URABIALNOŚĆ BETONÓW NOWEJ GENERACJI
1. Wprowadzenie.
Temperatura wpływa na właściwości reologiczne mieszanki betonowej i
urabialność. Chociaż jest to wiedza powszechna, do niedawna stosunkowo mało uwagi
poświęcano temu zagadnieniu. Jednak wysokie wymagania względem urabialności oraz
wdrożenie do powszechnego stosowania betonów nowej generacji sprawia, że obecnie przy
kształtowaniu urabialności mieszanki koniecznym jest uwzględnienie wpływu temperatury.
Szczególnie wrażliwe na jej zmiany są mieszanki o małym stosunku w/c i wysokiej
urabialności uzyskanej dzięki dodatkowi superplastyfikatora, a zwłaszcza mieszanki
samozagęszczalne. W ich przypadku nawet niewielkie, zmiany temperatury mogą
powodować znaczące zmiany zdolności do płynięcia i/lub samozagęszczenia utrudniając, a
czasami wręcz uniemożliwiając wykonanie betonu. Za zasadniczy problem postrzega się
przy tym wzrost temperatury, powodujący pogorszenie urabialności mieszanki betonowej
oraz szybszą jej utratę z upływem czasu. Należy jednak zaznaczyć, że również w
obniżonych temperaturach obserwuje się utrudnione pompowanie mieszanki oraz
pogorszenie jej zdolności do płynięcia i samozagęszczenia. Pojawiają się także trudności z
uzyskaniem powierzchni betonu o wymaganej jakości - pogorszenie urabialności sprzyja
bowiem powstawaniu porów na powierzchni betonu.
Skuteczne kształtowaniu urabialności mieszanek, zwłaszcza wysokowartościowych
i samozagęszczalnych, wymaga systematycznych danych doświadczalne na temat wpływu
zmian temperatury mieszanki na jej właściwości reologiczne. Takich danych jest jednak
obecnie stosunkowo niewiele, a te dostępne wciąż nie pozwalają na jednoznaczne
uogólnienia [1 - 6]. Sytuację dodatkowo komplikuje fakt, że charakter i zakres wpływu
temperatury na właściwości reologiczne mieszanki uzależniony jest od wielu czynników, a
zwłaszcza od:
rodzaju i właściwości cementu,
rodzaju, właściwości i ilości superplastyfikatora,
stosunku w/c,
obecności, rodzaju, właściwości i ilości dodatku mineralnego,
obecności, rodzaju, właściwości i ilości domieszek,
1
dr hab. inż., prof. nzw. w Pol. Śl., Politechnika Śląska
111
ilości zaczynu (zaprawy) w mieszance.
Za najważniejsze spośród tych czynników uważa się właściwości cementu i
superplastyfikatora oraz stosunek w/c. W referacie omówiono w oparciu o wyniki badań
własnych, wpływ temperatury na właściwości reologiczne mieszanek na spoiwie
cementowym o różnym stosunku w/c, z różnych cementów i z dodatkiem różnych
superplastyfikatorów, przede wszystkim superplastyfikatorów nowej generacji.
2. Właściwości reologiczne mieszanek na spoiwie cementowym
Mieszanka na spoiwie cementowym jest to mieszanina cementu, kruszywa i wody
wraz z ewentualnymi dodatkami mineralnymi i domieszkami chemicznymi, przed
rozpoczęciem wiązania cementu. Określenie to obejmuje zarówno świeżą zaprawę, jak i
mieszankę betonową. Zachowanie się mieszanek w procesach technologicznych najlepiej
opisywać za pomocą prostego i sprawdzonego w praktyce modelu ciała Binghama [7, 8],
którego reologiczne równanie stanu ma postać:
=
o
+
.
pl·
(1)
.
gdzie: o - granica płynięcia; pl - lepkość plastyczna; - prędkość ścinania.
Granica płynięcia i lepkość plastyczna, zwane parametrami reologicznymi, są stałymi
materiałowymi, charakteryzującymi właściwości reologiczne mieszanki. Z chwilą gdy
naprężenia przekroczą granicę płynięcia nastąpi płynięcie mieszanki z prędkością
proporcjonalną do lepkości plastycznej. Im mniejsza będzie lepkość plastyczna mieszanki
tym większa będzie prędkość jej płynięcia przy danym obciążeniu. Ze względu na
urabialność mieszanki parametrem o zasadniczym znaczeniu zwykle jest granica płynięcia.
Znaczenie technologiczne lepkości plastycznej w przypadku mieszanek zagęszczanych
wibracyjnie jest mniejsze, jednak w przypadku mieszanek wysokowartościowych, a
zwłaszcza samozagęszczalnych o ich urabialności decydują zarówno granica płynięcia jak i
lepkość plastyczna. Projektując mieszanki samozagęszczalne przyjmuje się bowiem, że ze
względu na warunki płynności i samoodpowietrzenia jej granica płynięcia powinna być jak
najmniejsza. Jednocześnie tak się dobiera lepkość plastyczną, aby uzyskać zadowalająco
szybkie wypełnienie formy i odpowietrzenie mieszanki przy jak najmniejszej prędkości
osiadania ziaren kruszywa. Zmiany lepkości plastycznej znacząco więc wpływają na
zdolność do samozagęszczenia i odporność na segregację mieszanki. Bardziej szczegółowo
zagadnienia reologii i kształtowania właściwości reologicznych omówiono m in. w [7, 8].
W pracach [9, 10] wykazano, że względu na dobrą zgodność charakteru wpływu
podstawowych czynników składu na reologię zapraw i mieszanek wyniki uzyskane na
zaprawach mogą być wykorzystane do przewidywania kierunków i wielkości zmian
właściwości reologicznych mieszanek betonowych. Dotyczy to szczególnie wpływu
dodatków i domieszek. Na rys. 1 i 2 przedstawiono zależności pozwalające na przeliczenie
uzyskanych w pomiarach wartości parametrów reologicznych zapraw na parametry
reologiczne mieszanki betonowej, której stos okruchowy jest wypełniony analogiczną
zaprawą. Reologiczne podobieństwo zaprawy i mieszanki betonowej otwiera możliwość
wykorzystania zapraw jako modelu mieszanki betonowej. Czasochłonne i materiałochłonne
badania reologiczne wpływu różnych czynników składu wykonywane na mieszankach
betonowych mogą być w takim przypadku zastąpione przez znacznie łatwiejsze badania
112
zapraw. Przedstawione w niniejszym referacie badania wykonane zostały na zaprawach, ich
wyniki mogą być jednak również wykorzystane do kształtowania urabialności mieszanek.
Nm
gm MIESZANKI BETONOWEJ, ..........
10
Z = 0,66
Z = 0,61
Z = 0,56
Z = 0,51
8
gm = 157,8 gz
r = 0,957
gm = 104,31 gz
r = 0,966
6
gm = 71,217 gz
r = 0,984
4
2
gm = 26,219 gz
r = 0,987
0
0,00
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
gz ZAPRAWY, Nm
Rys. 1. Granica płynięcia gz zaprawy o P/C = 1,5, a granica płynięcia gm mieszanki
betonowej z kruszywem 2 ÷ 8 mm.
s
hm MIESZANK BETONOWEJ, Nm
...........
60
hm = 9,851 hz
r = 0,977
Z = 0,66
Z = 0,61
Z = 0,56
Z = 0,51
50
hm = 7,021 hz
r = 0,989
40
hm = 5,1613 hz
r = 0,990
30
hm = 4,083 hz
r = 0,990
20
10
0
0
1
2
3
4
5
6
7
hz ZAPRAWY, Nm s
Rys. 2. Lepkość plastyczna hz zaprawy o P/C = 1,5, a lepkość plastyczna h m mieszanki
betonowej z kruszywem 2 ÷ 8 mm.
3. Pomiar parametrów reologicznych
Pomiar parametrów reologicznych mieszanek najlepiej wykonywać za pomocą
reometrów. Pomiary za pomocą reometrów wymagają jednak warunków laboratoryjnych,
wysoko wykwalifikowanej obsługi a ponadto reometry są kosztowne. Najpopularniejsze
reometry do zapraw i mieszanek betonowych oraz omówienie teoretycznych i technicznych
zasad pomiaru parametrów reologicznych mieszanek przedstawiono w [7,8]. W praktyce
technologicznej stosuje się specjalnie zaprojektowane testy, symulujące szczególne
113
warunki występujące przy układaniu mieszanki samozagęszczalnej. Powszechnie obecnie
stosowane testy technologiczne (również te odnoszące się do badania zapraw) oraz ich
korelacje z parametrami reologicznymi zestawiono w tabl. 1. Odpowiednio dobierając testy
techniczne, można uzyskać informacje na temat właściwości reologicznych mieszanki.
W przedstawionych w referacie badaniach pomiary parametrów reologicznych
wykonywano za pomocą reometru Viskomat PC [7,8]. Sposób pomiaru, symulujący
warunki występujące podczas transportu i układania mieszanki, przedstawiono w tabl. 2.
Tablica 1. Testy technologiczne i ich korelacje z parametrami reologicznymi
Test
Opad stożka
PN EN 12350-2
Stolik rozpływowy
PN-EN 12350-5
Zmodyfikowany opad stożka
Report of RILEM TC 145 WSM
Rozpływ mieszanki
V-funnel
L-box
Stolik rozpływowy do zapraw
PN-EN 1015 - 3: 1999
Stożek wypływu do zapraw
ASTM C 939 - 94a
Granica płynięcia
Lepkość plastyczna
Opad, mm
+
-
Średnica rozpływu, mm
+
-
Opad, mm
Czas opadu, s
Rozpływ, mm
Czas rozpływu, s
+
+
-
+
+
Czas wypływu, s
-
+
Czas wypływu, s
Stosunek tamowania, -
-
+
Średnica rozpływu, mm
+
-
Czas wypływu, s
-
+
Mierzona cecha, jednostka
Tablica 2. Pomiar parametrów reologicznych zapraw.






Utrzymanie przez 10 min stałej prędkości obrotowej 120 obr/min.
Pomiar momentów oporu ścinania przy malejących prędkościach obrotowych 120-100-80-60-4030-20 obr/min. Czas pomiaru - 70 s.
Pomiar momentów oporu ścinania (jak I pomiar). Czas pomiaru -70 s.
Zakończenie pomiaru. Całkowity czas trwania pomiaru - 1 h 20 s.
4. Metoda badań
Badania zaplanowano i wykonano w dwóch częściach:
cześć 1 - badanie wpływu temperatury na parametry reologiczne zapraw z
cementów CEM I, CEM II/B-S, CEM III/A z superplastyfikatorami SNF i PE;
część 2 - badania wpływu temperatury na parametry reologiczne zapraw z
cementów CEM I o różnym składzie z superplastyfikatorami SNF, PC i PE.
Czynniki stałe i zmienne w badaniach oraz przyjęte ich poziomy pokazano w tabl. 3.
Plan badań wpływu temperatury na właściwości reologiczne zapraw przedstawia tabl. 4. W
części 1 badań stosowano cementy przemysłowe, w części 2 cementy laboratoryjnie
przygotowane w Instytucie Mineralnych Materiałów Budowlanych w Krakowie.
Właściwości cementów podano w tabl. 5 i 6. Właściwości badanych superplastyfikatorów
podano w tabl. 7, a składy badanych zapraw w tabl. 8.
114
Tablica 3. Czynniki stałe i zmienne w badaniach.
Czynnik
Temperatura zaprawy
Rodzaj cementu (część 1)
Stosunek w/c (część 1)
Ilość superplastyfikatora (część 1)
Powierzchnia właściwa cementu Swc (część 2)
Zawartość C3A w cemencie (część 2)
Zawartość Na2Oe w cemencie (część 2)
Rodzaj superplastyfikatora
Masa cząsteczkowa i budowa polimeru zawartego
w superplastyfikatorze
Czynniki zmienne
Ilość cementu i kruszywa, uziarnienie kruszywa
Stosunek w/c (część 2)
Czynniki stałe
Dodatek superplastyfikatora (część 2)
Sposób dodawania superplastyfikatora (część 2)
Zawartość SO3 w cemencie (część 2)
Poziomy czynnika
10, 20, 30 oC;
CEM I, CEM II/B-S, CEM III/A
w/c = 0,40; 0,50;
w/c= 0,50 - 1% i 2%
w/c = 0,40 - 2,5%
320, 370, 420 m2/kg
2, 7, 12%
0,3, 0,7, 1,1%
SNF, PC, PE wg tabl. 7.
PE1, PE3 wg tabl. 7.
Zaprawa normowa wg PN EN 196 - 1
o stosunku piasku CEN do cementu
3/1 jednak o zmienionym stosunku w/c
w/c = 0,55 (SNF1)
w/c = 0,45 (PC, PE1, PE3)
2%
PE1, PE3, PC razem z wodą zarobową,
SNF1 z 30 s opóźnieniem w stosunku
do dodania wody
3,0%
Tablica 4. Plan badań.
Część 1
Część 2/seria 1
Część 2/seria 2
Część 2/seria 3
Temperatura
10, 20, 30oC
Rodzaj cementu
CEM I 32,5, CEM II/B-S 32,5, CEM III/A 32,5
SNF2, PE1, PE3 wg tabl. 6.5
Stosunek w/c
0,50, 0,40
Ilość superplastyfikatora
1% i 2% - dla w/c= 0,50; 2,5% - dla w/c =0,40
Temperatura
10, 20, 30oC
Powierzchnia właściwa cementu Swc 340, 370, 420 [m2/kg]
SNF1, PE1/b, PE3, PC i wg tabl. 6.5
Jako czynniki stałe: C3A - 7%, Na2Oe - 0,7%
Temperatura
10, 20, 30oC
Zawartość C3A w cemencie
2; 7; 12 %
2
Jako czynniki stałe Swc - 370 m /kg, Na2Oe - 0,7%
Temperatura
10, 20, 30oC
Zawartość Na2Oe w cemencie
0,3; 0,7; 1,1 %
Jako czynniki stałe Swc - 370 m2/kg, C3A - 7%,
Tablica 5. Skład chemiczny i mineralogiczny cementów przemysłowych
Cement
CEM I
CEM II/B-S
CEM III/A
SiO2
19,5
24,7
29,3
CaO
62,2
56,7
50,5
Skład chemiczny i mineralogiczny cementu [%]
Al2O3 Fe2O3 MgO Na2Oe SO3 C3S C2S
6,3
2,5
1,9
0,83
2,7
57
11
6,3
2,3
2,9
0,70
3,2
6,6
1,7
4,0
0,83
3,3
-
C3A
10
-
C4AF
9
-
Pow.
wł.[m2/kg]
328
325
376
115
Tablica 6. Skład chemiczny i mineralny cementów laboratoryjnych
Cement
Cement #1
Cement #2
Cement #3
Cement #4
Cement #5
SiO2
22,4
CaO
66,6
23,3
66,6
20,3
65,8
Skład chemiczny i mineralogiczny cementu [%]
Al2O3 Fe2O3 MgO Na2Oe SO3 C3S C2S
4,26
5,47
0,82
0,7
3,0
60
19
0,3
4,67
3,45
0,91
0,7
3,0
52
28
1,1
3,14
6,58
1,58
0,7
3,0
58
15
C3A
2
C4AF
17
7
9
12
10
Pow.
wł.[m2/kg]
370
320
370
420
370
Tablica 7. Właściwości superplastyfikatorów.
Cześć
SNF
PE1
PE3
SNF1
1
PC
2
Składnik bazowy
SP
PE1/b
PE3
sulfonowana żywica formaldehydowo-naftalenowa
polieter (mniejsza masa cząsteczkowa, krótkie łańcuchy boczne)
polieter (większa masa cząsteczkowa, długie łańcuchy boczne)
sulfonowana żywica formaldehydowo-naftalenowa
polimer karboksylowy (największa masa cząsteczkowa, najdłuższy
łańcuch główny, krótkie łańcuchy boczne)
polieter (mniejsza masa cząsteczkowa, krótkie łańcuchy boczne)
polieter (większa masa cząsteczkowa, długie łańcuchy boczne)
Gęstość
[g/cm3]
1,09
1,09
1,05
1,20
Stężenie
[%]
26
17
36
26
1,06
40
1,05
1,05
18
36
Tablica 8. Skład zapraw (g/zarób)
w/c
Cement
0,50
0,40
450
450
0,55
0,45
450
450
Piasek
Część 1 badań
1350
1350
Część 2 badań
1350
1350
Woda
Rodzaj i ilość SP
225
180
wg tabl. 3
247,5
202,5
SNF1 2%
PE1/b, PE3, PC 2%
5. Wyniki badań i ich dyskusja
Wyniki badań przedstawiono na rys. 3 – 11. Na tej podstawie można stwierdzić, że
wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z superplastyfikatorami maleje wraz
ze zwiększeniem stosunku w/c, zwiększeniem dodatku superplastyfikatora, zmniejszeniem
powierzchni właściwej cementu, zmniejszeniem zawartości C3A i Na2Oe w cemencie oraz
zwiększeniem ilości dodatku żużla w cemencie. Wpływ temperatury zmniejsza się, gdy
stosowane są superplastyfikatory PC i PE o większej masie cząsteczkowej i dłuższych
łańcuchach głównych i bocznych. Charakter wpływu temperatury na parametry reologiczne
zapraw nie zależy od ilości dodanego superplastyfikatora, natomiast ze zwiększaniem ilości
dodanego superplastyfikatora maleje intensywność wpływu temperatury.
W temperaturze 10oC właściwości reologiczne zapraw z superplastyfikatorami
początkowo w mniejszym stopniu zależą od rodzaju cementu, jego powierzchni właściwej
oraz zawartości C3A i Na2Oe w cemencie. Intensywność wpływu tych czynników na
reologiczne efekty działania superplastyfikatora zwiększa się wraz ze zwiększaniem
temperatury, ale charakter ich wpływu w temperaturze 20 i 30 oC jest podobny.
116
Moment oporu ścinania
[Nmm]
200
SP PE3; 1%; W/C=0,50; CEM I
150
100
50
0
0
20
Czas [min]40
60
SP PE1; 2%; W/C=0,50; CEM I
150
10oC
20oC
150
100
30oC
100
50
0
0
20
Czas [min]40
50
SP PE1; 1%; W/C=0,50; CEM I
0
60
Ilość SP
0
Czas [min] 40
20
60
Typ cementu
Moment oporu ścinania [Nmm]
200
Rodzaj SP
200
200
150
100
50
0
0
SP PE1 2,5%; W/C=0,40; CEM I
20
40
Czas [min]
60
Stosunek w/c
Moment oporu ścinania
[Nmm]
200
SP PE1; 1%; W/C=0,50; CEM III/A
150
100
50
0
0
20
Czas [min] 40
60
Rys. 3. Charakter wpływu temperatury na właściwości
reologiczne zapraw cementowych.
117
60
180
160
140
SP SNF2 - 1%
w/c = 0,50
50
40
h, N mm s..
g, N mm..
120
100
80
60
30
20
40
10
20
0
0
160
10
30
CEM I
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
Cem III/A
140
120
g, N mm..
20
60
oC
TEMPERATURA,
SP SNF2
- 2%
w/c = 0,50
g po 10 min
g po 60 min
100
10
20
30
TEMPERATURA, oC
h po 10 min
h po 60 min
CEM I
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
Cem III/A
50
40
h, N mm s..
180
30
80
60
20
40
10
20
0
160
140
20
30
oC
SNF2TEMPERATURA,
- 2,5%
SP
w/c = 0,40
g po 10 min
g, N mm..
100
80
60
10
50
g po 60 min
CEM I
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
Cem III/A
120
60
h, N mm s..
180
0
10
20
30
TEMPERATURA, oC
h po 10 min
h po 60 min
CEM I
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
Cem III/A
40
30
20
40
10
20
0
0
10
20
30
TEMPERATURA, oC
g po 10 min
CEM I
CEM II/B-S
Cem III/A
g po 60 min
CEM I
CEM II/B-S
Cem III/A
10
20
30
TEMPERATURA, oC
h po 10 min
h po 60 min
CEM I
CEM II/B-S
CEM III/A
CEM I
CEM II/B-S
CEM III/A
Rys. 4. Wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z różnych cementów i
dodatkiem superplastyfikatora SNF.
118
60
180
160
140
SP PE1 - 1%
w/c = 0,50
50
h, N mm s..
g, N mm..
120
100
80
60
40
40
30
20
10
20
0
0
160
140
10
20
30
OPÓŹNIENIE DODANIA SP, s
SP PE1 - 2%
g po 10 min
w/c = 0,50
CEM I
g, N mm..
g po 60 min
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
Cem III/A
120
100
60
80
60
10
20
30
h po 10 min
h po
oC60 min
TEMPERATURA,
50
h, N mm s..
180
CEM I
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
Cem III/A
40
30
20
40
10
20
0
180
0
10
20
30
60
PE1 - 2,5%
160 SPOPÓŹNIENIE
DODANIA SP, s
g po 10 min
g po 60 min
w/c = 0,40
CEM I
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
g, N mm..
120
100
80
60
40
20
30
h po 10 min
h opo
TEMPERATURA,
C 60 min
50
CEM I
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
Cem III/A
40
h, N mm s..
140
10
30
20
10
20
0
0
10
20
30
TEMPERATURA, oC
g po 60 min
g po 10 min
CEM I
CEM II/B-S
CEM III/A
CEM I
CEM II/B-S
CEM III/A
10
20
30
TEMPERATURA, oC
h po 10 min
CEM I
CEM II/B-S
CEM III/A
h po 60 min
CEM I
CEM II/B-S
CEM III/A
dodatkiem superplastyfikatora PE1.
119
180
160
140
60
SP PE3 - 1%
w/c = 0,50
50
40
h, N mm s..
g, N mm..
120
100
80
60
40
30
20
10
20
0
0
160
140
30
SP PE3 - 2%
TEMPERATURA, oC
g po 10 min
g po 60 min
w/c = 0,50
CEM I
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
Cem III/A
120
g, N mm..
20
100
60
10
40
30
80
20
30
hTEMPERATURA,
po 10 min
h po o60
C min
CEM I
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
Cem III/A
50
h, N mm s..
180
10
20
60
40
10
20
160
140
10
30
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
Cem III/A
120
g, N mm..
20
SP PE3 - 2,5%
oC
TEMPERATURA,
g po 10 min
g po
60 min
w/c = 0,40
CEM I
100
80
60
0
60
10
20
h po 10 min
50
30
h po 60 min
oC
CEM I
TEMPERATURA,
CEM I
CEM II/B-S
CEM II/B-S
Cem III/A
Cem III/A
40
h, N mm s..
0
180
30
20
40
10
20
0
0
10
20
30
TEMPERATURA, oC
g po 60 min
g po 10 min
CEM I
CEM II/B-S
CEM III/A
CEM I
CEM II/B-S
CEM III/A
10
20
30
TEMPERATURA, oC
h po 10 min
CEM I
CEM II/B-S
Cem III/A
h po 60 min
CEM I
CEM II/B-S
Cem III/A
dodatkiem superplastyfikatora PE3.
120
30
120
100
SP SNF1 - 2%
w/c = 0,55
25
20
h, N mm s..
g, N mm..
80
15
60
10
40
5
20
0
0
10
20
30
TEMPERATURA, oC
h po 60 min
h po 10 min
10
20
30
TEMPERATURA, oC
g po 60 min
g po 10 min
CEM
C3A- -2%
2%
CEM I;I; C3A
CEM I;I; C3A
CEM
C3A- -7%
7%
CEM I; C3A - 12%
CEM
I; C3A - 12%
CEM
C3A- 2%
- 2%
CEM I;I;C3A
CEM I;I;C3A
CEM
C3A- 7%
- 7%
CEM I; C3A - 12%
CEM
I; C3A - 12%
CEM I;I;C3A
- 2%
CEM
C3 A
- 2%
CEM I;I;C3A
- 7%
CEM
C3 A
- 7%
CEM I; C3A - 12%
CEM I; C3A - 12%
CEM I;I;C3A
CEM
C3A- 2%
- 2%
CEM I;I;C3A
CEM
C3A- 7%
- 7%
CEM I; C3A - 12%
CEM I; C3A - 12%
Rys. 7. Wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z cementów CEM I o różnej
zawartości C3A i z dodatkiem superplastyfikatora SNF1.
100
25
20
60
h, N mm s..
g, N mm..
80
30
SP SNF1 - 2%
w/c = 0,55
15
40
10
20
5
0
0
10
20
30
TEMPERATURA, oC
g po 60 min
g po 10 min
Na
0,3%
Na
- 0,3%
CEM
Na2Oe
- 0,3%
CEM
I; eNa2Oe
- 0,3%
2OeI; 2O
CEM
- 0,7%
Na
- 0,7%
2OI;eNa2Oe
CEM
I; Na2Oe - 1,1%
Na
2Oe- 1,1%
CEM
I; eNa2Oe
- 0,7%
Na
- 0,7%
2O
CEMO
I; Na2Oe - 1,1%
Na
2 e - 1,1%
10
20
30
TEMPERATURA, oC
h po 10 min
h po 60 min
Na
- 0,3%
2O
CEM
I; eNa2Oe
- 0,3%
CEM
I;
Na2Oe
- 0,7%
Na
O
2 e - 0,7%
CEMO
I; Na2Oe - 1,1%
Na
2 e - 1,1%
Na2I;ONa2Oe
e - 0,3%
CEM
- 0,3%
CEM
- 0,7%
Na2I;ONa2Oe
e - 0,7%
CEM
- 1,1%
Na2I;ONa2Oe
e - 1,1%
zawartości Na2Oe i z dodatkiem superplastyfikatora SNF1.
121
80
30
SP PE1/b - 2%
w/c = 0,45
25
g, N mm..
h, N mm s..
60
40
20
15
10
20
5
0
30
30
SP PE3 - 2%
oC
g po 10 minTEMPERATURA,
g po 60
min
w/c = 0,45
CEM I; Swc - 320 m2/kg
CEM I; Swc
CEM I; Swc
CEM I; Swc
CEM I; Swc
CEM I; Swc
g, N mm..
60
20
- 320
- 370
- 370
- 420
- 420
m2/kg
m2/kg
m2/kg
m2/kg
m2/kg
25
h, N mm s..
80
0
10
40
20
10
20
h po 10 min
CEM I; Swc
CEM I; Swc
CEM I; Swc
CEM I; Swc
CEM I; Swc
CEM I; Swc
30
h po 60 min
- 320 m2/kg
- 320 m2/kg
- 370 m2/kg
- 370 m2/kg
- 420 m2/kg
- 420 m2/kg
15
10
20
5
0
0
80
10
20
30
30
SP PC - 2%
w/c = 0,45
10
20
30
25
60
g, N mm..
h, N mm s..
20
40
15
10
20
5
0
0
10
20
30
TEMPERATURA, oC
g po 10 min
g po 60 min
2 m2/kg
I; Swc - 320
SCEM
wc-320 m /kg
2 m2/kg
I; Swc - 370
SCEM
-370
m
/kg
wc
CEM I; Swc - 420
m2/kg
Swc-420 m2/kg
CEM -320
I; Swc - 320
S
m2m2/kg
/kg
wc
CEM I; Swc - 3702m2/kg
S
-370
m /kg
wc
Swc-420 m2/kg
10
20
30
TEMPERATURA, oC
h po 10 min
h po 60 min
CEM -320
I; Swc - 320
S
m2m2/kg
/kg
wc
CEM I; Swc - 3702m2/kg
S
-370
m /kg
wc
Swc-420 m2/kg
I; Swc - 3202 m2/kg
SCEM
wc-320 m /kg
I; Swc - 3702 m2/kg
SCEM
-370
m /kg
wc
Swc-420 m /kg
powierzchni właściwej Swc i z dodatkiem superplastyfikatorów PC i PE.
122
100
80
30
SP PE1/b - 2%
w/c = 0,45
25
h, N mm s..
g, N mm..
20
60
40
20
0
10
20
30
10
100
oC
SP PE3
- 2%
TEMPERATURA,
g po 10
min
g po
60 min
CEM
I;
C3A
2%
w/c = 0,45 CEM I; C3A - 2%
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
- 7%
- 7%
- 12%
- 12%
40
30
TEMPERATURA,
20
oC
h po 60 min
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
25
20
- 2%
- 2%
- 7%
- 7%
- 12%
- 12%
15
10
5
0
0
10
100
20
30
TEMPERATURA, oC
10
SP PC
- 2%
g po
10 min
g po 60 min
w/c = 0,45 CEM I; C3A - 2%
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
60
- 2%
- 7%
- 7%
- 12%
- 12%
40
20
20
30
30
h po 10 min
25
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
CEM I; C3A
20
h, N mm s..
g, N mm..
20
h po 10 min
h, N mm s..
g, N mm..
30
60
80
10
5
0
80
15
h po 60 min
- 2%
- 2%
- 7%
- 7%
- 12%
- 12%
15
10
5
0
0
10
20
30
TEMPERATURA, oC
g po 60 min
g po 10 min
CEM
C3A- -2%
2%
CEM I;I; C3A
CEM I;I; C3A
CEM
C3A- -7%
7%
CEM I;I; C3A
CEM
C3A- -12%
12%
CEM
C3A- 2%
- 2%
CEM I;I;C3A
CEM I;I;C3A
CEM
C3A- 7%
- 7%
CEM I;I;C3A
CEM
C3A- 12%
- 12%
10
20
30
TEMPERATURA, oC
h po 10 min
h po 60 min
CEM
C3A- 2%
- 2%
CEM I;I;C3A
CEM I;I;C3A
CEM
C3A- 7%
- 7%
CEM I;I;C3A
CEM
C3A- 12%
- 12%
CEMI; I;C3A
C 3A
- 2%
CEM
- 2%
CEM
- 7%
CEMI; I;C3A
C 3A
- 7%
CEM
- 12%
CEMI; I;C3A
CA
- 12%
3
zawartości C3A i z dodatkiem superplastyfikatorów PC i PE.
123
30
100
SP PE1/b - 2%
w/c = 0,45
25
h, N mm s..
g, N mm..
80
60
40
10
5
0
0
20
30
g po
10 min
g po 60 min
SP
PE3
- 2%
oC
TEMPERATURA,
I; Na2Oe - 0,3%
w/c = 0,45 CEM
CEM I; Na2Oe - 0,3%
CEM I; Na2Oe
CEM I; Na2Oe
CEM I; Na2Oe
CEM I; Na2Oe
60
- 0,7%
- 0,7%
- 1,1%
- 1,1%
25
20
h, N mm s..
80
10
30
100
g, N mm..
15
20
10
20
30
h po 10 TEMPERATURA,
min
h poo60
C min
CEM I; Na2Oe - 0,3%
CEM I; Na2Oe - 0,3%
CEM I; Na2Oe - 0,7%
CEM I; Na2Oe - 0,7%
CEM I; Na2Oe - 1,1%
CEM I; Na2Oe - 1,1%
15
40
10
20
5
0
0
10
20
80
10
30
100
30
g po 60 min
SPg po
PC10-min
2%
oC
CEM I; Na2Oe - 0,3%
TEMPERATURA,
w/c = 0,45 CEM I; Na2Oe - 0,3%
CEM I; Na2Oe - 0,7%
CEM I; Na2Oe - 0,7%
CEM I; Na2Oe - 1,1%
60
20
30
TEMPERATURA, oC
h po 10 min
25
h po 60 min
CEM I; Na2Oe
CEM I; Na2Oe
CEM I; Na2Oe
CEM I; Na2Oe
CEM I; Na2Oe
20
h, N mm s..
g, N mm..
20
- 0,3%
- 0,3%
- 0,7%
- 0,7%
- 1,1%
15
40
10
20
5
0
0
10
20
30
TEMPERATURA, oC
g po 10 min
CEM
- 0,3%
Na
- 0,3%
2OI;e Na2Oe
CEM
- 0,7%
Na
- 0,7%
2OI;e Na2Oe
CEM I; Na2Oe - 1,1%
Na
2Oe - 1,1%
g po 60 min
CEM
I; Na2Oe
- 0,3%
Na
2O
e - 0,3%
CEM
I; Na2Oe
- 0,7%
Na
2O
e - 0,7%
CEM I; Na2Oe - 1,1%
Na
2Oe - 1,1%
10
20
30
TEMPERATURA, oC
h po 10 min
h po 60 min
Na
CEM2O
I; Na2Oe
- 0,3%
e - 0,3%
CEM2O
I; Na2Oe
- 0,7%
Na
e - 0,7%
CEM O
I; Na2Oe - 1,1%
Na
2 e - 1,1%
Na
- 0,3%
CEM
I; eNa2Oe
- 0,3%
2O
CEM
I; eNa2Oe
- 0,7%
Na
- 0,7%
2O
CEMO
I; Na2Oe - 1,1%
Na
2 e - 1,1%
zawartości Na2Oe i z dodatkiem superplastyfikatorów PC i PE.
124
Wpływ temperatury na właściwości reologiczne jest silny w przypadku zapraw o
małym stosunku w/c i/lub małej ilości superplastyfikatora. Wpływ ten maleje wraz ze
wzrostem stosunku w/c i/lub ilości superplastyfikatora; przy dużym w/c i/lub dużym
dodatku superplastyfikatora może wręcz być pomijalny. Warto przy tym zwrócić uwagę, że
zachodzące pod wpływem temperatury zmiany właściwości reologicznych mieszanek o
dużym stosunku w/c (w przypadku omawianych badań zaprawy o w/c > 0,5) są wynikiem
przede wszystkim zmian granicy płynięcia g, lepkość plastyczna h ma znaczenie pomijalne.
W przypadku mieszanek o małym stosunku w/c (zaprawy o w/c = 0,4 – 0,45), zachodzące
pod wpływem temperatury zmiany właściwości reologicznych wynikają z jednocześnie
zachodzących zmian obu parametrów reologicznych, w niektórych przypadkach są one
wynikiem głównie zmian lepkości plastycznej h.
Granica płynięcia g i jej zmiany w czasie zapraw z cementów CEM I o małej
powierzchni właściwej i/lub małej zawartości C3A oraz z cementów z dodatkiem żużla w
mniejszym stopniu zależą od temperatury i zwykle nie zmieniają się znacząco wraz z jej
zmianami. W przypadku zapraw z cementów o większej powierzchni właściwej i/lub
większej zawartości C3A i Na2Oe granica płynięcia g wzrasta wraz ze wzrostem
temperatury, zwiększa się również zakres wzrostu granicy płynięcia g w czasie. Jednakże w
przypadku stosowania niektórych superplastyfikatorów i cementów zmiany granicy
płynięcia g mogą mieć bardziej złożony charakter – wraz ze wzrostem temperatury granica
płynięcia g najpierw zwiększa się, a następnie maleje. Dotyczy to zapraw z cementów o
mniejszej aktywności z dodatkiem superplastyfikatorów PC i PE3, których polimery mają
dłuższe łańcuchy boczne.
Charakter i zakres zmian lepkości plastycznej h w wyniku zmian temperatury zależą
przede wszystkim od rodzaju superplastyfikatora oraz w znacznie mniejszym stopniu od
stosunku w/c i właściwości cementu. Nie wykazują one jednoznacznych tendencji (wraz ze
wzrostem temperatury lepkość plastyczna h może wzrastać, maleć lub nie zmieniać się
istotnie); na szczególną uwagę zasługuje fakt, że w niektórych przypadkach lepkość
plastyczna h może znacząco wzrastać w obniżonej temperaturze. Może się to przyczyniać
do trudności z pompowaniem mieszanki oraz, w przypadku mieszanek
samozagęszczalnych wolniejszym jej płynięciem i odpowietrzeniem.
Charakter wpływu temperatury na parametry reologiczne zapraw nie zależy od ilości
dodanego superplastyfikatora, natomiast ze wzrostem dodatku superplastyfikatora maleje
intensywność tego wpływu. Wpływ temperatury na właściwości reologiczne zapraw z
superplastyfikatorem SNF lub PE1 którego polimery mają krótsze łańcuchy boczne jest
znacząco większy niż w przypadku zapraw z superplastyfikatorami PC lub PE3, których
polimery mają długie łańcuchy boczne. Wpływ temperatury na właściwości reologiczne
zaprawy z superplastyfikatorami PC lub PE jest tym większy, im większa jest ilość Na 2Oe
w cemencie. W przypadku zapraw z superplastyfikatorem SNF wpływ ten jest najmniejszy,
gdy Na2Oe w cemencie jest na poziomie 0,7%.
Analiza danych literaturowych, dotyczących wpływu temperatury na mechanizm
działania superplastyfikatorów, pozwala na stwierdzenie, że ujawniony w badaniach
charakter wpływu wzrastającej temperatury na parametry reologiczne zapraw z
superplastyfikatorami tłumaczyć można jednoczesnym występowaniem następujących
efektów: przyspieszeniem procesu hydratacji cementu oraz zwiększeniem stopnia adsorpcji
superplastyfikatorów na ziarnach cementu i produktach jego hydratacji [11 - 13].
W przypadku stosowania cementów o małej powierzchni właściwej, małej
zawartości C3A lub z dodatkami mineralnymi, a więc o mniejszej aktywności chemicznej,
125
duża ilość superplastyfikatora pozostaje w roztworze i jest on zużywany powoli. W takich
przypadkach wpływ temperatury na właściwości reologiczne zaprawy jest mniej
intensywny, gdyż wzrost temperatury nie powoduje na tyle dużego zwiększenia tempa
procesu hydratacji, który przeważyłby zwiększoną adsorpcję superplastyfikatora. W
efekcie, jak to ukazują uzyskane wyniki, granica płynięcia g zapraw z takimi cementami
oraz zakres jego zmian w czasie są niezależne od temperatury, a w pewnych przypadkach
nawet maleją z jej wzrostem. Towarzyszące temu stosunkowo niewielkie zmiany lepkości
plastycznej h wynikają najpewniej ze zmian ilości wolnego superplastyfikatora w zaczynie
i rodzaju powstałych produktów hydratacji.
Wpływ temperatury na parametry reologiczne zwiększa się wraz ze wzrostem
aktywności cementu. Przy dużej zawartości C3A w cemencie i dużej powierzchni właściwej
cementu szybkość procesu hydratacji cementu w wyższych temperaturach przeważa nad
efektem zwiększonej adsorpcji superplastyfikatora. W takich przypadkach, zwłaszcza jeśli
ilość wody w mieszance jest mała, ilość wolnego superplastyfikatora w roztworze jest mała
lub gdy stosowane są superplastyfikatory PC i PE o mniejszej masie cząsteczkowej i
krótszych łańcuchach bocznych, granica płynięcia g zapraw zwiększa się w wyniku
wzrostu temperatury, zwiększa się również zakres wzrostu granicy płynięcia g w czasie.
Równocześnie, zależnie od rodzaju cementu i superplastyfikatora, wzrost temperatury
powoduje zmniejszenie lub zwiększenie parametru h oraz nie wpływa znacząco lub
zwiększa zakres zmian parametru h w czasie.
Na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, że zaprawy z dodatkiem
PC i PE wykazują maksimum granicy płynięcia g w różnych temperaturach w zależności
od aktywności cementu. Im bardziej aktywny jest cement, tym to maksimum pojawia się w
wyższej temperaturze. W przypadku zapraw z cementów o małej zawartości C3A
maksimum to występuje w temperaturze 10 - 20oC, z cementów o zawartości C3A na
poziomie 7% w temperaturze 15 - 25oC, a z cementów o dużej zawartości C3A w
temperaturze większej od 25oC. Przedział ten może się zmieniać w zależności od rodzaju
superplastyfikatora, a dokładniej masy cząsteczkowej i długości łańcuchów bocznych
polimerów w nim zawartych.
Zaadsorbowane polimery superplastyfikatorów PE i PC z upływem czasu są
zakrywane produktami hydratacji, co powoduje stopniowe zmniejszenie ich wpływu na
reologię zapraw. Jest prawdopodobne, że im dłuższe są łańcuchy boczne polimerów
zawartych w tych superplastyfikatorach, tym proces hydratacji cementu w mniejszym
stopniu wpływa na efekt steryczny. Gdy wzrost temperatury powoduje przyspieszenie
procesu hydratacji, długość łańcuchów bocznych superplastyfikatora nabiera jeszcze
większego znaczenia. Parametry reologiczne zapraw z superplastyfikatorami PC i PE,
zawierającymi polimery o dłuższych łańcuchach bocznych, są mniej podatne na wpływ
temperatury. Taki mechanizm jest zgodny z wynikami badań własnych, które wykazują, że
zakres zmian parametrów g i h w wyniku wzrostu temperatury oraz wpływ temperatury na
zmiany parametrów reologicznych w czasie tych zapraw maleje ze wzrostem długości
łańcuchów bocznych polimerów zawartych w superplastyfikatorze.
Dodatkowo, wzrost temperatury powoduje zwiększenie spójności kapilarnej
mieszanki i w efekcie zwiększenie jej granicy płynięcia [7]. Ponadto w wyższych
temperaturach maleje efektywność działania superplastyfikatorów PE i PC, co jest
wynikiem niekorzystnej zmiany konformacji zawartych w nich polimerów (łańcuch główny
i łańcuchy boczne polimerów superplastyfikatora ulegają skłębieniu, a efekt steryczny
maleje) [13]. Należy przy tym zaznaczyć, że gdy stosowane są cementy o dużej zawartości
126
Na2Oe, w wyniku opisanych [14] zmian konformacji polimerów zawartych w
superplastyfikatorach PC i PE, maleje zasięg bariery sterycznej. Tłumaczyć to może
obserwowany w badaniach własnych większy wpływ temperatury na parametry reologiczne
zapraw z cementów o dużej zawartości Na2Oe z dodatkiem superplastyfikatorów PC i PE.
6. Podsumowanie
Przedstawione badania wykazują, że charakter i zakres wpływu temperatury na
właściwości reologiczne mieszanki uzależniony jest głównie od właściwości i ilości
cementu, rodzaju, właściwości i ilości superplastyfikatora, obecności dodatków
mineralnych i domieszek oraz ilości zaczynu. Przedstawione w referacie ogólne zależności
wpływu temperatury mogą być przy kształtowaniu urabialności mieszanek betonów nowej
generacji. Jednak mnogość czynników, jak i ich wzajemne złożone interakcje bardzo
utrudniają określenie jednoznacznych zależności wpływu temperatury na właściwości
reologiczne mieszanki. Dlatego dla danej mieszanki powinien on być weryfikowany
doświadczalnie. Ponieważ charakter wpływu temperatury jest głównie konsekwencją
właściwości cementu i superplastyfikatora, wpływ ten należy uwzględnić już na etapie ich
doboru i oceny kompatybilności. Również zaroby próbne muszą być wykonywane w takiej
temperaturze, jaką się przewiduje w trakcie wykonywania betonowania. Jeśli
przewidywane wahania temperatury są większe niż ± 5 oC należy opracować i
doświadczalnie zweryfikować odpowiednie warianty korygowania składu mieszanki.
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
Brameshuber, W, Uebachs, S. The influence of the Temperature on the Rheological
properties of Self Compacting Concrete. 3rd International RILEM Symposium on
Self-Compacting Concrete, Reykjavik, Iceland, 2003, 174-183.
Gołaszewski, J. Effect of Temperature on Rheological Properties of Superplasticized
Cement Mortars. 8ht CANMET/ACI Conference Superplasticizers and other
admixtures for concrete, Ed. Malhotra V.M., ACI SP 239, Italy, 2006, 423 - 440.
Petit, J-Y, Khayat, K.H, Wirquin E. Yield stress and viscosity equations for mortars
and self-consolidating concrete. Cement and Concrete Research, Vol.37, No5, 2007,
655-670.
Schmidt W.: Influence of the processing temperature and combined admixtures on
the properties of Self-Compacting Concrete. 7th FIB PhD Symposium in Stuttgart,
Germany 2008.
Petit, J-Y, Khayat, K.H, Wirquin E. Coupled effect of time and temperature on
variations of plastic viscosity of highly flowable mortar, Cement and Concrete
Research, Vol. 39, No. 3, 2009, 165-170.
Gołaszewski J., Cygan G.: The effect of temperature on the rheological properties of
self - compacting concrete. 9th International Conference “Brittle Matrix
Composites”, Eds. A.M. Brandt, Poland, 2009, str. 359 - 368.
Szwabowski J.: Reologia mieszanek na spoiwach cementowych. Wydawnictwo
Politechniki Śląskiej, Gliwice,1999.
Reologia w technologii betonu. Ed Szwabowski J., Wydawnictwo Politechniki
Śląskiej, Gliwice, 2009.
127
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
Gołaszewski J.: Wpływ superplastyfikatorów na właściwości reologiczne mieszanek
na spoiwach cementowych w układzie zmiennych czynników technologicznych.
Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Budownictwo z. 106, Gliwice, 2006.
Gołaszewski J.: Correlation Between Rheology of Superplasticized Fresh Mortars
and Fresh Concretes. 9th CANMET/ACI Conference Superplasticizers and other
admixtures for concrete, Ed. Malhotra V.M., ACI SP 262, Spain, 2009, 215 ÷ 237.
Jolicoeur C., Sharman J., Otis N., Lebel A., Simard M-A., Page M.: The influence of
temperature on the rheological properties of superplasticized cement pastes. 5th.
CANMET/ACI International Conference “Superplasticizers and other Chemical
Admixtures in Concrete”, Ed. Malhotra V.M., Italy, 1997,.379-391.
Nawa, T., Ichiboji, H., Kinoshita, M., Influence of temperature on fluidity of cement
Paste containing superplasticizer with polyethylene oxide graft chains, 6th
CANMET/ACI International Conference “Superplasticizers and Other Chemical
Admixtures in Concrete”, Ed. Malhotra V.M., ACI SP 195, France, 2000, 195 - 210.
Grzeszczyk S., Sudoł M.: Wpływ temperatury na skuteczność działania
superplastyfikatorów nowej generacji. Cement Wapno Beton, 6/2003, 325-331
Uchikawa H.: Function of organic admixture supporting high performance concrete.
International RILEM Conference “The Role of Admixtures in High Performance
Concrete” Monterrey, Mexico 1999, 69 - 96.
TEMPERATURE AND WORKABILITY OF NEW GENERATION FRESH
CONCRETE
Abstract
The methodology and the results of the investigation into influence of the temperature on the
rheological properties of fresh mortars containing different superplasticizers and cements are
presented, and discussed in this paper. The obtained results show that temperature strongly influences
rheology of mortars and that the nature and range of this influence changes in wide range depending
on the properties of cement and superplasticizer used. Basic effects of temperature influence on
rheological parameters of mortars in relation to mentioned above factors are presented and discussed.
These relationships can be applied to control workability of fresh mortar and concrete. Discussion
about the results covers also mechanism of temperature influence on rheological properties of
mortars. It is concluded that compatibility of cement - SP system must be tested taking into account
temperature.
128
Gliwice
2010
Grzegorz Śmiertka1
Tomasz Pużak2
Marcin Sokołowski3
ZASTOSOWANIE BETONU SAMOZAGĘSZCZALNEGO
W PRODUKCJI SYSTEMÓW WODNO-KANALIZACYJNYCH
1. Wstęp
W lipcu 2004 r., Polski Komitet Normalizacyjny, wprowadził w naszym kraju
zharmonizowaną normę europejską PN-EN 1917: 2004 „Studzienki włazowe i niewłazowe
z betonu niezbrojonego, z betonu zbrojonego włóknem stalowym i żelbetowe”, będącą
tłumaczeniem odpowiednika normy angielskiej EN 1917: 2002. Dokument ten powstał w
oparciu o wieloletnie doświadczenia, osób i instytucji zajmujących się tematyką, szeroko
pojętej trwałości betonu w systemach kanalizacji deszczowo-sanitarnej.
Nagminnie stawianą kwestią w trakcie sporów pomiędzy zwolennikami i
przeciwnikami, celowości zaostrzania przez specyfikujących, wymogów normowych
(szczególnie nasiąkliwości i mrozoodporności) betonowych elementów galanterii
drogowej), są duże rozbieżności klimatyczne, krajów członkowskich EU, a tym samym
inne obciążenia środowiskowe, wbudowywanych tam materiałów budowlanych.
Kraje położone w północnej części Europy, takie jak: Finlandia i Norwegia,
znajdują się w oddziaływaniu zupełnie innych temperatur minimalnych i maksymalnych, w
porównaniu z krajami południa starego kontynentu takimi jak: Grecja i Włochy. Z drugiej
strony, dla osób zajmujących się szeroko pojętą technologią betonu, oczywistym jest fakt,
iż najbardziej destrukcyjnym dla betonu są tzw. przejścia przez temperaturę 0 OC, z którymi
najczęściej mamy do czynienia w krajach Europy Środkowej.
W przypadku systemów kanalizacji deszczowo-sanitarnej, problem zaczyna zanikać.
Z tytułu charakteru pracy, czynniki atmosferyczne w minimalnym stopniu oddziaływają
destrukcyjnie na konstrukcje studni. Parcia gruntu wyliczane w różnych krajach wspólnoty
na podstawie podobnych zależności, nie odbiegają znacząco od siebie. Analogicznie
1
Dr inż. ZPB Kaczmarek w Rawiczu; [email protected]
3
2
129
sytuacja wygląda w przypadku obciążeń komunikacyjnych, ujednoliconych, co do
wielkości dopuszczalnych nacisków od kół na drogach EU.
Wobec powyższego należy stwierdzić, iż nie ma merytorycznych podstaw,
zaostrzania parametrów nasiąkliwości i wytrzymałości betonu, stosowanego do produkcji
prefabrykowanych elementów studni betonowych, pod warunkiem spełnienia przez nie
wszystkich wymogów zawartych w normatywie [1].
2. Wymogi normy PN-EN 1917
Norma [1], definiuje podstawowe wymagania dla betonu studni kanalizacyjnych w
następujący sposób:
materiał w każdym elemencie powinien być zwarty i jednorodny,
wytrzymałość obliczeniowa, deklarowana przez producenta nie powinna być
mniejsza niż 40 MPa,
wskaźnik w/s nie większy niż 0,45,
nasiąkliwość nie większa niż 6 %,
maksymalna zawartość chlorków w betonie nie więcej niż 1,0%.
Dopuszczono w niej wykonanie podstaw studni, tzw. dennic na dwa sposoby (rys. 1),
jednakże pod warunkiem spełnienia przez prefabrykaty powyższych wymogów.
A
B
C
D
E
F
G
Rys. 1. Schemat konstrukcji studni kanalizacyjnych
W schematach C – G, normatyw [1] wymusza wykonanie monolitycznej podstawy
poprzez uformowanie dna wraz z kinetą, z betonu o wytrzymałości f ck conajmniej 40 MPa.
W schematach A - B, autorzy normy, dopuścili wykonanie dennicy dwuetapowo. W tym
przypadku, w pierwszej kolejności kształtowana jest na maszynie wibroprasującej, tzw.
„szklanka”, której beton, ma szansę spełniać wszystkie wymogi [1]. W następnej kolejności
formowana jest kineta (rys. 2). Proces ten z tytułu, niemalże nieskończonej ilości
kombinacji przyłączy, odbywa się ręcznie. Mieszanka betonowa przygotowana w ten
sposób przy współczynniku w/s <0,45, nie może być skutecznie uformowana i co
najważniejsze, odpowiednio zawibrowana. Przy współczynniku w/s >0,45, nie jest możliwe
osiągnięcie wymaganej klasy wytrzymałości, a co z tego wynika odpowiedniej
130
nasiąkliwości betonu. Oznacza to, iż maksymalna klasa betonu, jaka może zostać osiągnięta
(na podstawie własnych badań) oscyluje w granicach C16/20 a nasiąkliwość sięga 10%.
Rys. 2. Tradycyjna metoda produkcji dennic betonowych.
3. Wymogi normy PN-EN 206-1
Spełnienie wymogów normowych jest bardzo ważne w aspekcie trwałości
prefabrykatów betonowych. Jak wcześniej wspomniano, betonowe studnie kanalizacji
deszczowej i sanitarnej w minimalnym stopniu narażone są na destrukcyjne oddziaływanie
czynników atmosferycznych (płyty pokrywowe, pierścienie wyrównujące oraz zwężki).
Jednakże, na studnie, negatywnie może oddziaływać od zewnątrz woda gruntowa oraz od
wewnątrz transportowane media. Wprowadzona w czerwcu 2003 roku norma PN-EN 2061:2002, „Beton. Część 1: Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność”, diametralnie
zmieniła, w porównaniu ze swoją poprzedniczką, PN-B-06250 „Beton zwykły”, podejście
do materiału, jakim jest beton. W nieaktualnej już normie, beton charakteryzowała przede
wszystkim jego klasa, definiująca wytrzymałość na ściskanie, jako podstawowy parametr
oceniający, jakość materiału. Zdecydowanie mniejszy nacisk kładziono na szeroko pojętą
odporność, na działanie różnego rodzaju korozji betonu. U podstaw tworzenia normy [2]
legły, na bazie zdobytych doświadczeń, walory użytkowe zdefiniowane, w pkcie 5.3.2,
mówiące, iż beton należy projektować „na czas użytkowania wynoszący, co najmniej 50 lat
w warunkach przewidywanej eksploatacji”. W celu rozpoznania możliwych zagrożeń, w
tabelach 1 i 2 tegoż normatywu, zdefiniowano, tzw. klasy ekspozycji, opisujące korozje
spowodowane:
XC – karbonatyzacją,
XD – chlorkami niepochodzącymi z wody morskiej,
XS – chlorkami z wody morskiej,
XF – zamrażaniem i rozmrażaniem,
131
XA – agresją chemiczną.
Wychodząc naprzeciw projektantom w przedmiotowej normie, zamieszczono również
tabelę F1, w której określono dla przyjętych klas ekspozycji wartości:
maksymalnego w/s,
minimalnej klasy wytrzymałości,
minimalnej zawartości cementu,
minimalnej zawartości powietrza,
innych wymagań.
4. Rodzaje korozji betonu
Beton w studzienkach kanalizacyjnych narażony jest na liczne destrukcyjne
czynniki, do których można zaliczyć:
oddziaływania biologiczne,
szkodliwe sole zawarte w ściekach (siarczanów, chlorków, azotanów i amonu),
agresywne wody gruntowe
dwutlenek węgla z powietrza,
oddziaływania mechaniczne, takie jak ścieranie, kawitacja.
Ścieki w systemach kanalizacji sanitarnej, zawierają znaczące ilości substancji
organicznych. W przewodach ułożonych z niewystarczającym spadkiem i bez
poprzecznych przyłączy, zapewniających systematyczne przewietrzanie sieci, w wyniku
rozkładu substancji białkowych, powstaje siarkowodór. Na powierzchni betonu ponad
poziomem ścieków, utlenia się on do siarki. Bakterie utleniają w dalszej kolejności siarkę
do kwasu siarkowego. Badania mikrobiologiczne opracowane przez pracowników Zakładu
Inżynierii Miejskiej Politechniki Wrocławskiej [6], wykazały, iż w niesprzyjających
sytuacjach, wskaźnik pH skroplin i przefermentowanych osadów może osiągać wartość 4,0
i mniej. Bezwzględnie w sytuacjach takich, należy elementy kanalizacji projektować na
klasę ekspozycji XA3, czyli na środowisko silnie agresywne biologicznie w stosunku do
betonu. Sytuację taką opisuje w tabeli F1 normy [2], wymóg stosowania cementów
siarczanoodpornych HSR, (np. cementów hutniczych). W przypadku właściwego
przewietrzania systemu kanalizacji studniami, wewnętrzne środowisko należy
zakwalifikować, jako słabo agresywne XA1 w stosunku do betonu.
Wody gruntowe mogą powodować także korozję ługującą i chemiczną. Prędkość
degradacji ługującej uzależniona jest od wielu czynników, takich, jak jakość betonu,
czystość wody oraz wielkość ciśnienia wywieranego przez nią na powierzchnie betonu.
Ogólnie można stwierdzić, iż wody gruntowe wykazują słabą agresywność w stosunku do
betonu, najczęściej węglanową, którą zgodnie z normą [2], można zakwalifikować, jako
XA1.
Środowisko w studniach kanalizacyjnych jest z reguły silnie zawilgocone a nawet
mokre, wobec czego karbonatyzacja w takim betonie przebiega bardzo wolno. Od
wewnątrz studni, beton narażony jest na działanie ścieków bytowo-gospodarcze, które
pomimo silnego zanieczyszczenia, są mediami o niewielkiej agresywności w stosunku do
betonu. Ich wskaźnik pH oscyluje w granicach od 6,5 do 7,5, natomiast zawartość
szkodliwych soli (siarczanów, chlorków i azotanów) nie przekracza zwykle 0,05 %.
132
Stężenia takie z reguły nie przekraczają wartości granicznych, przyjętych dla klasy
ekspozycji XA1.
Dla przedstawionych zagrożeń korozyjnych, z wyłączeniem przypadku fermentacji
substancji organicznych, wg normy [2], dla zapewnienia wymaganej trwałości betonu,
wystarczy jego ochrona materiałowo-strukturalna, bez jakichkolwiek izolacji
powierzchniowych.
5. CEMENT HUTNICZY CEM III/A 42,5N – HSR/NA
W opisywanej produkcji betonu samozagęszczalnego SCC zastosowano cement
hutniczy CEM III/A 42,5N – HSR/NA. Wprowadzenie dodatku granulowanego żużla
wielkopiecowego do składu cementu modyfikuje szereg jego cech użytkowych. Cementy
hutnicze CEM III posiadają szereg korzystnych właściwości w porównaniu z klasycznymi
cementami portlandzkimi CEM I bardzo często stosowanych w prefabrykacji betonowej.
Charakteryzują się one:
wolniejszym przyrostem wytrzymałości, trwającym nawet do 90 dnia,
generującym mniejsze ilości wydzielanego ciepła hydratacji, a tym samym
mniejsze naprężenia skurczowe niż cementy portlandzkie CEM I,
wyższymi (w porównaniu z cementami portlandzkimi CEM I) wytrzymałościami,
w długich okresach twardnienia (56, 90 dni i później).
wyższą odpornością na agresję chemiczną, spowodowaną mniejszą zawartością
glinianu trójwapniowego C3A (około 3%) oraz węglanu wapnia CaCO3 na rzecz
dodatku mineralnego (granulowanego żużla wielkopiecowego).
szczelniejszą mikrostrukturą matrycy, spowodowaną zhydratyzowanymi oraz
wolnymi cząstkami żużla wielkopiecowego o granulacji drobniejszej od ziaren
cementu,
jaśniejszą barwą, umożliwiającą uzyskanie na barwionych elementach
betonowych jaśniejszych i żywszych barw.
Właściwości cementu hutniczego CEM III/A 42,5N – HSR/NA przedstawiono w tab. 1
Tablica 1. Właściwości cementu hutniczego CEM III/A 42,5N – HSR/NA.
Wynik badań
Wymagania
Właściwość
laboratorium
wg PN-EN 197-1
zakładowego
Zmiany objętości Le Chatelier
0,7 mm
10 mm
Początek czasu wiązania
239 minut
60 minut
Wytrzymałość na ściskanie po 2 dniach
14,8 MPa
10 MPa
42,5 MPa
Wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach
57,3 MPa
62,5 MPa
Produkcja cementów żużlowych oprócz efektów technologicznych ma również aspekty
ekologiczne:
niższe zużycie energii, co pozwala na zaoszczędzenie zasobów paliw naturalnych,
niższe zużycie surowców naturalnych w procesie wytwarzania cementu,
obniżenie emisji gazów przemysłowych do atmosfery.
133
Jedyną i zarazem wielce dyskusyjną niedogodnością stosowania tego surowca, jest
konieczność zainwestowania przez Producenta w zaawansowane technologicznie, linie
produkcyjne, umożliwiające zwiększenie początkowych wytrzymałości betonu
(przyspieszenie ich przyrostu) w prefabrykowanych elementach betonowych, najczęściej
poprzez „naparzanie betonu”. Technologia ta jest znana i stosowana w produkcji betonu od
wielu lat. W opisywanym przypadku zamknięty obieg linii produkcyjnych trwa 24 godziny.
Po zakończeniu procesu formowania, elementy transportowane są do komór VAPOR, w
których dojrzewają w atmosferze o wilgotności 85%, temperaturze 45 OC oraz wysokiej
zawartości dwutlenku węgla. Proces ten gwarantuje, uzyskanie po 24 godzinach przez
beton, co najmniej 70% wytrzymałości projektowanej, co umożliwia transport
prefabrykatów na miejsce docelowego składowania na placu. Dodatkowo, technologia ta,
poprzez przyspieszenie procesu przejścia wodorotlenku wapnia Ca(OH)2, w węglan wapnia
CaCO3, (przy udziale dwutlenku węgla CO2), powoduje:
zmniejszenie wymiaru przypowierzchniowych kapilar, zwiększając tym samym
szczelność zewnętrznej warstwy betonu,
przypowierzchniowe zwiększenie wytrzymałości betonu,
znaczne ograniczenie na powierzchni elementów „tzw. wykwitów węglanowych”.
6. Beton samozagęszczalny SCC
Pierwsze mieszanki SCC powstały w Japonii niespełna 20 lat temu [7].
Przyczynkiem ich upowszechnienia, była „chęć wyeliminowania czynnika ludzkiego z
procesu zagęszczania mieszanki betonowej”. Założono, iż prawidłowo zaprojektowana,
powinna charakteryzować się:
odpowiednią płynnością,
stabilnością,
zdolnością do samoodpowietrzenia,
aby spełnić wymagania w postaci:
szczelnego wypełnienia form i wolnych przestrzeni pomiędzy prętami
zbrojeniowymi w konstrukcjach żelbetowych,
samozagęszczenia pod wpływem ciężaru własnego.
Podstawowe różnice w technologii produkcji, tradycyjnego betonu zwykłego oraz
SCC, to zawartość cząstek pylastych oraz stosowana chemia. Konieczność utrzymania
odpowiedniej granicy płynięcia oraz lepkości plastycznej mieszanki betonowej SCC
wymusza, aby dozowanie cementu wraz z dodatkami zawierało się w przedziale 500 kg –
600 kg na 1 m3. Dodatkowo, odpowiednie „upłynnienie” zaczynu możliwe jest jedynie po
zastosowaniu, superplastyfikatorów nowej generacji. Etery polikarboksylowe, redukujące
ilość wody zarobowej nawet o 40%, poza zmniejszeniem napięcia powierzchniowego oraz
efektem elektrostatycznym działają sferycznie, poprzez tzw. łańcuchy boczne,
uniemożliwiające zbliżaniu się ziaren cementu do siebie, ułatwiając tym samym, ich
zwilżenie cząsteczkami wody.
W związku z powyższym graniczne wartości rozlewu mieszanek SCC z
odwróconego stożka Abrahms’a, uzależnione od maksymalnej frakcji stosowanego
kruszywa (rys. 3), powinny wynosić odpowiednio dla średnicy do:
32 mm, średnio 65 cm (55 cm - 75 cm),
16 mm, średnio 70 cm (60 cm - 80 cm),
134
08 mm, średnio 75 cm (65 cm - 85 cm).
Rys. 3. Rozpływ mieszanki SCC z maksymalnym ziarnem kruszywa do 16 mm.
Stosowanie mieszanek samozagęszczalnych niesie za sobą dwa dodatkowe, pozytywne
aspekty, takie jak skrócenie czasu układania betonu i obniżenie hałasu oraz drgań podczas
prac betoniarskich, a tym samym zmniejszenie uciążliwości dla otoczenia.
7. PERFECT - monolityczne dennice w technologii SCC
Mając za główny cel, wyprodukowanie studni szczelnych w pełni zgodnych z normą
[1], w roku 2006, została podjęta decyzja o zakupie patentu na produkcje monolitycznych
dennic PERFECT w technologii betonu samozagęszczalnego SCC oraz kręgów z betonu
wibroprasowanego w technologii EXACT [8].
Produkcja dennic w technologii betonu SCC bazuje na metalowych formach.
Projektowane kształty oraz średnice kinet, profilowane są za pomocą styropianowych
kształtek (rys. 4).
135
Rys. 4. Styropianowe kształtki kinet dennic betonowych
Tworzą one negatyw gotowej kinety podstawy studni. Poszczególne elementy
składowe, docinane są w płaszczyźnie X - Z za pomocą piły 2D oraz w przestrzeni
(przenikanie się kinet) na pile 3D. Następnie, przy pomocy programu komputerowego,
docięte kształtki styropianowe, kontroluje się w zakresie zgodności ich osi z osiami kinet
dennicy (rys. 5).
Rys. 5. Komputerowa kontrola dokładności wykonania negatywu kinety podstawy
W dalszej kolejności profilowany jest spadek dna oraz wewnętrzna średnica
studni. Do przygotowanych kształtek, montowane są przejścia szczelne dopasowane do
rodzaju i średnicy projektowanych rur przyłączeniowych (rys. 6).
136
Rys. 6. Przygotowana do betonowania forma z negatywem kinety dennicy
Całość umieszczana jest w metalowej formie a następnie betonowana mieszanką
samozagęszczalną do odpowiedniej rzędnej. Rozformowanie gotowego produktu
sprowadza się do usunięcia styropianowych elementów i ręcznego przeszlifowania styków
poszczególnych kształtek (rys. 7).
Rys. 7. Gotowa dennica PERFECT w technologii betonu SCC
137
Do produkcji wszystkich prefabrykatów betonowych studni szczelnych stosowany
jest, zgodnie z PN-EN 197-1 „Cement. Część 1. Skład, wymagania i kryteria zgodności
dotyczące cementów powszechnego użytku”, siarczanoodporny cement hutniczy CEM
III/A 42,5N – HSR/NA. Umożliwia to, zgodnie z normą [2], stosowanie studni szczelnych,
w gruntach o silniej agresji chemicznej (klasa ekspozycji XA3). Dzięki zastosowaniu
superplastyfikatorów, nowej generacji w produkcji betonu SCC osiągnięto współczynnik
w/s poniżej 0,40. Receptę mieszanki betonowej przedstawiono w tab. 2.
Tablica 2. Receptura mieszanki betonowej SCC do produkcji dennic w systemie PERFECT
Surowiec
Zawartość na 1 m3
Piasek 0-2
850 kg
Żwir 2-16
1070 kg
Cement hutniczy wraz z domieszką
600 kg
Superlastyfikator
6,6 kg
Woda
190 kg
8. Badania laboratoryjne betonu SCC
Do badań kontrolnych z dennicy DN1500 o grubości ścianki 230 mm, pobrano 36
odwiertów o średnicy 100 mm, po sześć (od 1 do 6) z trzech lokalizacji na obwodzie (A, B,
C), co 120O, oraz 1/3 wysokości ścian dennicy każdy. Próbki betonu oznaczono
odpowiednio od 1/A do 6/C i przygotowano do badań:
próbki nr 1/A, 1/B, 1/C – wytrzymałości na ściskanie po 7 dniach,
próbki nr 2/A, 2/B, 2/C – nasiąkliwości po 7 dniach,
próbki nr 4/A, 4/B, 4/C – nasiąkliwości po 28 dniach,
próbki nr 6/A, 6/B, 6/C – nasiąkliwości po 90 dniach.
Próbki przewidziane do badania wytrzymałościowego, docięto na pile do walca o stosunku
wysokości do średnicy około 2. Próbki przewidziane do badania nasiąkliwości nie
poddawano żadnej dodatkowej obróbce mechanicznej. Wyniki otrzymane w badaniach po
odpowiednio 7, 28 oraz 90 dniach zestawiono w tab. 3 [9].
Norma [1], wymaga, aby do produkcji elementów betonowych studni, stosować
beton klasy co najmniej C35/45 oraz o nasiąkliwości do 6%. Wyniki badań
laboratoryjnych, pozwoliły na wydanie deklaracji zgodności produktów z normą [1] w
zakresie klasy betonu C40/50 (rzeczywista klasa C50/60) oraz nasiąkliwości betonu do
5,0% (po 28 dniach). Należy zauważyć, iż w przypadku badań betonów na bazie cementów
hutniczych (warunki szczególne), zgodnie z pktem 5.5 normy [2], właściwsze jest badanie
(deklarowanie) ich parametrów „w wieku późniejszym niż 28 dni”. W takim przypadku
parametry betonu po 90 dniach dojrzewania, odpowiadają klasie C60/75, oraz
nasiąkliwości do 4,5%.
W oparciu o załącznik A, normy PN-EN 13791 „Ocena wytrzymałości betonu na
ściskanie w konstrukcjach i prefabrykowanych wyrobach betonowych”, otrzymane w
badaniach odwiertów wytrzymałości betonu na ściskanie, podzielono przez współczynnik
0,85, uwzględniający „uszkodzenie niedojrzałego lub naturalnie słabego betonu” procesem
138
wiercenia. Obrabiana mechanicznie „powierzchnia zawiera drobinki pociętego kruszywa,
które jedynie dzięki adhezji cementowej matrycy pozostają w strukturze
przypowierzchniowej warstwy betonu. W takim przypadku, klasę badanego betonu można
oszacować na C70/85.
Tablica 3. Wyniki badań odwiertów rdzeniowych z betonu SCC.
Nasiąkl. po
7 dniach
[%]
Wytrzym. po
28 dniach
[MPa]
Nasiąkl. po
28 dniach
[%]
Wytrzym. po
90 dniach
[MPa]
Nasiąkl. po
90 dniach
[%]
L.
p.
Nr
próbki
Wytrzym. po
7 dniach
[MPa]
1
2
1/A
1/B
41,98
42,68
3
1/C
44,88
4
5
2/A
2/B
5,25
5,46
6
2/C
5,41
7
8
3/A
3/B
52,96
49,85
9
10
11
3/C
4/A
4/B
51,39
12
4/C
13
14
5/A
5/B
63,78
57,99
15
5/C
59,47
16
17
6/A
6/B
4,24
4,43
18
6/C
średnia
aryt.
PN-EN
13791
4,51
4,75
5,05
4,85
43,18
51,40
5,37
50,80
60,41
4,88
60,47
4,39
71,07
9. Wnioski
Na podstawie wyników badań, oraz wymogów aktualnych normatywów można
stwierdzić, iż:
w produkcji przemysłowej możliwe jest wykonanie, po 28 dniach twardnienia,
„uzasadnionych ekonomicznie” betonów samozagęszczalnych SCC o
nasiąkliwości do 5%. Niejednorodność surowców, tj. kruszywa, utrudnia w
przypadku betonów SCC, wydania deklaracji zgodności na partię materiału, z
nasiąkliwością do 4%. W warunkach laboratoryjnych możliwe jest wykonanie
betonów SCC o nasiąkliwości do 4 %,
139
wyniki badań laboratoryjnych potwierdzają tezę o zdecydowanie „dłuższym życiu
betonów” wytworzonych na bazie cementów hutniczych – badania wykonane po
90 dniach potwierdzają „jednokrotny” przyrost klasy betonu w stosunku do
wartości projektowanej oraz dalszy spadek nasiąkliwości o 0,5% w stosunku do
wartości określanej po 28 dniach,
betony wytworzone na bazie cementów hutniczych CEM III są odporniejsze na
działanie siarczanów, w porównaniu z betonami wytworzonymi na bazie
cementów portlandzkich – zakłada się, iż prefabrykaty spełniać będą swoje
funkcje techniczno – użytkowe, przez co najmniej 100 lat w środowisku
agresywnym o klasie ekspozycji XA3,
betony wytworzone na bazie cementów hutniczych charakteryzują się
szczelniejszą mikrostrukturą (dodatek mineralny) w stosunku do betonów
wytworzonych na bazie cementów portlandzkich, a tym samym niższą
nasiąkliwością.
Literatura
[1] PN-EN 1917: 2004/AC: 2009 „Studzienki włazowe i niewłazowe z betonu
niezbrojonego, z betonu zbrojonego włóknem stalowym i żelbetowe”.
[2] PN-EN 206-1:2002/AC:2005 „Beton. Część 1: Wymagania, właściwości, produkcja i
zgodność”.
[3] PN-B-06250 „Beton zwykły”.
[4] PN-EN 197-1 „Cement. Część 1. Skład, wymagania i kryteria zgodności dotyczące
cementów powszechnego użytku”.
[5] PN-EN 13791 „Ocena wytrzymałości betonu na ściskanie w konstrukcjach i
prefabrykowanych wyrobach betonowych”.
[6] Madryas C., Kolonko A., Wysocki L. „Konstrukcje przewodów kanalizacyjnych.
Oficyna Wydawnicza Politechniki Wrocławskiej, Wrocław 2002.
[7] Pogan K. „Samozagęszczający się beton – kolejny etap w rozwoju
pięcioskładnikowego kompozytu”, Przegląd Budowlany 1/2000.
[8] Broszura reklamowa firmy ZPB KaczmareK sp. z o. o.
[9] Wyniki wewnętrznych badań ZKP opracowane przez Laboratorium ZPB KaczmareK.
SELF-COMPACTING CONCRETE IN MANUFACTURING
OF ELEMENTS FOR WATER AND SEWER SYSTEMS
Summary
Basic requirements concerning quality and durability of concrete for drain and sannitary systems
stated in PN-EN 1917 and PN-EN 206-1 standards have been presented in the paper. Technology of
manufacturing
water-tight
manholes
made
of
SCC
has
been
described.
The paper comprises comparison of the new technology and traditional manual shaping of manhole
inverts. Research results for specimens from prefabricated manhole bottom of Perfect system has
been presented as well.
140
Gliwice
2010
Elżbieta Horszczaruk1
SAMOZAGĘSZCZALNE BETONY PODWODNE
1.
Wprowadzenie
Nazwa beton podwodny (ang. underwater concerete – UWC) określa betony
cementowe o specyficznych właściwościach mieszanki, układane w deskowaniu lub na
istniejącej konstrukcji za pomocą pomp lub innych urządzeń bezpośrednio przez warstwę
wody (stojącej bądź płynącej). Wymagania, jakie stawiane są betonom podwodnym,
szczególnie w zakresie właściwości świeżej mieszanki betonowej, są podobne jak dla
betonów samozagęszczalnych. Dodatkowe wymagania związane są z bezpośrednim
kontaktem mieszanki z wodą podczas betonowania konstrukcji. Mieszanka do betonowania
podwodnego powinna wykazywać następujące cechy:
- zdolność do samopoziomowania, bez zagęszczania mechanicznego, jedynie pod
wpływem własnego ciężaru,
- nie ulegać wypłukiwaniu i segregacji w czasie betonownia pod wodą,
- zdolność do całkowitego odpowietrzania się w czasie betonowania,
- zapewnić szczelne wypełnienie deskowania, również między prętami zbrojenia,
nie wykazując skłonności do blokowania się,
- nie zmieniać konsystencji podczas koniecznego czasu zachowania urabialności.
Betony podwodne nowej generacji to wieloskładnikowe betony cementowe
o właściwościach samozagęszczalnych. Przy ustalaniu składu betonów podwodnych
podstawę stanowią wymagania w zakresie właściwości reologicznych mieszanek UWC,
które w znacznej części pokrywają się z zaleceniami stawianymi mieszankom
samozagęszczalnym. Dodatkowe wymogi jakościowe i ilościowe stawiane składnikom
betonów podwodnych uwarunkowane są czynnikami zewnętrznymi (prędkość, ciśnienie
i temperatura wody) oraz technologią układania betonu.
Zalecane i pożądane właściwości mieszanek UWC pociągają za sobą konieczność
zmiany ich składu, który odbiega od dotychczas stosowanego składu mieszanek do
wykonywania betonów zwykłych układanych pod wodą. Metodyka badań właściwości
świeżej mieszanki betonowej również odbiega od tradycyjnych badań stosowanych
w przypadku betonów zwykłych czy hydrotechnicznych. Badanie właściwości
1
Dr hab. inż., Zachodniopomorski Uniwersytet Technologiczny w Szczecinie
141
stwardniałego betonu podwodnego w warunkach laboratoryjnych wymaga dodatkowych
zabiegów w trakcie przygotowywaniu ciał próbnych, co jest związane z technologią
wykonywania betonów podwodnych. Sposób przygotowania próbek do badań cech
mechanicznych stwardniałego betonu podwodnego w warunkach laboratoryjnych do chwili
obecnej nie został znormalizowany.
W referacie przedstawiono podstawowe zalecenia przy ustalaniu składu mieszanek
do betonowania podwodnego, ze szczególnym uwzględnieniem stosowanych domieszek
i dodatków mineralnych do betonu. Omówiono również metody badań właściwości
reologicznych mieszanek UWC.
2.
Wymagania dotyczące składników i właściwości mieszanek UWC
Podstawowym składnikiem współczesnych mieszanek UWC do betonowania
podwodnego obok cementu, kruszywa i wody jest specjalna domieszka do betonów
i zaczynów podwodnych, modyfikująca lepkość i zaliczana do grupy tzw. domieszek
stabilizujących. Z uwagi na wymogi stawienie mieszankom UWC związane z technologią
betonowania i oddziaływaniem środowiska wodnego, projektuje się je jako mieszanki
samozagęszczalne, co wymaga stosowania nowej generacji superplastyfikatorów,
szczególnie w przypadku betonów podwodnych wysokowartościowych o niskim
wskaźniku w/c. W zależności od przeznaczenia konstrukcji (duży udział konstrukcji
masywnych i średnio-masywnych oraz elementów gęsto zbrojonych) i przewidywanych
warunków jej użytkowania w mieszankach UWC stosuje się również dodatki mineralne
takie jak: popioły lotne, pyły krzemionkowe czy granulowany żużel wielkopiecowy, a także
domieszki napowietrzające oraz domieszki regulujące czas wiązania. Wymagania
jakościowe i ilościowe odnośnie składników do betonów podwodnych nie są sprecyzowane
w normach europejskich, jedynie w normach: niemieckiej i austriackiej można znaleźć
podstawowe dane odnośnie zawartości cementu, kruszywa i wskaźnika w/s. Bardziej
szczegółowe wytyczne w stosunku do składników betonu oraz właściwości reologicznych
mieszanek do betonowania podwodnego można znaleźć w normach i instrukcjach
amerykańskich i japońskich. Podstawowe wymagania ilościowe w zakresie podstawowych
składników, dodatków i domieszek do betonów UWC przedstawiono w tabl. 1. Poniżej
omówiono podstawowe składniki do betonów podwodnych.
2.1. Domieszki stabilizujące do betonów podwodnych
Zwiększoną odporność na wypłukanie betony podwodne zawdzięczają zastosowaniu
domieszek stabilizujących przeznaczonych do betonowania podwodnego. Domieszki te po
raz pierwszy do betonów podwodnych zastosowano w Niemczech i Norwegii na początku
lat 70-tych dwudziestego wieku [18]. Dały one początek szerokiej grupie domieszek
modyfikujących lepkość mieszanki (ang. viscosity modifying admixtures) a przez to je
stabilizujących. Rolą tych domieszek jest zapobieganie segregacji składników mieszanki
i ograniczenie do minimum strat wypłukania przy betonowaniu, stąd wywodzi się inna
nazwa stosowana w literaturze – domieszki AWA (ang. antiwashout admixtures). Wzrost
lepkości mieszanki jest spowodowany stabilizującym działaniem łańcuchów polimerowych
będących składnikiem domieszki. Powodują one wzrost siły przyciągania między
składnikami zaczynu cementowego [13].
142
Tablica 1. Podstawowe wytyczne projektowania betonów podwodnych.
KRAJ
Składniki i
właściwości
Spoiwo [kg]
(C+PL+PK)
USA1)
BZ
BWW
390-450
420-500
W/S (woda/spoiwo)
0,4-0,5
0,35-0,40
W/P (woda/piasek)
Objętościowy udział
kruszywa w
mieszance
Piasek/kruszywo [%]
0,12-0,14
0,14-0,17
0,37-0,50
0,37-0,50
dmax [mm]
Opad stożka [mm]
Opad stożka po
czasie t [mm]
Rozpływ [mm]
45-50
< 37,5
10-19 betony konstrukcyjne
19-25 betony masywne
>180
>255
po czasie
po czasie
t=60 min
t=90 min
> 125
> 125
> 255
> 405
Konstrukcje silnie zbrojone
Japonia2)
Austria3)
Niemcy4)
> 350
> 350
0,50-0,55
(BZ)
0,38-0,42
(BWW)
< 0,6
< 0,6
< 32
< 32
< 32
500-600
550-650
> 500
550-600
> 400
450-550
45-50
Straty wypłukania
< 12
<8
[%]
Popioły lotne
< 20
< 20
< 20
(PL)[%]
Pyły krzem. (PK)[%]
<6
1)
TR INPSl-1. Sept. 1999, US Army Corps of Engineers; 2)JSCE, Recommendations for
design and construction of anti-washout underwater concrete, Vol. 19, 1992, 3) DIN
1045-2 ; 4) ÖNORM B 4200-10
Najczęściej stosowanymi składnikami domieszek stabilizujących podwodnych są
rozpuszczalne w wodzie polimery, zwłaszcza polisacharydy – pochodne celulozy lub
skrobi. Jako domieszki stabilizujące stosuje się również inne polimery, na przykład
polialkohol winylowy i kopolimery styrenowo-karboksylowe, dozowane do suchych
składników mieszanki, najczęściej w ilości od 0,8 do 1,5 % masy cementu [9].
Ilość domieszki stabilizującej do betonu należy dobrać w taki sposób, aby
ograniczyć do minimum straty wypłukania mieszanki w trakcie betonowania przy
zachowaniu właściwości reologicznych mieszanki umożliwiających układanie betonu.
Skuteczność działania domieszek AWA jest tak duża, że straty wypłukania w trakcie
betonowania można ograniczyć nawet dziesięciokrotnie (rys.1).
143
Straty wypłukania [%]
50
40
30
20
10
0
0%
0,8%
1,0%
1,25%
1,5%
Zawartość domieszki [% masy cementu]
Rys.1. Wpływ ilości domieszki stabilizującej na straty wypłukania mieszanki betonowej
Według wytycznych amerykańskich [19] straty wypłukania mieszanki UWC nie
powinny przekraczać 12% masy całkowitej - dla betonów zwykłych i 8% - dla betonów
wysokowartościowych. Inną metoda kontroli spójności składników mieszanki UWC jest
tzw. bleeding test (wg ASTM C232-07). Dla zwykłych mieszanek UWC, ilość odsączonej
wody (wynik uzyskany metodą A wg ASTM C232) powinna być mniejsza od 2%,
a w przypadku mieszanek wysokowartościowych poniżej 0,5%. Wraz ze wzrostem
domieszki stabilizującej w mieszance pogarszają się jej właściwości samozagęszczalne:
zmniejsza się rozpływ (rys.2) i pogarsza się przepływ przez zbrojenie (rys. 3). W celu
utrzymania wymaganych właściwości reologicznych mieszanek UWC należy stosować
domieszki redukujące ilość wody w mieszance (domieszki upłynniające).
Zastosowanie domieszki kompleksowej, która łączy w sobie działanie domieszek
stabilizującej i upłynniającej, w dużym stopniu ułatwia projektowanie składu mieszanek do
betonowania podwodnego. Domieszki kompleksowe do betonów podwodnych występujące
najczęściej w postaci drobno zmielonego szarego proszku, dodawane są do mieszanki
betonowej w ilości ok. 10-25 kg/m3, jako ostatni składnik i wymagają wydłużenia czasu
mieszania o około 15-20 min. Wzrost zawartości domieszki kompleksowej w mieszance
UWC powoduje tylko nieznaczny spadek urabialności mieszanki UWC, która zachowuje
nadal swoje właściwości samozagęszczalne. Wraz ze wzrostem ilości domieszki
kompleksowej w betonie podwodnym obserwuje się wzrost wytrzymałości na ściskanie
[10].
144
Rozpływ [cm]
70
60
50
40
30
20
10
0
0
15
30
45
60
Czas badania [min.]
Zawartość domieszki
0%
0,80%
1,00%
1,25%
1,50%
Rys. 2. Wpływ ilości domieszki stabilizującej na rozpływ mieszanek UWC
Stosunek wysokości H1/H2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0,80%
1,00%
1,25%
1,50%
Rys. 3. Wpływ ilości domieszki stabilizującej na przepływ mieszanki przez
zbrojenie w aparacie L-box
145
Zastosowanie domieszki stabilizującej do betonów podwodnych powoduje wzrost
wytrzymałości na ściskanie w stosunku do betonu niemodyfikowanego (rys. 4). Obserwuje
się również wzrost wytrzymałości na rozciąganie i modułu sprężystości oraz nasiąkliwości
wagowej, jednak zmiany te nie są tak znaczne jak w przypadku wytrzymałości na ściskanie.
Europejskie wytyczne w zakresie domieszek stabilizujących do betonów podwodnych
zawarto w dokumencie EFNARC [4].
Wytrzymałość na ściskanie fc,28 [MPa]
60
50
40
30
20
10
0
0,0%
0,8%
1,0%
1,25%
1,50%
Rys. 4. Wpływ ilości domieszki stabilizującej na 28-dniową wytrzymałość na ściskanie
próbek betonowych formowanych i dojrzewających pod wodą
2.2. Domieszki upłynniające
W celu uzyskania betonu podwodnego zwykłego, odpornego na segregację
i wypłukiwanie składników w trakcie układania mieszanki i po wbudowaniu, wystarczy
zastosowanie domieszek uplastyczniających, tzw. plastyfikatorów. Jednak aby beton
posiadał właściwości samozagęszczalne konieczne jest zastosowanie domieszek
upłynniających (silnie redukujących ilość wody w mieszance) tzw. superplastyfikatorów.
Domieszki upłynniające są niezbędnym składnikiem betonów podwodnych wysokich
wytrzymałości, bowiem przy niskim wskaźniku woda-spoiwo (w/s=0,35-0,40) uzyskanie
wymaganej płynności mieszanki przy konieczności stosowania domieszki stabilizujacej jest
niezwykle trudne. Ze względu na efektywność działania oraz na wymagany długi okres
utrzymania płynności mieszanki w czasie (czas utrzymania konsystencji z uwagi na dużą
odległość miejsca wbudowania betonu od wytwórni może dochodzić nawet do 10 godzin)
stosowane są głównie suplastyfikatory drugiej generacji na bazie: polikarboksylanów,
sieciowanych żywic akrylowych i kopolimerów kwasu akrylowego. W przypadku betonów
146
podwodnych niezwykle istotna jest zależność pomiędzy upłynnieniem mieszanki
superplastyfikatorem od temperatury mieszanki, oraz zmiany czasów wiązania. Z uwagi na
stosowanie domieszek stabilizujących należy bezwzględnie zweryfikować doświadczalnie
kompatybilności z zastosowanym superplastyfikatorem. Ocenę współdziałania obu
domieszek należy przeprowadzać na zaprawach normowych lub mieszankach (wg PN-EN
480-1 i PN-EN 934-2) bowiem badania na zaczynach nie dają miarodajnych wyników.
2.3. Dodatki mineralne
Skład mieszanek UWC cechuje duża ilość spoiwa, w tym głównie cementu.
Minimalna ilość spoiwa do betonów podwodnych wg zaleceń normowych różnych krajów
podano w tabl. 1. W zależności od projektowanej klasy zwykłego betonu podwodnego ilość
cementu waha się w granicach od 350 do 500 kg. Dla betonów podwodnych
wysokowartościowych zawartość cementu w mieszance jest bardzo wysoka i wynosi od
450 do 550 kg na m3 mieszanki, a w niektórych przypadkach może przekroczyć nawet 600
kg [8]. W wysokowartościowych betonach podwodnych z uwagi na poprawę właściwości
reologicznych mieszanki a także ze względów ekonomicznych coraz częściej stosuje się
różne dodatki mineralne.
Pyły krzemionkowe stosowane do betonów podwodnych dozowane są w ilościach
nie przekraczających 8% masy cementu [12]. Dodatek pyłów krzemionkowych zmienia
właściwości reologiczne mieszanki, powoduje zwiększenie spoistości i zmniejszenie
urabialności mieszanki, co skutkuje podwyższeniem wodożądności, z drugiej strony
zapobiega segregacji składników, a zwłaszcza wydzielaniu (odsączaniu) wody. Dlatego
pyły krzemionkowe stosowane są jako domieszka stabilizująca w wysokowartościowych
betonach podwodnych.
Popioły lotne stosowane do betonów podwodnych jako dodatek mineralny typu II
powinny spełniać wymagania zawarte w normie PN-EN 450. Zalecana przez American
Concrete Institute (ACI 546-2R-98) ilość popiołów lotnych stosowana do betonów
podwodnych nie powinna przekraczać 20% całości spoiwa. Do mieszanek UWC stosuje się
popioły lotne krzemionkowe, które wydatnie poprawiają urabialność (pompowalność)
mieszanki betonowej (rys. 5). Mieszanki UWC z popiołami lotnymi wykazują większą
spoistość oraz mniejszą tendencję do odsączania wody. Obserwuje się również poprawę
cech mechanicznych betonów modyfikowanych popiołami lotnymi. Wytrzymałość na
ściskanie betonów z zawartością do 30% popiołów lotnych krzemionkowych po 96 dniach
twardnienia jest wyższa niż wytrzymałość betonu bez dodatku popiołów. Obserwuje się
również poprawę odporności na zużycie erozyjne. Znaczne pogorszenie cech
mechanicznych betonów podwodnych zanotowano dla dużej zawartości popiołów
krzemionkowych (przy zamienniku cementu popiołami lotnymi w ilości 50% do 70% [16,
17]. Popioły lotne z palenisk fluidalnych poprawiają właściwości mechaniczne betonów
podwodnych jednak powodują znaczne pogorszenie urabialności mieszanki betonowej już
w przypadku niewielkiej ilości dodatku do betonu (10-20%). Niestabilność składu
chemicznego oraz niesprecyzowane oddziaływania korozyjne wykluczają w obecnym
etapie badań zastosowanie popiołów lotnych fluidalnych do betonów podwodnych.
147
Czas przepływu [s]
14
12
10
8
6
4
2
0
0
30
60
90
120
150
180
Czas badania [min.]
Zawartość popiołów lotnych
0%
20%
30%
40%
50%
Rys. 5. Wpływ zawartości popiołów lotnych w mieszance UWC na czas przepływu przez
lejek V-funnel w funkcji czasu badania
3. Podstawy projektowania składu betonów podwodnych
Z punktu widzenia projektowania składu betony podwodne stawiają przed
technologiem znacznie większe wymagania niż „tradycyjne” betony zwykłe. Wynika to
między innymi z następujących czynników i uwarunkowań:
mieszanka do betonowania podwodnego składa się ze znacznie większej liczby
składników niż trzy, jak to występuje w przypadku betonu zwykłego. Liczba
składników
mieszanki,
szczególnie
dla
betonów
podwodnych
wysokowartościowych może dochodzić nawet do dziesięciu komponentów,
przykładowo: kruszywa składającego się z trzech frakcji, cementu, wody, pyłów
krzemionkowych, popiołu lotnego, domieszki stabilizującej podwodnej, domieszki
upłynniającej i domieszki napowietrzającej.
czynniki środowiskowe, w których układana jest mieszanka betonowa mają
decydujący wpływ na jej projektowane właściwości reologiczne. Wymagania
związane ze środowiskiem betonowania, tj.: głębokość posadowienia, szybkość
przepływu wody, odległość od miejsca produkcji mieszanki, metoda i sprzęt do
podawania mieszanki na równi z cechami wytrzymałościowymi wpływają na
jakościowy i ilościowy dobór składników.
148
z uwagi na dużą liczbę składników mieszanki ich dobór jakościowy i ilościowy
jest niezwykle skomplikowany. Najtrudniejszym zagadnieniem jest dobór
właściwych domieszek: stabilizującej i domieszki upłynniającej, są to bowiem
domieszki o przeciwstawnym działaniu. Im mniejsza jest lepkość mieszanki
(mniejsza ilość domieszki podwodnej) tym większa jest prędkość rozpływu
(lepsze właściwości samozagęszczalne), ale większa podatność na segregację
składników i wypłukiwanie mieszanki w trakcie betonowania.
betony podwodne projektuje się najczęściej jako mieszanki samozagęszczalne
z uwagi na brak możliwości zagęszczania mieszanki lub wysokie koszty tego
zagęszczania. Przy optymalnym doborze składników mieszanki UWC właściwości
samozagęszczalne pozwalają na uzyskanie betonu o pożądanej wytrzymałości
i
umożliwiają z uwagi na konsystencję układanie mieszanki za pomocą pomp oraz
szczelne wypełnienie deskowania.
Najczęściej stosowaną metodą projektowania składu betonu podwodnego jest
podobnie jak dla betonów samozagęszczalnych doświadczalna metoda kolejnych
przybliżeń. Pierwszy etap projektowania polega na określeniu z warunku wytrzymałości
wartości wskaźnika w/c w oparciu o właściwości stosowanego cementu, dodatków
mineralnych oraz kruszywa. Projektowana wytrzymałość na ściskanie jest w dalszym ciągu
podstawowym parametrem kształtującym skład mieszanki UWC na wstępnym etapie
projektowania, jednakże dobór ilościowy i jakościowy poszczególnych składników betonu
podwodnego dokonywany jest w oparciu o wymagania stawiane mieszance betonowej.
Zależności między czynnikami zewnętrznymi a składnikami mieszanki UWC
przedstawiono schematycznie na rys. 6. Coraz częściej na etapie wstępnego projektowania
składu mieszanek UWC, podobnie jak i innych wieloskładnikowych kompozytów
betonowych, stosuje się metody optymalizacji statystycznej. Statystyczno-eksperymentalna
optymalizacja wielokryterialna znajduje praktyczne zastosowanie w projektowaniu
mieszanek do betonowania podwodnego z uwzględnieniem cech mechanicznych
stwardniałego betonu oraz właściwości reologicznych projektowanych mieszanek [10].
Zastosowanie sztucznych sieci neuronowych (SSN) w projektowaniu mieszanek UWC
wymaga bardzo dużej liczby prób testujących do budowy modelu neuronowego. Próby
zastosowania SSN w projektowaniu mieszanek UWC i SCC przedstawiono w pracach [6,
11, 15].
4.
Metody badań właściwości reologicznych mieszanek UWC
Do oceny urabialności mieszanek UWC w praktyce stosowanych jest wiele
specjalnych urządzeń i metod badawczych, na podstawie których ocenić można reologiczne
właściwości zapraw i mieszanek a opracowane kryteria pozwalają na podstawie testów
zaklasyfikować je jako samozagęszczalne [5, 7]. Najczęściej stosowane testy do oceny
właściwości reologicznych mieszanek UWC są powszechnie stosowane w badaniach
mieszanek SCC. Jednak przyjęte przez wytyczne europejskie [5] wymagania co do
podstawowych metod i klas nie zawsze się pokrywają, a w przypadku segregacji
składników nie stosuje się testu przesiewu lecz oznaczanie strat wypłukania mieszanki, tzw.
washout test [1, 2]. W tablicy 2 zestawiono podstawowe testy stosowane do badań
właściwości reologicznych mieszanek UWC.
149
Wytrzymałość
Korozja
i czas użytkowania
chemiczna
Wytrzymałość
Jakość i rodzaj
charakterystyczna
cementu
Temperatura
Domieszki
Metoda
Warunki
zagęszczania
betonowania
Urabialność
Odporność na
wymywanie
Kruszywo:
Wytrzymałość
W/C
średnia
właściwości,
W/K
uziarnienie, tekstura
Kontrola
Ilość
Ilość
Ilość
jakości
cementu
wody
kruszywa
Skład
mieszanki
Beton recepturowy
Rys. 6. Zależności uwzględniane w projektowaniu mieszanek UWC (na podstawie [14])
150
Tablica 2. Podstawowe testy doświadczalne do badań właściwości reologicznych
samozagęszczalnych mieszanek UWC.
Cecha
Metoda
Parametr pomiarowy
Rozpływ
Maksymalna średnica
Stożek Abramsa
(Slump-Flow)
rozpływu
Czas rozpływu T
Stożek
Abramsa
Lepkość
500
(Viscosity)
V-funnel
Czas wypływu t
Przepływ przez
zbrojenie
(Passing Ability)
Odporność na
wypłukanie
(Washout resistance)
L-box
Stosunek wysokości H /H
J-ring
Maksymalna średnica
rozpływu, współczynnik
blokowania BJ
Washout test
Procentowy ubytek masy
mieszanki D
2
1
Odporność na wypłukanie mieszanki oznacza się metodą amerykańską opisaną
w instrukcji CRD-C 61-89A [2]. Metoda ta pozwala na określenie ilości wypłukanego
zaczynu cementowego w trakcie kontaktu mieszanki z wodą. Urządzenie składa się
z pionowo zamocowanej plastikowej rury o długości 2000 mmm i średnicy wewnętrznej
190 mm. Badaną mieszankę umieszcza się
w stalowym walcowym pojemniku
o perforowanych ściankach (średnica otworów 3 mm). Wymiary pojemnika wynoszą:
średnica - 130 mm, wysokość - 120 mm. Mieszankę zagęszcza się stalowym prętem
o średnicy 10 mm i długości 300 mm. Do pojemnika przymocowuje się sznur o długości
2,5m (rys. 7).
Procedura wykonania badania ”washout test” jest następująca:
1. Wypoziomować rurę i wypełnić ją wodą do wysokości 1700+-5mm.
2. Określić masę pustego pojemnika i włożyć próbkę świeżej mieszanki o masie lekko
przekraczającej 2000g.
3. Prętem stalowym zagęścić mieszankę ubijając 10 razy a następnie uderzyć 10-15 razy
w bok pojemnika. Wyczyścić ścianki pojemnika z wyciekającej mieszanki. Określić
i zapisać masę początkową mieszanki betonowej - Mi. Masa powinna wynosić 2000 g
± 20 g.
4. Przytwierdzić sznur do pojemnika. Włożyć go do rury i obniżyć tak by dno miało
kontakt z wodą.
5. Puścić swobodnie pojemnik z mieszanką i po odczekaniu 15 sekund, wyciągnąć do
góry w czasie około 5 sekund. Pozostawić pojemnik do obcieknięcia przez 2 minuty,
lekko przechylając na bok i pozwalając na wycieknięcie wody. Określić masę
pozostałej mieszanki - Mf.
6. Wykonać tę procedurę 3 razy na tej samej próbce mieszanki, za każdym razem
określając masę Mf.
Wynikiem badania jest procentowy ubytek masy próbki D wyznaczony po każdej z trzech
prób:
D
Mi
Mf
Mi
100
151
Rys. 7. Urządzenia stosowane w „washout test” [1]
Metoda „washout test” jest od 2006 roku stosowana w USA do oceny domieszek
stabilizujących do betonów podwodnych - specyfikacja CRD-C 661-06 [3].
5. Podsumowanie
Podstawowy wpływ na rozwój technologii betonów podwodnych związany jest
z rozwojem gospodarczym i urbanistycznym krajów nadmorskich. Rozwój przemysłu
wydobywczego paliw płynnych doprowadził do rozwoju technologii betonowania
podwodnego w krajach budujących platformy wiertnicze (Norwegia, Szwecja) . W USA
siłą motoryczną do rozwoju tej technologii była konieczność naprawy budowli
hydrotechnicznych takich jak wielkie tamy i zapory. W Japonii technologia betonowania
podwodnego ściśle powiązana jest z rozwojem technologii betonów samozagęszczalnych
znalazła zastosowanie przy budowie mostów i tuneli.
Niemcy jako prekursor
w konstrukcjach betonowanych pod wodą realizują z powodzeniem różnego rodzaju
konstrukcje i obiekty budownictwa lądowego, których elementy narażone są na kontakt
z wodą (fundamenty, tunele, zbiorniki i garaże podziemne itp.). W Polsce betony
podwodne w większości przypadków stosuje się nadal do naprawy istniejących konstrukcji.
Technologia betonów podwodnych rozwija się w dwóch zasadniczych kierunkach:
1. Materiałowym – poszukiwanie takich domieszek chemicznych, które pozwalają
zapewnić wykonanie dobrego, samozagęszczalnego betonu podwodnego, nie
ulegającego wypłukiwaniu w trakcie betonowania, a jednocześnie
charakteryzującego się znacznie większą trwałością w stosunku do tradycyjnego
betonu zwykłego. Drugim kierunkiem jest wykorzystanie dodatków mineralnych
jako spoiwa, tak by ograniczyć znaczną ilość cementu stosowaną w betonach
UWC przy zachowaniu ich właściwości reologicznych i mechanicznych.
2. Technologia betonowania konstrukcji – poszukiwanie i udoskonalenie istniejących
technologii betonowania pod wodą, tak by maksymalnie ograniczyć straty
wypłukania i skrócić czas wykonywania konstrukcji.
152
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
[17]
[18]
[19]
Chanah N., Tho T.Q., Trung L.: Design and construction of antiwashout underwater
concrete. The 3rd ACF International Conference ACF/VCA on Sustainable Concrete
Technology and Structures in Local Climate and Environment Conditions. Nov. 1113. 2008, Ho Chi Minh City, Vietnam, 356-361.
CRD-C 61-89A: Test Method for Determining Resistance of Freshly-Mixed
Concrete to Washout in Water. US Army Corps of Engineers Standards, 1989.
CRD-C 661-06: Specification for Antiwashout Admixtures for Concrete. US Army
Corps of Engineers Standards, March 2006.
EFNARC: Guidelines for viscosity modifying admixtures for concrete. September
2006, 11.
EFNARC: The European Guidelines for Self-Compacting Concrete. Specifications,
Production and Use, May 2005, 63.
El-Chabib H,. Nehdi M., Sonebi M.: Arctifical Intelligence Model for Flowable
Concrete Mixtures Used in Underwater Construction and Repair. ACI Materials
Jourmal, No 2, 2003, 374-383.
Japan Society of Civil Engineers: Recommendations for design and construction of
anti-washout underwater concrete. Concrete Library of JSCE, Vol. 19, 1992 .
Horszczaruk E.: Betony podwodne. Przegląd Budowlany, Nr 10, 2005, 40-44.
Horszczaruk E.: Domieszki i dodatki do betonów podwodnych. Materiały
Budowlane, Nr 3, 2009, 42-43.
Horszczaruk E., Łukowski P.: Betony podwodne – badania i dobór składu.
Inżynieria i Budownictwo, Nr 5, 2009, 274-278.
Horszczaruk E., Pietrusewicz K.: Zastosowanie sztucznych sieci neuronowych w
modelowaniu składu mieszanki betonów podwodnych. Inżynieria i Budownictwo,
Nr 5, 2005, 248-251.
Khayat K.H., Gattoui M., Nmai C.: Effect of silica fume and flay ash replacement
on stability and strength of fluid concrete containing anti-washout admixture.
Superplasticizers and Other Chemical Admixtures in Concrete. 5 th International
CANMET/ACI Conference, SP-173, ACI, Farmington Hills, 1997, 695-718.
Łukowski P.: Domieszki do zapraw i betonów. Polski Cement, Kraków, 2003.
McLeish A.: Underwater concreting and repair, Halsted Press, New York 1994.
Nehdi M., El-Chabib H., El-Naggar M.H.: Predicting performance of selfcompacting concrete mixtures using artificial neural networks. ACI Materials
Journal, No 5, 2001, 394-401.
Pei-wei G. i inn.: Effect of fly ash on the properties of environmentally friendly dam
concrete. Fuel, Vol. 86 (2007), 1208-1211.
Siddique R.: Effect of fine aggregate replacement with Class F fly ash on the
abrasion resistance of concrete. Cement and Concrete Research, Vol. 33, 2003,
1877-1881.
Tegelaar R., Giesbrecht P.: Unterwasserbeton. Bohrpfahlbeton. Verlag Bau +
Technik GmbH, Dusseldorf, 1998.
Yao S. X., Berner D.E., Gewerick B.C.: Assessment of underwater concrete
technologies for in-the wet construction of navigation structures. U.S. Army Corps
of Engineers Publication, ERDC Technical Report INP-Sl-1, 1999.
153
SELF-COMPACTING UNDERWATER CONCRETE
Summary
The fundamental recommendations for the proportioning of underwater concrete mixtures,
from special regard of applied admixtures and mineral additives are presented in this paper. The
methodology of investigation of fresh concrete rheological parameters are discussed also.
154
Gliwice
2010
Grzegorz Cygan1
WPŁYW TEMPERATURY NA DZIAŁANIE DOMIESZEK
ZWIĘKSZAJĄCYCH LEPKOŚĆ
1.
Wstęp
Stabilność (odporność na segregację składników) mieszanki betonu
samozagęszczalnego jest zagadnieniem kluczowym, przekładającym się na jakość betonu
samozagęszczonego. Odpowiednią lepkość a tym samym odporność na segregację,
uzyskiwać można poprzez stosowanie znacznych ilości pyłów, co przekładać się może na
zwiększony skurcz betonów samozagęszczonych. Taka mieszanka nie posiada odporności
na segregację wywołaną zmianami jakościowymi bądź ilościowymi w składzie, nie wielka
zmiana w wilgotności piasku, kruszywa, pociąga za sobą segregację lub w najlepszym
wypadku bleeding, czyli samorzutny wyciek wody.
Domieszki zwiększające lepkość są stosowane w europie od kilku dekad.
Dominowały w technologii zapraw tynkarskich, murarskich wszędzie tam gdzie było
konieczne zapobieżenie nadmiernej adsorpcji wody przez podłoże. Świeżo położony tynk,
przy swej znacznej powierzchni i niewielkiej grubości jest szczególnie podatny na to
zjawisko. Prowadzi to do powstania siatki spękań, do obniżenia wytrzymałości oraz do
obniżenia przyczepności wyprawy tynkarskiej do podłoża. Środki zwiększające retencję
wody takie jak polisacharydy (skrobii bądź celulozy) dobrze odnajdują sie w roli
zwiększających lepkość. W [1] wykazano, że pochodna polisacharydów zawierająca grupę
jonową i hydrofobową zwiększa lepkość zaczynu cementowego. W mieszankach do
torkretowania dodatek polisacharydów powoduje lepszą pompowalność mieszanki i
łatwiejsze jej natryskiwanie [2] i [3]. Według Hayakawy i Soshirody [4] dodatek celulozy
zwiększa przyczepność pomiędzy zaczynem cementowym a ziarnami kruszywa. Należy
mieć również na uwadze wpływ polisacharydów na proces hydratacji cementu, zwłaszcza
na wczesną jej fazę. Według [5] Polisacharydy opóźniają proces wiązania cementu, a
stopień opóźnienia zależy od ich rodzaju. Na efektywność domieszek o różnym
przeznaczeniu, wpływ ma również temperatura w jakiej są stosowane. W pracy [6]
wykazano, że skuteczność kombinacji mieszanek składającej się z superplastyfikatora o
1
Mgr inż. Politechnika Śląska, [email protected]
155
bazie polikarboksylowej, domieszki zwiększającej lepkość (VA) na bazie metylocelulozy
i środka redukującego skurcz, jest silnie uzależniona od temperatury. Badań dotyczących
wpływu temperatury na skuteczność domieszek VA jest relatywnie mało. W niniejszej
pracy określono wpływ temperatury na skuteczność działania jednej z dostępnych
domieszek zwiększających lepkość.
2.
Plan i metodyka badań
Przedmiotem badań były właściwości reologiczne zapraw cementowych. Badano
je w czasie 90 minut w odstępach 30 minutowych w trzech temperaturach 10, 20 i 30 °C.
Zaprawy cementowe wykonano z użyciem cementu portlandzkiego CEM I 42,5 R i piasku
normowego (skład przedstawiono w tablicy 1). Do zapraw dodawano superplastyfikator
w ilości, przy której następowała segregacja. Następnie zaprawy o wysokiej skłonności do
segregacji były wykonywane z domieszką zwiększającą lepkość. Zbadano również zaprawy
z samym superplastyfikatorem, dobranym w takiej ilości by granica płynięcia była zbliżona
do zapraw z superplastyfikatorem i domieszką zwiększającą lepkość.
Tablica. 1. Skład badanych zapraw cementowych.
składnik
Z1
Z2
Z3
Z4
CEM I 42,5R
450
450
450
360
PLW
0
0
0
90
Piasek
1350
1350
1350
1350
normowy
Woda
202,5
202,5
202,5
202,5
9,0 g
9,0 g
4,5 g
9,0 g
SP
(2% m.s) (2% m.s) (1% m.s) (2% m.s)
6,75
VEA
0
0
0
(1,5%m.s)
Z5
360
90
1350
202,5
9,0 g
(2% m.s)
6,75
(1,5%m.s)
Zaprawy były przygotowane w ten sposób by w chwili badania reometrycznego miały
założoną temperaturę, wiązało się to z koniecznością ogrzewania bądź schładzania
składników. W czasie badania RTU temperatura była utrzymywana za pomocą urządzenia
termostatującego pojemnik z próbką zaprawy (rys.1.).
Rys. 1. Wiskomat NT wraz z układem
termostatującym
156
Rys.2. Procedura reometrycznego testu
urabialności
Na Rys. 2. Przedstawiono graficzny zapis przyjętej procedury reometrycznego testu
urabialności (RTU). Ostatnie 90 s. badania jest najbardziej istotne zmniejszająca się
prędkość obrotowa pojemnika z zaprawą przekłada się na zmniejszający się opór (moment
obrotowy) na sondzie pomiarowej. Na tej podstawie, z pomocą odpowiedniego modelu
wyznaczane są parametry reologiczne zapraw.
2.1 Charakterystyka materiałów użytych w badaniach.
Zaprawy wykonano z użyciem cementu CEM I 42,5 R z cementowni „Górażdże”,
upłynniając je superplastyfikatorem VC 5-600 firmy Sika. Zastosowano środek
zwiększający lepkość (VEA) Rheomatrix 100 firmy BASF. Jest to wodny roztwór
syntetycznych kopolimerów o wysokiej masie cząsteczkowej. Jego zastosowanie pozwala
ograniczyć, bądź wyeliminować zjawisko segregacji i bleedingu, bez nadmiernej utraty
płynności. Szczególnie zalecany jest w przypadku mieszanek o wysokim stosunku w/c
i ubogich we frakcje pylaste.
Nazwa
handlowa
Rheomatrix
100
VC 5-600
Tablica 2. Charakterystyka domieszek.
Gęstość
Odczyn
Typ
Baza
[g/cm3]
ph
Środek
Kopolimer
zwiększający
1,0-1,2
6-9
syntetyczny
lepkość
Superplastyfikator
Polimer
1,105
7,0
Postać
Brązowa
ciecz
Jasnożółta
ciecz
W zaprawach zastępowano część cementu mielonym popiołem lotnym wapiennym,
pochodzącym z jednej z krajowych elektrociepłowni opalanej węglem brunatnym, którego
przybliżony skład chemiczny podaje tablica 3.
Tablica 3. Przybliżony skład chemiczny popiołu lotnego wapniowego użytego w badaniach
Składnik
Str.
praże
nia
SiO2
Al2O3
Fe2O3
CaO
całk.
CaO
wolne
MgO
SO3
Na2O
K2O
Zawartość
2,1
42,8
17,5
4,4
23,4
4,1
0,9
4,3
0,1
0,3
3.
Wyniki badań i ich omówienie
Parametry reologiczne zapraw wyznaczano za pomocą modelu Binghama, który jest
szczegółowo opisany w pracy [4]. W tablicy przedstawiono wartości parametrów g i h
zapraw, parametr g odpowiada granicy płynięcia, (charakteryzuje obciążenie przy którym
mieszanka zaczyna płynąć) parametr h odpowiada lepkości plastycznej (informuje nas ona
o prędkości płynięcia mieszanki pod zadanym obciążeniem).
157
Z1
Z2
Z3
Z4
Z5
Tablica 3. Wyniki badań reometrycznych.
Temperatura
10°C
20°C
30°C
czas
g
h
g
h
g
h
5
16,01 16,35
9,21
13,15 13,64 16,82
30
14,65 15,09
9,84
14,51 11,26 16,79
60
14,31 16,26
8,89
12,98 12,33 16,00
90
14,33 16,21
9,27
13,10 14,75 16,52
5
35,9
12,03
16,73
17,44 23,17 19,30
30
16,77 13,98
14,89
15,96 19,29 20,25
60
14,05
16,99 17,53 20,55
16,99 16,08
90
18,65 17,19
13,32
16,40 17,98 15,50
5
16,09 15,00
14,89
15,02 21,44 14,74
30
14,27
14,9
15,15
14,35 25,00 15,31
60
15,74 15,11
18,17
15,98 44,67 13,31
90
24,59 17,03
19,54
15,77 83,48
3,32
5
16,11 15,66 11,235 18,13
8,93
16,35
30
12,49 16,87
12,76
17,87
9,42
17,51
60
14,12 16,76 13,505 18,84 13,42 16,49
90
13,84
16,7
14,365 19,06 16,18 15,91
5
22,81
20,4
18,03
21,25 17,54 20,77
30
15,13 19,95
16,02
22,47 17,26 20,83
60
14,97 19,97
15,25
22,74 16,55 18,84
90
14,72 21,07
17,84
23,83 18,38 19,50
Rys.1. Wpływ temperatury na wartość parametru g zapraw, mierzonej w 30 minucie od
chwili dodania wody.
158
Rysunek 1 przedstawia zmianę wartości parametru g zapraw, wywołaną rosnącą
temperaturą. Zaprawa Z1 to zaprawa z maksymalną dawką superplastyfikatora (VC 5-600,
2% m.s.) . Tak duża ilość upłynniacza spowodowała segregację zaprawy. Gdy temperatura
zaprawy wynosi 20 i 30°C to charakteryzuje się zbliżoną wartością granicy płynięcia,
w temperaturze 10°C jej wartość jest najwyższa.
Zaprawa Z2, która różni się od zaprawy Z1 tym, że zastosowano środek zwiększający
lepkość (Rheomatrix 100 w ilości 1,5% m.s.) posiada wyższą wartość parametru g w całym
zakresie badanych temperatur. W temperaturze 10 °C różni się o 14 %, w 20 °C o 50%, a w
temperaturze 30 °C parametr g dla zapraw Z1 i Z2 różni się o 70 %. Zastosowanie środka
zwiększającego lepkość bardzo dobrze wpłynęło na stabilność zaprawy – nie wykazywała
ona żadnej tendencji do segregacji ani nawet bleedingu (Rys.2.) W przypadku zaprawy Z1
wyraźnie widać ok. 2 ml wody, oraz niejednolitą barwę zaprawy. Zaprawa Z2 z domieszką
VA charakteryzuje się jednolitym kolorem i brakiem zjawiska wydzielania wody na
powierzchni zaprawy.
Zaprawa Z3 to zaprawa o tak dobranej ilości superplastyfikatora, by wartość jej parametru
g mierzonego w temperaturze 20 °C była zbliżona do wartości parametru g zaprawy Z2. W
zaprawie Z3 zastosowano 4,5 g SP VC 5-600 (t.j. 1% m.s.), zaprawa Z2 posiadała w swym
składzie 9,0 g SP VC5-600 i 6,75 g VEA Rheomatrix 100 (odpowiednio 2 i 1,5% m.s.).
W 30 minucie i w temperaturze 20°C wartości parametrów g i h zapraw Z2 i Z3
wynosiły: gZ2 = 14,89 Nmm, gZ3=15,15 Nmm; hZ2 = 15,96 Nmms, hZ3=14,35 Nmms.
Widać, że pod względem reologicznym w temperaturze 20°C, są to zaprawy bardzo
zbliżone. Należy nadmienić, że pod względem stabilności zaprawy Z2 i Z3 znacząco się
różniły. Zaprawa Z2 to zaprawa bez skłonności do segregacji, zaprawa Z3 już taką
skłonnością się charakteryzowała. W temperaturze 10 °C zaprawa Z3 charakteryzuje się
podobną wartością parametru g jak w temperaturze 20 °C, 14,27 wobec 15,15 Nmm.
Dla zaprawy Z2 mamy g=14,89 dla 20°C i g=16,77 dla 10 °C, zmiana temperatury zaprawy
z 20 do 10 °C, spowodowała wzrost granicy płynięcia o 12%. Wzrost temperatury do 30°C
wyraźniej wpływa na wartość granicy płynięcia zapraw Z2 i Z3. Dla zaprawy Z2 (ze
środkiem zwiększającym lepkość i superplastyfikatorem) wzrost temperatury z 20 na 30°C
powoduje wzrost granicy płynięcia o 30 %, a dla zaprawy Z3 (z samym
superplastyfikatorem) notujemy wzrost o 65 %. Dodanie środka zwiększającego lepkość
zmniejsza w tym wypadku wpływ temperatury na wzrost granicy płynięcia, i co równie
ważne uodparnia zaprawę na segregację w całym zakresie badanych temperatur. Zaprawy
Z4 i Z5 to zaprawy, w których zastosowano taką samą kombinację domieszek jak
w zaprawach Z1 i Z2, oraz dokonano podmiany części cementu mielonym popiołem
lotnym wapiennym w ilości 20 %. Zaprawa Z4 to zaprawa bez domieszki zwiększającej
lepkość, wykazująca segregację. Wartości granicy płynięcia są zbliżone do wartości
granicy
zaprawy Z1 bez dodatku popiołu lotnego wapiennego. Dodanie środka
zwiększającego lepkość do zaprawy Z5 wyeliminowało segregację, i podwyższyło granicę
płynięcia. Granica płynięcia zaprawy Z5 nie zmienia się istotnie wraz ze wzrostem
temperatury – pomiędzy temperaturą 10 °C a 30 °C, zanotowano wzrost o 15%.
Porównując zaprawy Z2 i Z3 podobne reologicznie widzimy korzystne współdziałanie
domieszek upłynniających i zwiększających lepkość. W przypadku zaprawy Z2 mamy
zapewnioną stabilność, odporność na segregację i niewrażliwość na działanie temperatur w
początkowych 90 minutach, przy podobnych właściwościach reologicznych do zaprawy
Z3. Zaprawa Z3 przy podobnej lepkości i wartości granicy płynięcia ulega segregacji
szybko traci swą urabialność, zwłaszcza w podwyższonej temperaturze
159
Rys. 2. Próbki zapraw w cylindrach pomiarowych o pojemności 500cm3. Nr 1 zaprawa Z1,
nr 2 zaprawa Z2
Rys. 2. Wpływ temperatury na wartość parametru h zapraw, mierzonej w 30 minucie od
chwili dodania wody.
Lepkości plastyczne zapraw Z1 i Z3 są do siebie zbliżone w całym zakresie badanych
temperatur. Nadmiar uwolnionej przez superplastyfikator wody (uwidoczniony segregacją)
powoduje że zaprawy te są mało wrażliwe na zmiany temperatury. Zastąpienie cementu
popiołem lotnym wapiennym w ilości 20 % zwiększa lepkość plastyczną zapraw (Zaprawa
Z4 w porównaniu do zaprawy Z1). Nie jest widoczny wpływ temperatury na lepkość
plastyczną w przypadku zaprawy Z4, również ona była podatna na segregację – uwolniony
nadmiar wody jest niejako wykorzystywany na kompensowanie możliwych zmian
wywołanych temperaturą. Dodanie środka zwiększającego lepkość pozwoliło
wyeliminować segregację i zwiększyło lepkość plastyczną zapraw. W przypadku zapraw
Z4 i Z5 (z popiołem lotnym wapniowym) nie ma wyraźnego wpływu temperatury na
lepkość plastyczną, choć w obu przypadkach w temperaturze 20°C osiąga ona wartość
maksymalną. Lepkość plastyczna zaprawy Z2, w której spoiwem był cement portlandzki
160
CEM I 42,5R, i w której zastosowano domieszkę VA rośnie wraz ze wzrostem temperatury
– pomiędzy 10 a 30°C, zmienia się o 30 %.
Rysunki 3,4 przedstawiają zmiany wartości granicy płynięcia i lepkości plastycznej
wywołane czasem, mierzone w 5, 30, 60 i 90 minucie od chwili dodania wody.
a)
b)
c)
Rys. 3. Wpływ czasu na granicę płynięcia zapraw mierzony w temperaturze 10 (a),
20 (b) i 30°C (c).
Zaprawy w których zaobserwowano segregację (Z1, Z4), nie wykazują wyraźnych zmian
granicy płynięcia wraz z upływem czasu. Nadmiar superplastyfikatora, pozwala na
niwelowanie wpływu czasu. Należy wiązać to z mechanizmami działania
superplastyfikatorów.
Niezaadsorbowany
na
powierzchni
ziaren
cementu
superplastyfikator, pozostaje w „rezerwie”, podtrzymując efekt zawady sterycznej.
Zaprawa Z3, która w swym składzie posiadała najmniej superplastyfikatora (1% m.s.)
charakteryzuje się największym wzrostem granicy płynięcia spowodowanym upływem
czasu. Dzieje się tak dlatego, że cząsteczki upłynniacza są wiązane przez produkty reakcji
hydratacji, którego nie wystarcza na zdyspergowanie cząsteczek żelującego zaczynu
161
cementowego. Utrata urabialności jest tym większa im wyższa jest temperatura zaprawy
jak i otoczenia. Dodatek środków VA (Z2 i Z5) powoduje początkowo wzrost granicy
płynięcia, zwłaszcza w temperaturze 10°C. Wraz z upływem czasu wartość granicy
płynięcia zapraw ze stabilizatorem osiąga podobny poziom co zapraw bez domieszki
zwiększającej lepkość.
Lepkość zapraw po dodaniu VA, co oczywiste ulega zwiększeniu (dla przykładu Z4 wobec
Z5). Nie stwierdzono istotnego wpływu czasu na wartości lepkości plastycznej zapraw
z domieszkami VA. Przez 90 minut, utrzymują się one na stałym poziomie, nie zależnie od
temperatury.
a)
b)
Rys. 4. Wpływ czasu na lepkość plastyczną zapraw mierzony w temperaturze 10 (a),
20 (b) i 30°C (c).
162
4.
Wnioski
Zastosowana domieszka zwiększająca lepkość Rheomatrix 100, wykazała się
dobrym współdziałaniem z zastosowanym superplastyfikatorem Viscocrete 5-600. Po
dodaniu domieszki zwiększającej lepkość następowała stabilizacja zaprawy – została
wyeliminowana segregacja. Zastosowana domieszka VA powodowała zwiększenie granicy
płynięcia i lepkości plastycznej badanych zapraw. W przypadku gdy spoiwem w zaprawie
był tylko cement portlandzki CEM I 42,5 R (Z2) to możemy mówić o tendencji wzrostowej
wartości lepkości plastycznej wywołanej wzrastającą temperaturą zaprawy. W momencie
gdy spoiwo składało się z cementu portlandzkiego CEM I 42,5 R i 20 % popiołu lotnego
wapiennego (Z5) to nie zaobserwowano wpływu temperatury na działanie domieszki
zwiększającej lepkość. Domieszka zwiększająca lepkość zmniejszała podatność zapraw na
utratę urabialności wywołaną czasem. (szczególnie widoczne przy porównaniu zapraw Z2
i Z3). Należy zwrócić uwagę, że zaprawy czy mieszanki betonowe z zastosowaną
w badaniach domieszką zwiększającą lepkość wymagają dłuższego czasu mieszania
szczególnie jest to widoczne temperaturze 10 °C.
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
H. Yamamuro: Property of new polysaccharide derivative as a viscosity agent for
self compacting concrete. In: First International Rilem Symposium on Self
Compacting Concrete, Stockholm, Sweden, RILEM publications, Bagneux, France
(1999), pp. 449–459.
V.A. Ghio and P.J.M. Monteiro: The effects of polysaccharide gum additives on
the shotcrete process. ACI Mater. J. 95 2 (1998), pp. 152–157
V.A. Ghio, P.J.M. Monteiro and L.A. Demsetz: The rheology of fresh cement
paste containing polysaccharide gums. Cem. Concr. Res. 24 2 (1994), pp. 243–249
K. Hayakawa and T. Soshiroda: An experimental study on the concrete containing
cellulose ether. Trans. Jpn. Concr. Inst. 7 (1985), pp. 17–24 Japan Concrete
Institute, Tokyo
Effect of polysaccharides on the hydration of cement paste at early ages A.
Peschard1, A. Govin, P. Grosseau, B. Guilhot, R. Guyonnet Cement and Concrete
Research 34 (2004) 2153–2158
Hans-Carsten Kuehne, Wolfram Schmidt and Birgit Meng. The influence of
temperature on self-compacting concrete in presence of superplasticizer and
additional admixtures. Federal Institute for Materials Research and Testing
(BAM), Berlin, Germany
J. Szwabowski. Reologia mieszanek na spoiwach cementowych, Wydawnictwo
Politechniki Śląskiej, Gliwice, 1999.
163
THE INFLUENCE OF TEMPERATURE ON THE EFFECTIVENESS OF
VISCOSITY MODIFYING AGENTS
Summary
Resistance on the segregation of the self compacting concrete is key question decisive about the
quality of the hardened concrete. Admixtures VMA are very helpful in the assurance resistances on
segregation of the self compacting concrete. This paper presents the results of the research of the
influence of temperature on the yield value and the plastic viscosity of cement mortars, with
amixtures VMA.
164
Gliwice
2010
Magdalena Czopowska - Lewandowicz1
PROBLEM WYTRZYMAŁOŚCI I TRWAŁOŚCI BETONU
W MONOLITYCZNYCH ŚCIANACH SZCZELINOWYCH
1.
Wprowadzenie
Rozrastająca się infrastruktura miejska stawia cały czas nowe wyzwania przed
projektantami. Coraz mniej miejsca pod nowe inwestycje i coraz większe wymagania
inwestorów przyczyniają się do jak najlepszego wykorzystania każdego metra
kwadratowego działki budowlanej. Obecnie wiele obiektów sięga kilkunastu a nawet
kilkudziesięciu metrów poniżej poziomu terenu. Budowę wielu kondygnacji podziemnych
budynków i podziemnych parkingów realizuje się często za pomocą ścian szczelinowych.
Konstrukcje te mogą pełnić rolę ścian podziemnych, fundamentów głębokich, ścian
oporowych oraz przegród przeciwfiltracyjnych. Ich dużą zaletą jest krótki czas realizacji
oraz możliwość wykonania bardzo głębokiej konstrukcji – przy niewielkiej jej szerokości
(60, 80, 100cm) – w bliskim sąsiedztwie istniejących budynków [1]. Ze względu na
technologię wykonania ścian szczelinowych i ograniczoną kontrolę jakości prowadzonych
prac, nawet idealna realizacja ściany nie jest gwarancją „jednorodnej” monolitycznej
konstrukcji pozbawionej wad. Brak jest danych dotyczących wpływu bentonitu na zmiany
struktury wykonanego betonu ścian szczelinowych. Problem ten jest istotny ze względu
rosnącą skalę zastosowania tych konstrukcji oraz dużą odpowiedzialność, gdyż są to
masywne elementy nośne przenoszące duże obciążenia. Poza tym beton ścian
szczelinowych powinien mieć określone właściwości, których kontrola po wykonaniu
konstrukcji jest bardzo utrudniona, a skład mieszanki betonowej w czasie betonowania
może ulec zmianie.
2.
Problem i jego aspekty
Monolityczne ściany szczelinowe betonowane są pod osłoną zawiesiny bentonitowej
metodą Contractor. Mieszanka betonowa podawana jest rurami i układana od najniższych
partii ściany. W miarę układania mieszanki, rury podciągane są ku górze tak, aby zawsze
1
Mgr inż., Politechnika Śląska
165
ich zagłębienie w mieszance wynosiło min. 2m (przy znanym poziomie mieszanki
betonowej), natomiast zawiesina bentonitowa wypierana jest stopniowo z wykopu [7].
Ponieważ obydwie substancje: zawiesina bentonitowa i mieszanka betonowa są dość
płynne, mają wspólną powierzchnię styku i znajdują się w ciągłym ruchu, to nieuniknione
jest ich wymieszanie. Powstaje tylko pytanie, w jakim stopniu się wymieszają i w której
części ściany możemy spodziewać się takiej sytuacji. Zawiesina bentonitowa jest cieczą
tiksotropową, która pozostawiona w bezruchu żeluje, a po wymieszaniu ponownie powraca
do płynnej postaci. Dlatego zawiesina nie może pozostawać w szczelinie zbyt długo – nie
dłużej niż 10 godzin od momentu wykonania wykopu do czasu rozpoczęcia betonowania
[8]. Bentonit zawarty w zawiesinie potrafi absorbować bardzo dużą ilość wody, również
podciągając wodę zawartą w mieszance betonowej. Powoduje to osłabienie struktury
betonu w strefie stykowej. Nie można tutaj zapomnieć, że prace związane z wykonaniem
konstrukcji szczelinowej odbywają się w ośrodku gruntowym. Cząstki gruntu, które znajdą
się w zawiesinie zabezpieczającej wykop, mogą również wraz z nią przedostać się do
mieszanki betonowej, co może lokalnie obniżyć wytrzymałość betonu. Ponieważ głębokość
ścian szczelinowych wynosi przynajmniej kilkanaście metrów, więc często część prac
prowadzonych jest poniżej poziomu wód gruntowych, a także niemożliwa jest
jednorodność gruntu wokół ściany szczelinowej. Zróżnicowane warunki gruntowo – wodne
nie są obojętne dla betonu pracującego w tym środowisku. Zbyt duża wilgotność gruntu
będzie przyczyną napływu wody do mieszanki betonowej i zmiany jej składu. Fakt ten
spowoduje obniżenie gęstości mieszanki, co może pogorszyć proces wypierania zawiesiny
bentonitowej z wykopu. W warstwach suchego gruntu mamy do czynienia z sytuacją
odwrotną: woda jest odciągana z mieszanki betonowej. Powoduje to wzrost porowatości
betonu w ścianie szczelinowej. Dodatkowo w gruncie mogą występować wody agresywne,
które przy zwiększonej porowatości betonu mogą łatwo penetrować w jego strukturę,
powodując korozję betonu. Zarówno więc przy wysokim jak i przy niskim poziomie wód
gruntowych może wystąpić spadek wytrzymałości betonu, wynikający z migracji wody.
Takie warunki pracy betonu niewątpliwie niekorzystnie wpływają na jego trwałość. Jednak
aby dokładnie rozpoznać oddziaływania różnych warunków gruntowo – wodnych na
trwałość betonu, należałoby prowadzić długoterminową obserwację istniejących
konstrukcji właśnie pod tym kątem. Niewątpliwie na trwałość betonu będą też wpływały
zmiany jego wytrzymałości. Największy spadek parametrów wytrzymałościowych
zaobserwujemy, gdy dojdzie do niekontrolowanego wymieszania zawiesiny bentonitowej
z mieszanką. Sytuacja taka jest możliwa w miejscu ich styku, zwłaszcza, że zgodnie
z wymaganiami normowymi mieszanka powinna mieć konsystencję ciekłą lub półciekłą –
co ułatwia ewentualne mieszanie się obu substancji. W przypadku poziomej powierzchni
styku zjawisko to nie jest niepokojące, gdyż ścianę betonuje się zawsze około 0,5m ponad
projektowaną wysokość i zanieczyszczony beton jest skuwany [5]. Najniebezpieczniejsze
dla konstrukcji są jednak te miejsca, do których nie mamy dostępu w trakcie jak również po
jej wykonaniu. Możliwość wymieszania zawiesiny z mieszanką betonową istnieje w
miejscu styku kolejnych sekcji – co spowoduje, że konstrukcje nie będzie stanowić
monolitycznej całości. Wymieszanie nastąpić może również na powierzchni ściany, gdyż
pozostaje tam warstewka zawiesiny pomiędzy konstrukcją a gruntem. Może to skutkować
zmniejszeniem faktycznej grubości otuliny, co będzie szczególnie niebezpieczne w
przypadku występowania w gruncie wód agresywnych. Jednak najintensywniej
przebiegające zjawisko wymieszania obu substancji wystąpi w dolnej części sekcji ściany.
Jest to nieuniknione, gdyż przy podawaniu pierwszej partii mieszanki betonowej następuje
166
wypchnięcie korka z rury wlewowej i w tym miejscu powstają duże zawirowania [3].
Ponieważ proces ten zachodzi w tej części ściany, która nie jest odkrywana po ukończeniu
całej konstrukcji, więc nie wiadomo jaki jest stopień i zasięg tego wymieszania oraz jak
mocno fakt ten wpływa na osłabienie całej konstrukcji.
3.
Badania laboratoryjne
Wiadomo jest, że zawartość bentonitu w mieszance betonowej znacznie obniża
wytrzymałość betonu [2]. Celem podjętych badań jest zobrazowanie z jak dużym spadkiem
wytrzymałości betonu możemy mieć do czynienia w przypadku wymieszania zawiesiny
bentonitowej z mieszanką betonową w trakcie realizacji ściany szczelinowej. Zakres badań
obejmował określenie parametrów wytrzymałościowych betonu z różną zawartością
bentonitu oraz wyznaczeni podstawowych właściwości mieszanek betonowych użytych do
badań. Ponieważ jak już wcześniej wspomniano, nie znamy wielkości wymieszania obu
substancji, więc do badań autorka przyjęła kolejno 5%, 10%, 15%, 25%, 50%, 75%, 100%
udziału zawiesiny w stosunku do objętości przyjętego zarobu. Autorka założyła, że
wielkość podstawowego zarobu jest stała, natomiast czynnikiem zmiennym będzie ilość
zawiesiny dodawanej do założonej objętości mieszanki betonowej (tabl.1). Zawiesina
wykonana została zgodnie z wytycznymi podanymi w „Warunkach technicznych
wykonywania ścian szczelinowych” IBDiM z bentonitu sodowo – wapniowego, a jej
gęstość mieściła się w zalecanym zakresie 1,03 ÷ 1,04 g/cm3 i wynosiła 1,036 g/cm3.
Tablica 1. Zestawienie ilości zawiesiny bentonitowej w odniesieniu do wielkości zarobu.
Ilość zawiesiny
Wielkość zarobu
Oznaczenie ilości
Lp.
podstawowego [dm3]
zawiesiny bentonitowej
[dm3]
[kg]
1.
26,43
0%
0,00
0,00
2.
26,43
5%
1,32
1,37
3.
26,43
10 %
2,64
2,74
4.
26,43
15 %
3,96
4,10
5.
26,43
25 %
6,61
6,85
6.
26,43
50 %
13,22
13,70
7.
26,43
75 %
19,82
20,53
8.
26,43
100 %
26,43
27,38
Mieszanka betonowa wykonana została zgodnie z obowiązującą normą betonową
PN-EN 206 – 1:2003 oraz z wytycznymi zawartymi w normie PN-EN 1538 dotyczącej
specjalistycznych robót geotechnicznych i zgodnie z instrukcjami ITB i IBDiM. Do badań
autorka przyjęła mieszankę o konsystencji S-4 mierzonej wg stożka opadu (konsystencja
półciekła). Mieszankę wykonano na cemencie CEM II/B-M (V-LL) 32,5R, wskaźnik
w/c wynosił 0,36. Klasę betonu przyjęto C25/30. Kruszywo użyte do wykonania mieszanki
było kruszywem naturalnym o maksymalnej średnicy ziarna D max = 16mm. Zawartość
poszczególnych frakcji określona została metodą iteracji, w wyniku której uzyskano
następującą proporcję zmieszań: K3 (piasek) : K2 (frakcja 2÷8mm) : K1 (frakcja 8÷16mm)
= 0,455 : 0,296 :0,249. Projektując skład mieszanki uwzględniono 2% zawartość domieszki
plastyfikatora BV-3. Dla lepszego zobrazowania oddziaływania bentonitu na właściwości
167
wytrzymałościowe betonu, nie zastosowano żadnych dodatków. Końcową recepturę
mieszanki betonowej użytej do badań zawarto w tabeli (tabl.2).
Tablica 2. Receptura mieszanki betonowej przyjętej do badań.
Ilość w 1m3
Składnik mieszanki betonowej
Jednostka
betonu
Kruszywo o frakcji 0÷2mm
kg
716,5
kg
464,6
kg
393,7
Cement CEM II/B-M (V-LL)
kg
576,4
32,5R
Plastyfikator BV-3
kg
11,5
Woda
dm3
209,8
Lp.
1.
2.
3.
4.
5.
6.
Z mieszanki o powyższym składzie, której gęstość była równa 2,37 kg/dm 3
uformowano próbki porównawcze, których wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach
wiązania i twardnienia wynosiła 44,3 MPa, a wytrzymałość na rozciąganie przy rozłupaniu
– 3,7 MPa. Następnie wykonano 7 zarobów, do których kolejno dodawano zawiesinę
bentonitową w wyżej określonych ilościach. Po delikatnym przemieszaniu, imitującym
zawirowania wokół rury wlewowej w wykopie, badano gęstość mieszanki betonowej i jej
rozpływ. W dalszej kolejności formowano próbki sześcienne 15x15x15cm do badania
wytrzymałości na ściskanie i na rozciąganie przy rozłupaniu. Uzyskane wyniki
przedstawione zostały na wykresach (rys. 1 i 2). Na rysunku 1 widać, że wraz
ze zwiększającą się ilością zawiesiny w mieszance następuje spadek gęstości mieszanki
betonowej, gdyż zawiesina ma dwukrotnie mniejszą gęstość od mieszanki. Nawet przy
wymieszaniu obu substancji w proporcjach 1:1, gęstość czystej zawiesiny jest dużo
mniejsza od mieszanki zanieczyszczonej bentonitem.
2,5
2,28
2,25
2,2
2,14
2,09
1,95
2
1,79
GĘSTOŚĆ [kg/dm3]
1,7
1,5
1,036
1,036
0
5
1,036
1,036
1,036
1,036
1,036
1,036
1
0,5
0
10
15
25
50
75
100
ILOŚĆ BENTONITU [%]
GĘSTOŚĆMIESZANKI BETONOWEJ [kg/dm3]
GĘSTOŚĆ ZAWIESINY BENTONITOWEJ [kg/dm3]
Rys. 1. Zależność gęstości mieszanki betonowej od ilości zawiesiny bentonitowej w niej
zawartej.
168
Powstaje tutaj pytanie, czy taka różnica gęstości obu substancji jest wystarczająca, aby
zanieczyszczona mieszanka została wyparta z wykopu przez mieszankę właściwą, czy
spowoduje to jej zamknięcie w konstrukcji ściany.
50
45
44,3
WYTRZYMAŁOŚĆ BETONU [MPa]
40
36,4
35
30
27,6
25
20
20
15
11,7
10
3,7
5
3,2
2,7
2,8
1,8
1,2
0,4
1,1
0,1
0,4 0,02
0
0
5
10
15
25
50
75
100
PROCENTOWA ZAWARTOŚĆ ZAWIESINY BENTONITOWEJ W MIESZANCE BETONOWEJ [%]
WYTRZYMAŁOŚĆ NA ŚCISKANIE [MPa]
WYTRZYMAŁOŚĆ NA ROZCIĄGANIE PRZY ROZŁUPANIU [MPa]
Rys. 2. Wpływ zawiesiny bentonitowej na wytrzymałość betonu po 28 dniach.
Przy nieznacznym spadku gęstości (około 25% przy równej ilości zawiesiny i
mieszanki), wartość rozpływu wzrasta dwukrotnie. Tak duża zmiana konsystencji
mieszanki betonowej ma znaczący wpływ na mechaniczne cechy stwardniałego betonu. Już
przy 5% zawartości zawiesiny w mieszance wytrzymałość betonu na ściskanie oraz na
rozłupanie maleje o około 15% (rys. 2). Tak duży spadek wytrzymałości, nawet jeżeli
sytuacja taka nastąpi tylko w pewnych obszarach ściany szczelinowej, może być bardzo
niebezpieczny dla całej konstrukcji. Dodatkowo podczas wykonywania badań można było
dostrzec, że dodanie niewielkiej ilości zawiesiny (5% a nawet jeszcze 10%) nie wpływało
na jednorodność mieszanki betonowej. Przy wyższym dodatku zawiesiny, nie możliwe było
już całkowite wymieszanie obu substancji (rys.3), natomiast powyżej 25% udziału
zawiesiny nastąpiła segregacja mieszanki betonowej (rys.4).
Rys. 3. Widoczny brak wymieszania zawiesiny bentonitowej z mieszanką betonową.
169
a)
b)
Rys. 4. Przełom próbki betonowej z dodatkiem zawiesiny bentonitowej
a) - 10% udziału zawiesiny bentonitowej; b) - 75% udziału zawiesiny
bentonitowej.
Jeżeli w rzeczywistości w szczelinie zaistnieje sytuacja taka, że procentowy udział
zawiesiny w mieszance betonowej w danej objętości przekroczy 10 %, to wówczas w
betonie zamknięte zostaną przestrzenie wypełnione uwodnionym bentonitem. Te
miejscowe osłabienia konstrukcji ściany mogą być przyczyną znacznych spękań w jej
dolnej części. W takim przypadku nastąpi zwiększona migracja wody gruntowej w głąb
struktury betonu, co spowoduje obniżenie szczelności najniższego pasa ściany
szczelinowej.
Rys. 5. Procentowy spadek wytrzymałości betonu na ściskanie dla różnych rodzajów
bentonitów.
W praktyce inżynierskiej w zależności od rodzaju i stanu gruntu oraz poziomu wody
gruntowej, stosuje się różne bentonity. Najpopularniejsze w naszym kraju są bentonity
sodowo – wapniowe o różnym udziale bentonitu sodowego – bentonitu o najwyższym
stopniu aktywności. Aby sprawdzić jaki jest wpływ rodzaju bentonitu na cechy techniczne
betonu, autorka przeprowadziła opisane powyżej badania używając trzech różnych
bentonitów: bentonitu „standard” (o najmniejszej zawartości bentonitu sodowego),
bentonitu „węgierskiego” i „super” bentonitu (o najwyższej zawartości bentonitu
sodowego). Jednak bez względu na rodzaj użytego bentonitu, zawiesina zawsze miała
170
jednakową gęstość równą 1,036 g/cm3. Wyniki uzyskane przy użyciu zawiesin
wykonanych przy użyciu trzech różnych bentonitów są porównywalne (rys. 5), co dowodzi,
że rodzaj bentonitu nie ma znaczącego wpływu na parametry mieszanki betonowej oraz
stwardniałego betonu. Obniżenie wytrzymałości ściany szczelinowej zależało będzie od
stopnia wymieszania mieszanki betonowej i zawiesiny bentonitowej oraz od tego w jak
dużym obszarze sekcji ściany zaistniała taka sytuacja.
4.
Podsumowanie
Na podstawie przeprowadzonych badań laboratoryjnych, nie można jednoznacznie
odpowiedzieć na pytanie: „jak wygląda spadek wytrzymałości betonu w różnych obszarach
ściany szczelinowej”. Można natomiast stwierdzić, iż nawet niewielkie wymieszanie
zawiesiny bentonitowej z mieszanką betonową powoduje znaczny spadek wytrzymałości
betonu. Aby właściwie ocenić jakość tego betonu, należy wykonać odwierty z istniejącej
konstrukcji. Następnie trzeba zbadać wytrzymałość pobranych próbek na ściskanie oraz
na rozłupanie i porównać wyniki z tymi, uzyskanymi z badań wykonanych w skali
technicznej. Dopiero taka analiza pozwoli odpowiedzieć na postawione powyżej pytanie.
Na podstawie dalszych badań będzie można również stwierdzić, czy właściwe jest
podwyższanie klasy betonu przez projektantów. Zabieg taki jest stosowany, aby
zniwelować wpływ spadku wytrzymałości betonu na pracę konstrukcji [1]. Nie ma jednak
pewności czy wystarczy przyjąć klasę betonu tylko o jedną wyżej niż wynika to z obliczeń
konstrukcyjnych i czy takie postępowanie uchroni ścianę szczelinową przed uszkodzeniem,
jeżeli w betonowej konstrukcji pozostaną przestrzenie wypełnione żelem bentonitowym.
Widać więc, że pomimo coraz bardziej powszechnego stosowania ścian szczelinowych,
pozostaje jeszcze wiele nierozwiązanych problemów związanych z projektowaniem
i realizacją tych konstrukcji.
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
Grzegorzewicz K.: „Projektowanie i wykonywanie ścian szczelinowych”.
Geoinżynieria drogi mosty tunele nr 03/2005.
Jamroży Z.: „Beton i jego technologie”, PWN, Warszawa 2005.
Jarominiak A.: „Betonowanie w wodzie i zawiesinie iłowej.” Warszawa 1993.
Kaczyńska A.: „Bentonit w zawiesinach i betonach”, Materiały Budowlane nr
3/2001.
Świerczyński W., Maćkowiak Z.: „Modyfikacja betonu stosowanego do budowy
ścian szczelinowych i pali wierconych”, Materiały Budowlane nr 3/2003.
Norma PN-EN 206-1:2003 „Beton. Wymagania, właściwości, produkcja i
zgodność”.
Norma PN-EN 1538 „Wykonawstwo specjalistycznych robót geotechnicznych –
ściany szczelinowe”.
Instrukcja ITB (Nr 230): Wytyczne projektowania i wykonywania fundamentów
szczelinowych.
Instrukcja IBDiM: Warunki techniczne wykonywania ścian szczelinowych.
171
THE PROBLEM OF CONCRETE’S RESISTANCE AND DURABLITY IN
MONOLITHIC DIAGRAM WALLS.
Summary.
The technology of concreting of diaphragm walls consists in pressing concrete mix through
the pipes to prepared ditch starting from its bottom, with simultaneous supersession of tisotropic
suspension of wax-spatial ditch’s protecting wall. Bentonite suspension is the most frequently used
one. During the process of concreting, mixing of the part of concrete mix with bentonite suspension
takes place, and it causes the change of resistance properties of hardened concrete. In the paper, the
resistance changes of concrete are analyzed, with different proportions of mixing of bentonite
suspension and concrete mix.
The researches are to test the value of resistance decrease in comparison to assumed concrete’s class.
Such analysis will allow to evaluate the scale of the problem and state how local decrease of concrete
resistance may be dangerous for stability of the whole diaphragm wall.
172
Gliwice
2010
Damian Dziuk1
Magdalena Piechówka2
WŁAŚCIWOŚCI CEMENTU PORTLANDZKIEGO
WIELOSKŁADNIKOWEGO ZAWIERAJĄCEGO POPIÓŁ LOTNY
WAPIENNY
1. Wprowadzenie
Najpowszechniej stosowanymi dodatkami mineralnymi w przemyśle cementowym
są popioły lotne krzemionkowe (V) i mielony granulowany żużel wielkopiecowy (S). Od
momentu wstąpienia Polski w struktury Unii Europejskiej zużycie cementu systematyczne
wzrasta. W ciągu najbliższych dwóch lat szacuje się wzrost konsumpcji cementu o około
18% [1]. Można, zatem spodziewać się wzrostu zapotrzebowania na dodatki mineralne
stosowane do produkcji cementu.
W warunkach krajowych jedną z możliwości zwiększenia zakresu dostępnych
surowców jest stosowanie popiołów lotnych wapiennych (W), które dotychczas nie
znalazły szerokiego zastosowania w produkcji cementu. Powstają one podczas spalaniu
pyłu węglowego z węgla brunatnego w Elektrowniach rejonu konińskiego i Elektrowni
Bełchatów. Rocznie produkuje się około 3,0 mln ton tego rodzaju popiołów lotnych [2].
Według wymagań normy na cementy powszechnego użytku PN-EN 197-1 popiół lotny
wapienny (W) może być stosowany w produkcji cementów po spełnieniu określonych
wymagań jakościowych [3].
W niniejszej pracy przedstawiono wyniki badań cementów portlandzkich
wieloskładnikowych zawierających mielony kamień wapienny (LL) i popiół lotny
wapienny (W). Jeden z cementów został wyprodukowany w warunkach przemysłowych w
cementowni, a pozostałe przygotowano w laboratorium. Wyniki badań parametrów
1
2
mgr inż., Górażdże Cement S.A., Politechnika Śląska w Gliwicach
mgr inż., Politechnika Wrocławska
173
sporządzonych spoiw porównano z właściwościami cementu CEM II/B-M (V-LL) 32,5R,
który jest produkowany na skalę przemysłową.
2. Charakterystyka materiałów stosowanych w badaniach
Do przygotowania cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II/B-M(WLL) użyto cementu portlandzkiego CEM I 42,5R, mielonego kamienia wapiennego (LL)
oraz popiołu lotnego wapniowego o dwóch różnych powierzchniach właściwych (W –
pobrany w elektrowni; W+ - dodatkowy domielony w młynku laboratoryjnym).
Właściwości fizyczne składników podano w tabeli 1, a skład chemiczny w tabeli 2.
Tablica 1. Właściwości fizyczne składników cementów wieloskładnikowych
Gęstość
[g/cm3]
3,11
2,75
2,51
Nazwa składnika
Cement CEM I 42,5R
Mielony kamień wapienny (LL)
Popiół lotny wapienny (W)
Dodatkowo mielony popiół lotny wapienny
(W+)
Powierzchnia właściwa
wg Blaine`a [cm2/g]
3520
4100
2640
2,73
6440
Tablica 2. Skład chemiczny materiałów wykorzystanych do przygotowania cementów
CEM II/B-M (W-LL) oraz cementów porównawczych
Zawartość w % masy
Nazwa składnika
Cement CEM I
42,5R
Popiół lotny
wapienny
(W; W+)
Mielony kamień
wapienny
(LL)
CEM II/B-M (WLL) 32,5R (P)
CEM II/B-M (VLL) 32,5R (P)
Strata
praż.
SiO2
Al2O3
Fe2O3
CaO
MgO
SO3
Na2O
3,5
19,5
4,9
2,9
63,3
1,3
2,8
0,1
0,9
0,05
2,9
42,9
17,2
4,3
25,9
2,0
3,5
0,3
0,1
0,00
42,3
2,7
0,4
0,7
53,0
0,8
0,1
0,1
0,4
0,01
8,8
21,0
6,4
2,9
54,9
2,3
2,3
0,2
0,7
0,06
8,8
21,8
7,1
3,2
54,1
1,5
2,2
0,3
1,1
0,06
K2O
Cl-
W oparciu o składniki wymienione w tabeli 1 i 2 przygotowano 6 cementów portlandzkich
wieloskładnikowych CEM II/B-M (W-LL) o składzie podanym w tabeli 3.
Jako cementy porównawcze stosowano cementy otrzymane w skali przemysłowej:
cement portlandzki wieloskładnikowy CEM II/B-M(W-LL) 32,5R (P) (skład:
klinkier portlandzki – 60%; reagips – 5%; kamień wapienny LL – 20%, popiół
lotny wapienny W – 15%) o gęstości 2,99 g/cm3, powierzchni właściwej 4170
cm2/g i składzie chemicznym podanym w tabeli 2.;
174
cement portlandzki wieloskładnikowy CEM II/B-M(V-LL) 32,5R (P) o gęstości
2,90 g/cm3,
powierzchni właściwej 3790 cm2/g i składzie chemicznym
podanym w tabeli 2.
Tablica 3. Skład przygotowanych cementów CEM II/B-M (W-LL)
Zawartość składnika w składzie cementu, %wag.
Rodzaj cementu
CEM I
42,5R
CEM II/B-M-1 (W-LL)
CEM II/B-M-2 (W-LL)
CEM II/B-M-3 (W-LL)
CEM II/B-M-1 (W+-LL)
65,0
65,0
65,0
65,0
65,0
65,0
mielonego kamienia popiołu lotnego
wapiennego (LL)
wapiennego (W)
10,0
20,0
30,0
-------
25,0
15,0
5,0
25,0
15,0
5,0
mielonego popiołu
lotnego
wapiennego (W+)
------10,0
20,0
30,0
3. Wyniki badań cementów portlandzkich wieloskładnikowych
Na rys. 1 zestawiono wyniki oznaczeń wodożądności badanych cementów. Parametr
ten w przypadku prawie wszystkich sporządzonych cementów jest bardzo zbliżony do
produkowanego od wielu lat cementu portlandzkiego wieloskładnikowego CEM II/B-M
(V-LL) 32,5R i zawiera się w granicach 27±1%. Wyjątek stanowi cement portlandzki
wieloskładnikowy CEM II/B-M-3 (W+-LL), którego wodożądność wynosi 30,3%. Cement
ten zawiera w swoim składzie 30% domielonego popiołu wapiennego, który zwiększył
wodożądność. Przyczyną wyższej wodożądności może być wyższa reaktywność tego
popiołu lub przyspieszona hydratacja zawartego w jego składzie niezwiązanego CaO.
Poziom wodożądności tego cementu jest zbliżony do wodożądności cementu hutniczego
CEM III zawierającego w swoim składzie mielony granulowany żużel hutniczy [6].
35
30,3
30
Wodożądność [%]
25
20
15
10
27,8
27,1 27,1 28,0 27,6 26,7
26,0
CEM II/B-M(V-LL)32,5R (P)
CEM II/B-M(W-LL) 32,5R (P)
CEM II/B-M-1 (W-LL)
CEM II/B-M-2 (W-LL)
CEM II/B-M-3 (W-LL)
5
0
Rys.1. Porównanie wyników badań wodożądności cementów
175
Porównując początki czasu wiązania (rys. 2) można zauważyć, że cementy
portlandzkie wieloskładnikowe CEM II/B-M zawierające popiół lotny wapienny (W)
charakteryzują się krótszym początkiem czasu wiązania w porównaniu do cementu
bazowego CEM II/B-M (V-LL) 32,5R (P). Źródłem tego jest wyższa aktywność popiołu
lotnego wapiennego W we wczesnym okresie hydratacji w porównaniu do popiołu lotnego
krzemionkowego (V) [7]. Pod uwagę należy także brać wyższą zawartość SO 3 pochodząca
głownie z anhydrytu.
Początek czasu wiązania [min]
250
225
190
200
175
150
195
180
160 160
150
CEM II/B-M-1 (W-LL)
CEM II/B-M-2 (W-LL)
CEM II/B-M-3 (W-LL)
100
50
0
Rys. 2. Początek czasu wiązania
Większa aktywność w początkowym okresie twardnienia popiołu lotnego wapiennego (W)
w stosunku do popiołu lotnego krzemionkowego (V) znajduje potwierdzenie również w
wyższej wytrzymałości na ściskanie po 2 dniach, co obrazuje rys. 3.
dniach [MPa]
20
18
16
14
12
10
16,9
14,3
16,7
16,0 15,8
15,7 16,2
15,2
CEM II/B-M-1 (W-LL)
CEM II/B-M-2 (W-LL)
CEM II/B-M-3 (W-LL)
8
6
4
2
0
Rys. 3. Wytrzymałość na ściskanie po 2 dniach twardnienia
176
Wytrzymałość na ściskanie po
28 dniach [MPa]
Podkreślić należy, że wszystkie badane cementy portlandzkie wieloskładnikowe spełniają
wymaganie wytrzymałości wczesnej stawiane klasie 32,5R lub 42,5N.
W przypadku wytrzymałości normowej (po 28 dniach dojrzewania), którą przedstawia rys.
4, wyraźnie jest efekt zwiększenia aktywności przez dodatkowy przemiał popiołu lotnego
wapiennego W+.
50
45
40
35
30
25
42,1
39,4
38,8
38,1
33,0
35,0 36,2 34,7
CEM II/B-M-1 (W-LL)
CEM II/B-M-2 (W-LL)
CEM II/B-M-3 (W-LL)
20
15
10
5
0
Rys. 4. Wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach twardnienia [badania własne]
Wzrost wytrzymałości jest tym wyraźniej widoczny im wyższa jest zawartość
aktywowanego przemiałowo popiołu wapiennego W+ w składzie cementu. Wszystkie
badane cementy osiągnęły wytrzymałość na ściskanie powyżej 32,5 MPa jednak rozrzut
między wynikami jest znaczny (od 33,0MPa do 42,1 MPa). Można zauważyć, że poziom
wytrzymałości normowej cementu CEM II/B-M (V-LL) 32,5R(P) produkowanego na skalę
przemysłową i cementu CEM II/B-M (W-LL) (P) wyprodukowanego podczas próby
technologicznej w cementowni są do siebie zbliżone (odpowiednio 39,4 MPa i 38,1 MPa).
Wyniki badań wytrzymałości na ściskanie zestawione na rys. 5 pokazują, że różnica
w wytrzymałości po 90 dniach pomiędzy cementami zawierającymi popiół lotny wapienny
w postaci niemodyfikowanej (W) a cementami zawierającym dodatkowo mielony popiół
lotny wapienny (W+) jest jeszcze wyraźniejsza niż po 28 dniach. Wzrost wytrzymałości na
ściskanie pomiędzy 28 a 90 dniem jest tym większy im wyższa jest zawartość popiołu
lotnego wapiennego (W+) w składzie cementu. Wytrzymałość cementu CEM II/B-M-1
(W+-LL) zawierającego 10% popiołu wapiennego wzrosła o 7,9MPa, a wytrzymałość
cementu CEM II/B-M-3 (W+-LL) zawierającego 30% popiołu wapiennego wzrosła o 14,1
MPa w stosunku do wytrzymałości 28 dniowej.
177
dniach [MPa]
60
56,2
51,4
50
48,8
46,7
43,5
40
46,0
42,6
38,7
CEM II/B-M-1 (W-LL)
CEM II/B-M-2 (W-LL)
30
CEM II/B-M-3 (W-LL)
20
10
0
Rys. 5. Wytrzymałość na ściskanie po 90 dniach twardnienia [badania własne]
5.
Podsumowanie
Przeprowadzone badania pokazują, że cementy portlandzkie wieloskładnikowe
CEM II/A,B-M(W-LL) zawierające w swoim składzie odpowiedniej jakości popiół lotny
wapienny (W) posiadają zbliżone właściwości do cementu portlandzkiego
wieloskładnikowego CEM II/B-M (V-LL) 32,5R produkowanego na skalę przemysłową.
Zastąpienie popiołu lotnego krzemionkowego (V) przez popiół lotny wapienny (W) w
składzie cementów portlandzkich mieszanych nie wpływa w znaczący sposób na zmianę
wodożądności, jednak początek czasu wiązania uległ wyraźnemu skróceniu.
Cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II/A,B-M(W-LL) zawierające w swoim
składzie aktywowany mechanicznie popiół lotny wapienny (W+) charakteryzują się
znacznie wyższą wytrzymałością na ściskanie niż cementy zawierających ten dodatek w
postaci nieprzetworzonej (W).
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
178
Informator Stowarzyszenia Producentów Cementu 2009
Informator Działalność PGE Elektrowni Bełchatów w dziedzinie ochrony
środowiska 2007
PN-EN 197-1:2002 „Cement. Część 1: Skład, wymagania i kryteria zgodności
dotyczące cementów powszechnego użytku”
Z. Giergiczny „Rola popiołów lotnych wapniowych i krzemionkowych w
kształtowaniu właściwości współczesnych spoiw budowlanych i tworzyw
cementowych” Monografia 325 Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej – Kraków
2006
[5]
[6]
[7]
E. Giergiczny; Z. Giergiczny; A. Weryńska; „Właściwości materiałów wiążących
zawierających popiół lotny ze spalania węgla brunatnego” Cement Wapno Gips nr
11/1988
Giergiczny Z., Małolepszy J., Szwabowski J., Śliwiński J., „Cementy z dodatkami
mineralnymi w technologii betonów nowej generacji”, Wydawnictwo Instytut Śląski
Sp. z o.o., Opole 2002
D. Dziuk „Aktywność dodatków mineralnych stosowanych w produkcji cementu i
betonu” Wybrane zagadnienia z dziedziny budownictwa – badania naukowe
doktorantów Wydawnictwo Politechniki Śląskiej – Gliwice 2009; str.: 283 – 293
PROPERTIES OF PORTLAND-COMPOSITE CEMENTS CONTAINING HIGH
CALCIUM FLY ASH
Summary
Paper describes the influence of high calcium fly ash (W – acc. to EN 197-1) on the properties
of Portland-composites cements (CEM II/B-M). Authors prepared the sets of cements with lime stone
(LL) and calcium fly ash (W) addition and tested parameters like: initial setting time, cement paste
water demand and development of compressive strength in time. Results were compared to the
properties of Portland-composite cement CEM II/B-M (V-LL) 32,5R, produced on industrial scale.
Results shows that the parameters of cement with calcium fly ash (W) and lime stone (LL) addition
are similar to the properties of cements with silicous fly ash (V) and lime stone (LL) addition.
179
180
Gliwice
2010
Michał Drewniok1
WŁAŚCIWOŚCI REOLOGICZNE MIESZANKI
SAMOZAGĘSZCZALNEJ A JEJ PARCIE BOCZNE NA
DESKOWANIE
1.
Wprowadzenie
Znaczne upłynnienie mieszanki samozagęszczalnej powoduje, że wymagania
stawiane konstrukcji deskowań są większe niż w przypadku mieszanek zagęszczanych
tradycyjnie. Nieodpowiednia szczelność oraz wytrzymałość szeroko stosowanych
w dzisiejszym budownictwie systemowych rozwiązań deskowań ściennych niejednokrotnie
powoduje większe lub mniejsze awarie podczas betonowania z zastosowaniem SCC [2,5].
Aby temu zapobiec większość autorów prac dotyczących tej tematyki, przy projektowaniu
deskowania na mieszankę betonu samozagęszaczalnego, proponuje stosować i przyjmować
parcie boczne na deskowanie równe ciśnieniu hydrostatycznemu o wysokości
obliczeniowej równej jednorazowemu betonowaniu. Należy jednak zauważyć, że jest to
znaczne uproszczenie. W związku z utratą urabialności przez zmniejszenie płynności
mieszanki z upływem czasu (zesztywnieniem mieszanki) wraz z występowaniem nie do
końca jeszcze poznanego efektu tiksotropowego żelowania [8,11,15,16-17,19-25],
projektowanie deskowania na parcie hydrostatyczne okazuje się podejściem niezbyt
właściwym, które w znaczący sposób wpływa na kosztochłonność wykonywanych
ustrojów.
2.
Parcie SCC na deskowanie
We współczesnej literaturze m.in. [13,14] przedstawiane są liczne metody
wyznaczania parcia bocznego mieszanki betonowej na deskowanie, uwzględniające
najbardziej niekorzystną sytuację jaką jest wysokość niezwiązanej mieszanki betonowej,
a więc uwzględnia parcie hydrostatyczne na ścianki deskowania oraz prędkość
betonowania (a ta w wielu przypadkach jest z góry założona). Wielkości te obliczyć można
następującymi metodami: modelem niemieckim (Beton Kalender), wg wzoru ACI-347-01,
1
mgr inż., Katedra Inżynierii Materiałów i Procesów Budowlanych Wydziału
Budownictwa Politechniki Śląskiej w Gliwicach, [email protected]
181
wg DIN 18218, wzorami obliczeniowymi wg CIRIA (Construction Industry Research
Information Association – Raport 108), metodą L’Hermite’a, metodą wg O.O. Litwinowa.
Każda z tych metod (oprócz wytycznych DIN 18218) bazuje na najbardziej niekorzystnych
naprężeniach mogących wystąpić podczas betonowania a mianowicie:
p = γ h [kN/m2] lub pmax = GH [kN/m2]
(1)
gdzie:
γ, G – ciężar mieszanki betonowej
h, H – głębokość poniżej powierzchni świeżo ułożonej mieszanki, wysokość
słupa świeżej mieszanki
Przytoczone modele charakteryzują parcie mieszanki ze względu na:
- prędkość wypełniania formy mieszanką (wszystkie metody)
- skład chemiczny mieszanki (wg ACI-347-01)
- temperatury mieszanki podczas betonowania (wg ACI-347-01, DIN 18218, wg
CIRIA, met. O.O. Litwinowa)
- współczynniki określające wpływ domieszek (DIN 18218, wg CIRIA)
- współczynnik przekroju poprzecznego (wg CIRIA)
- kąt nachylenia deskowania od poziomu (metoda L’Hermitte’a)
- głębokość działanie wibratora wgłębnego (metoda L’Hermitte’a)
- kąt tarcia oraz kąt skoku naturalnego mieszanki betonowej (metoda L’Hermitte’a)
- współczynnika zależnego od konsystencji mieszanki betonowej (met. O.O.
Litwinowa)
Żadna z tych metod nie przewiduje jednak zachowania wbudowywanej mieszanki
samozagęszczalnej. Liczne badania wykazują, iż rzeczywiste parcie mieszanki
samozagęszczalnej na deskowanie, w zależności od prędkości betonowania, może być
wyraźnie mniejsze [7,8] niż parcie z zastosowaniem betonu zwykłego, zagęszczanego
tradycyjnie. Taką własność SCC zauważono już podczas pierwszej realizacji, budowy
mostu Akashi Kaikyo w Japoni, gdzie parcie wbudowywanej mieszanki w deskowanie
o wysokości 5,4 m (Rys. 1) wyniosło tylko 18 kPa (betonowanie odbywało się w przeciągu
60 min od zmieszania składników, konsystencja odpowiadała mieszance
samozagęszczalnej). Podczas betonowania nastąpił aż 86 % zapas nośności deskowania
w porównaniu z parciem hydrostatycznym, które wynieść miało 127 kPa [7,8].
Rys. 1. Parcie na ściany deskowania w elemencie mostu Akashi Kaikyo w Japoni [8].
182
Historię opublikowanych badań oraz wyników związanych z pomiarami parcia na
deskowanie SCC przedstawia Rys. 2. Jak można łatwo zauważyć rozrzut procentowej
wartości Pmaximum/Phydrostatic wacha się od ok. 18 do 99 %.
Rys. 2. Przykłady zarejestrowanych wartości parcia mieszanki samozagęszczalnej na
deskowanie [8].
W 2006 r. w [18] przedstawiono kolejne wyniki badań parcia mieszanki
samozagęszczalnej na deskowanie. Wynika z nich, że ze względu na prędkość
betonowania, parcie mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie znacznie różni się od
obliczeniowych wartości, zależności przedstawionych powyżej. Rys. 3 przedstawia
zachowanie mieszanki w zależności od szybkości betonowania, a więc czasu, który jest
m.in. czynnikiem bezpośrednio związanym z utratą urabialności (jak również z efektem
tiksotropowego żelowania – patrz rozdz. 4). Jak widzimy przy prędkości betonowania
mniejszej od 2 m/h parcie mieszanki samozagęszczalnej na deskowania jest wyraźnie
mniejsze od hydrostatycznego, a w przypadku prędkości 0,8 i 1,0 m/h nawet mniejsze niż
przy prędkości betonowania wynoszącej 1,5 m/h dla betonu zwykłego, zagęszczanego
tradycyjnie. Przy prędkości większej, wykres parcia mieszanki na ściany deskowania zbliża
się do wykresu obrazującego parcie hydrostatyczne.
Bardzo podobne zależności przedstawiają wyniki badań [18] wraz z próbą
analitycznego zobrazowania charakteru zachowania się samozagęszczalnej mieszanki
podczas betonowania zarówno podając mieszankę z góry jak i z dołu deskowania (Rys. 4).
W zależności od składu SCC (niskiej zawartości cieczy na bazie polisacharydów
VEA i TEA) w [25] przedstawione zostały wyniki parcia mieszanek betonowych na
deskowanie zaraz po zamieszaniu, po 1-ej, 2-giej, 3-iej i 4-tej godzinie od zaformowania.
Jak łatwo zauważyć, zaraz po wypełnieniu formy mieszanką, osiągnięte naprężenia
w dolnej części deskowania wyniosły 93% wartości parcia hydrostatycznego i z upływem
czasu sukcesywnie malały (Rys. 5).
Te zaskakujące zjawiska występują w następstwie płynności mieszanki, która
zmniejsza się z upływem czasu. Efekt ten nazywa się utrata urabialności. Ponadto
mieszanka pozostawiona w spoczynku wykazuje często efekt odwracalnego zesztywnienia,
183
tzw. żelowania tiksotropowego [6,8,11,15,16]. Mieszanka taka staje się sztywna i nie
wykazuje zdolności do rozpływu samoczynnego.
Rys. 3. Parcie na ściany deskowania w zależności od szybkości betonowania (1,2)
mieszanka samozagęszczalna (w/c - 0,40 i 0,45), (3) mieszanka betonu zwykłego (w/c 0,397) [18].
Rys. 4. Parcie na deskowanie - doświadczalne i obliczeniowe: dla mieszanki układanej od
dołu (a) oraz od góry (b): (1) parcie hydrostatyczne, (2) doświadczalne, (3) obliczeniowe
bez współczynnika , (4) obliczeniowe ze współczynnikiem korekcyjnym [18].
Rys. 5. Parcie na deskowanie mieszanki samozagęszczalnej o niskiej zawartości
polisacharydów (N-Poly-L).
184
3.
Właściwości reologiczne samozagęszczalnej mieszanki betonowej
W literaturze, zachowanie się ciała pod obciążeniem, a tym samym najbliższe
właściwościom reologicznym mieszanki betonowej i najbardziej właściwym wydaje się
model reologiczny ciała Bighama, który uwzględnia zależność naprężenia stycznego , Pa
od sumy granicy płynięcia o, Pa oraz iloczynu lepkości plastycznej pl, Pa s i prędkości
odkształcenia postaciowego , s-1 (2) [1,6-10].
(2)
Naprężenie pozostające poniżej wartości granicy płynięcia o - w sposób
uproszczony odkształcenie dla < o, w rozważaniach dotyczących betonu, pozbawione
jest znaczenia technologicznego (linia przerywana na Rys. 6)
Ciało Binghama, po osiągnięciu granicy płynięcia o (1) reprezentuje ciało
o właściwościach nieliniowych, które przeciwstawia się odkształceniu nie tylko dzięki
swojej granicy płynięcia o, ale także dzięki lepkości plastycznej pl.
Rys. 6. Przebieg odkształcenia i płynięcia mieszanki betonowej pod obciążeniem [1]
Aby uszczegółowić równanie reologiczne mieszanki betonowej, zdaniem autora [1],
oraz biorąc pod uwagę zróżnicowaną jego strukturę wraz z osobliwościami jej zachowania
pod obciążeniem, równanie reologiczne mieszanki betonowej przyjmuje postać (3) lub
równoważną (4):
= (H +
-
vpm) tg
+
= c + (
-
vpm) tg
+
pl
pl
(3)
(4)
o
gdzie:
H
tg
vpm
– ciśnienie spójności kapilarnej,
– naprężenie normalne,
– współczynnik tarcia wewnętrznego,
– stosunek objętości porów międzyziarnowych kruszywa do objętości
mieszanki.
185
Aby mieszanka uważana była za samozagęszczalną, musi charakteryzować się
następującymi właściwościami: musi posiadać odpowiednią płynność, zdolność do
samoodpowietrzenia oraz stabilność. Płynność mieszanki musi być taka, aby zapewnić
szybkie i dokładne wypełnienie formy, zachować projektowane otulenie zbrojenia oraz
wypoziomować górną powierzchnię pod własnym ciężarem [1] (Rys. 7).
Rys. 7. Reologiczne kryteria samozagęszczalności mieszanki betonowej [11]
Charakter parametrów reologicznych zmienia się z upływem czasu. Efekt ten
nazywa się utratą urabialności. Charakter parametrów reologicznych w zależności od czasu
przedstawiono na Rys. 8. Ponadto, mieszanka samozagęszczalna pozostawiona
w spoczynku, wykazuje często efekt odwracalnego zesztywnienia, tzw. żelowania
tiksotropowego [6,8,11,15,16]. Mieszanka taka staje się sztywna i nie wykazuje zdolności
do rozpływu samoczynnego.
Rys. 8. Parametry reologiczne w zależności od czasu [16]
186
Efekt tiksotropowego żelowania
4.
Efekt tiksotropii („pamięć cieczy”) jest z założenia procesem odwracalnym.
Przedstawia on ciało (ciecz), które będąc dłuższy czas w spoczynku uległo „zastygnięciu”
tj. zwiększyło swoją lepkość. Gdy poddamy go ścinaniu (dostarczymy energię), w miarę
upływu czasu, jego lepkość pozorna zacznie się zmniejszać [11]. Dzieje się tak na skutek
stopniowego niszczenia jego struktury. Szybkość rozpadania się wiązań zależy od ich
ilości, które mogą ulec destrukcji. Po ustąpieniu ścinania, w miarę wzrostu potencjalnej
ilości wiązań z czasem, szybkość odbudowy zaczyna rosnąć.
Prosty model ciała tiksotropowego opracował Roussel [20], w który pozwala na
przewidywanie lepkości materiału w zależności od historii przepływu. Schematycznie,
badanie krzywej przepływu, w tym tiksotropii, przedstawiono na Rys. 9. W najbardziej
uproszczonej formie, model Roussel’a zakłada, że granica płynięcia zależna jest od
liniowego czasu odpoczynku (5), (6).
0 ( t)
=
00
+ Athixt
Athix =
0 /T
(5)
(6)
gdzie:
– dynamiczna granica płynięcia (zaraz po poddaniu mieszanki silnemu
ścinaniu),
A t h i x – współczynnik tiksotropowy (Pa/s),
t
– czas spoczynku (po silnym ścinaniu),
T – moment w czasie t.
00
W przypadku samozagęszczalnej mieszanki betonowej, efekt tiksotropowego
żelowania, występuje przed początkiem wiązania cementu (lub do pierwszych chwil
wiązania). W związku z tym, że brak jest jasnych wytycznych dotyczących wyznaczania
wartości tiksotropii, Autor [8] zaleca wyznaczać ją jako pole powierzchni („breakdown
area”) pomiędzy wykresami krzywych szybkości ścinania cieczy tiksotropowej,
sporządzone wpierw dla rosnącej, później dla malejącej szybkości ścinania (Rys. 10,
Rys. 11).
Rys. 9. Schemat badania krzywej przepływu, w tym tiksotropii [10]
187
Jest to jednak kłopotliwe ze względu na sposób wyznaczania tej powierzchni – za
pomocą reometru. Wg autora niniejszego opracowania nie daje to jednak jednoznacznego
i obiektywnego wyniku efektu tiksotropowego żelowania mieszanki betonowej.
Rys. 10. Przykład pętli tiksotropowej dla mieszanki betonowej dla zwiększającej
i zmniejszającej prędkości ścinania [20]
Rys. 11. „Breakdown area” - naprężenia ścinające mieszanki samozagęszczalnej
w zależności od szybkości ścinania [16]
5.
Parcie mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie
W zależności od właściwości mieszanki samozagęszczalnej autorzy [19], wykonując
badania parcia mieszanki betonowej na deskowanie posługując się modelem ściany
o wymiarach 150 x 200 x 25 cm oraz symulowaniu prędkości betonowania wynoszącej 3.5,
188
7, 14, 28, 56 m/h dla ściany o wysokości 1, 3 oraz 6 m, zaproponowali równania (7) i (8)
umożliwiające obliczenie parcia mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie przy
uwzględnieniu tiksotropowego efektu sztywnienia mieszanki stosując założenia
przedstawione na Rys. 12. Dla wysokości ściany wynoszącej 3 m wyniki badań
poligonowych jak i teoretycznych (Rys. 13) wykazało bardzo dobrą zgodność, wskazującą
na praktyczną przydatność tych zależności.
Rys. 12 Założenia przyjęte do rozważań wyprowadzających równania parcia bocznego
mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie (oznaczenia w tekście)
σ h = σ v - 2 × C t i x ×t
σ v = γ × v×t ×σ i m p ×(d a /d ) – ( C t i x × v× t 2 ) /d
(7)
(8)
gdzie:
σh
σv
Cthix
t
γ
v
σimp
d
dA
h
o
– naprężenie na ściany deskowanie,
– naprężenie pionowe,
– współczynnik tiksotropii,
`
– czas od momentu ułożenia mieszanki,
– ciężar mieszanki,
– szybkość betonowania,
– naprężenie dynamiczne od podawania mieszanki betonowej,
– grubość elementu,
– średnica podajnika,
– wysokość słupa świeżej mieszanki betonowej
– granica płynięcia
189
Rys. 13. Porównanie teoretycznej wg (6) i (7) i praktycznej wartości parcia mieszanki
samozagęszczalnej na deskowanie [19].
Wcześniejsze opracowanie [8] przedstawia natomiast zależności pomiędzy
wartością współczynnika parcia mieszanki betonowej jakim są iloraz P maximum/Phydrostatic
a obszarem ścinania („breakdown area”, opisanym wcześniej jako wartość tiksotropii
mieszanki betonowej).
Wykresy obrazują samozagęszczalną mieszankę betonową, która została
zabudowana odpowiednio w 0, 100, 200 minucie od zarobienia (Rys. 14).
Efektem przedstawionych zależności jest porównanie parcia wyznaczonego na
podstawie badań poligonowych oraz rozważań analitycznych (Rys. 15).
Rys. 14. Zależności pomiędzy tiksotropią a parciem bocznym samozagęszczalnej mieszanki
betonowej [8]
Na podstawie wyników badań oraz rozważań, Ovarez i Roussel [21, 24] opracowali
model względnego parcia bocznego mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie (stosunek
parcia występującego w deskowaniu i parcia hydrostatycznego) u podstawy deskowania
190
pod koniec betonowania oraz po czasie od betonowania. Zależności
poniższe równania (8) i (9):
przedstawiają
(8)
(9)
gdzie:
– wysokość mieszanki betonowej,
– prędkość betonowania [m/s],
– szerokość elementu [m],
– przyspieszenie ziemskie,
– gęstość mieszanki,
Porównanie badań oraz
przedstawiono na Rys. 16.
rozważań
teoretycznych
`
(literaturowych)
autorów [24]
Rys. 15. Porównanie wyników badań oraz zależności proponowanego modelu
obliczeniowego [21]
191
Rys. 16. Porównanie bezwymiarowego parcia mieszanki na deskowanie dla przyjętego
modelu: SCC i SCC z włóknami stalowymi [24]
5. Podsumowanie
Celem poprawnego, bezawaryjnego zaprojektowania deskowania pionowego do
wykonania elementów monolitycznych z zastosowaniem betonu samozagęszczalnego,
dzisiejszy inżynier posiadać musi wiedzę o właściwościach mieszanki betonowej, od
momentu jej zarobienia przez jej uformowanie, związanie aż do uzyskania przez beton
wymaganej wytrzymałości. Niestety, stan dzisiejszej wiedzy, niejednokrotnie, przedstawia
teoretyczne rozważania na temat parcia mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie,
możliwe do weryfikacji tylko w warunkach laboratoryjnych. Pomimo, iż SCC
w budownictwie stosowany jest już prawie ćwierć wieku, nie istnieją jasne, praktyczne
wytyczne dotyczące określania faktycznego parcia SCC podczas betonowania w zależności
od składu, czasu czy temperatury otoczenia.
Powoduje
to
nieekonomiczne
wykorzystanie potencjału zarówno ludzkiego jak i sprzętowego przy dostosowywaniu
technologii wykonania konstrukcji monolitycznej z zastosowaniem betonu
samozagęszczalnego. Powyższy referat wykazał, iż niejednokrotnie możliwa jest redukcja
przyjmowanego, teoretycznego parcia hydrostatycznego na deskowanie. Nie jest jednak
możliwe (przynajmniej na razie) przeniesienie zależności rozważań teoretycznych
bezpośrednio na plac budowy, gdzie prostymi testami technicznymi, byłaby możliwość
przybliżonej oceny właściwości reologicznych mieszanki oraz jej zachowania podczas
betonowania.
Literatura
[1]
[2]
[3]
192
Szwabowski J. red. Reologia w Technologii Betonu, Monografia. Wydawnictwo
Politechniki Śląskiej, Gliwice 2009.
Ouchi M., Nakamura S., Osterberg T., Hallberg S-E., Lwin M.Applications of Selfcompacting Concrete in Japan, Europe and United States. W.: High Performance
Computing, 5th International Symposium, ISHPC 2003, Tokyo-Odaiba, Japan, 2003
Czopowski E.: Kształtowanie samozagęszczalności mieszanek betonowych,
Rozprawa doktorska, Gliwice 2004
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
[17]
[18]
[19]
[20]
[21]
Gajewski R.: Beton samozagęszczalny – SCC – przykłady realizacji. Readymix
Radzyna 2001, Radzyna 2001
Drewniok M., Gołaszewski J.: Dobór deskowań systemowych do wykonania
konstrukcji z betonu samozagęszczonego. Inżynieria i Budownictwo, styczeń 2010,
Drewniok M.: Właściwości reologiczne samozagęszczalnej mieszanki betonowej a
jej parcie na deskowanie. XI Sympozjum Naukowo-Techniczne „Reologia w
Technologii Betonu”, Gliwice, czerwiec 2009, s. 131-140,
Billberg P.: Mechanisms behind reduced form pressure when casting with SCC.
First International Symposium of Design, Performance and Use of SelfConsolidating Concreete, SCC’2005, 26-28 May 2005, Changsha, Hunan, China
Billberg P.: Form Pressure Generated by Self-Compacting Concrete – Influence of
Thixotropy and Structural Behaviour at Rest. Doctoral Thesis, Royal Institute of
Technology, Stockholm, Sweden, 2006
Laijub Lu: Construction Technology of Self-Compacting Concrete. First
International Symposium of Design, Performance and Use of Self-Consolidating
Concreete, SCC’2005, 26-28 May 2005, Changsha, Hunan, China
Koehler Eric P.: Use Rheology to Specify, Design and Manage Self-Consolidating
Concrete. 9th ACI International Conference on Superplasticizers & 10th
International Conference on Recent, Seville, Spain, October 2009, p. 609-623
Gołaszewski J.: Technologia betonu samozagęszczalnego a betonu zagęszczanego w
sposób tradycyjny. Przegląd Budowlany, 6/2009, s.28-36
Chiara F.: Concrete Rheology: What is it and why do we need it? First International
Symposium of Design, Performance and Use of Self-Consolidating Concreete,
SCC’2005, 26-28 May 2005, Changsha, Hunan, China
Martinek Wł., Książek M., Jackiewicz-Rek W.: Technologia robót budowlanych.
Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Warszawa 2007
Orłowski Z.: Podstawy technologii betonowego budownictwa monolitycznego.
Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa 2010
Lange D.A., Birch B., Henschen J., Yi-Si Liu, Tejeda-Dominguez F., Struble L.J.:
Modeling Formwork Pressure of SCC. Third North American Conference on the
Design and Use of Self-Consolidating Concrete, Chicago, November 2008
Walraven J.: Taylor made concrete: a new approach in materials design. Delft
University of Technology, Holland
Lowke D.: Superplastucuzers and Thixotropy of Fresh Concrete. 9th ACI
International Conference on Superplasticizers & 10th International Conference on
Recent, Seville, Spain, October 2009, p. 11-37
Skarendahl A. and Billberg P.: RILEM Report 35. Final Report of RILEM TC 188CSC “Casting of Self Compacting Concrete”, RILEM Publication S.A.R.L, April
2006
Beitzel M., Beitzel H., Muller H.S.: Fresh Concrete Pressure of SCC on a Vertical
Formwork, The Third North American Conference on the Design and Use of SelfConsolidating Concrete, Chicago, November 2008
Roussel N.: A thixotropy model for fresh fluid concretes: theory, validation and
applications, Cement and Concrete Research 36 (10) (2006) 1797–1806
Ovarlez G., Roussel N.: A physical model for the prediction of lateral stress exerted
by self-compacting concrete on formwork, RILEM Mater. Struct. 37 (2) (2006) pp.
239–248
193
[22]
[23]
[24]
[25]
Feys D., Velhoeven R., De Schutter G.: Fresh self compacting concrete, a shear
thickening material. Cement and Concrete Research. 38 (2008), pp. 920-929
Jarny S., Roussel N., Le Roy R., Coussot P.: Modelling thixotropic behavior of fresh cement
pastes from MRI measurements. Cement and Concrete Research, 38 (2008), pp. 616-623
Perrot A., Amziane S., Ovarlez G., Roussel N.: SCC formwork pressure: Influence of steel
rebars. Cement and Concrete Research. 39 (2009), pp. 524-528
Kamal H. Khayat, Assad J.: Thixotrophy-enhancing agent – a key component to reduce
formwork pressure of SCC. First International Symposium on Design, Performance and use
of Self-Consoidating Concrete. Changsha, Hunan, China, 26-28 May 2005, pp. 3-16
THE RHEOLOGICAL PROPERTIES OF SELF-COMPACTING CONCRETE AND
ITS EFFECT ON THE FORMWORK PRESSURE
Summary
This paper presents the impact of changes in rheological properties of the self-compacting
concrete pressure on vertical formwork including the time its incorporation, rising speed and
thixotrophy, as a prelude to considering the proper design of formwork in today’s civil engineering
practice.
194
Gliwice
2010
Patrycja Miera1
WPŁYW WŁÓKIEN POLIPROPYLENOWYCH NA
SAMOZAGĘSZCZALNOŚĆ I WYTRZYMAŁOŚĆ NA ŚCISKANIE
FIBROBETONÓW SAMOZAGĘSZCZALNYCH
1.
Wprowadzenie.
Fibrobetony samozagęszczalne tworzą grupę betonów, których cechy techniczne nie
są dostatecznie rozpoznane, głównie ze względu na dużą różnorodność dostępnych
włókien. Dodając do betonu włókna, które są produkowane z różnych materiałów, o
różnych kształtach i wymiarach, dodatkowo różnicując ten dodatek udziałem
objętościowym i rodzajami stosowanych włókien uzyskujemy nowe kompozyty
o odmiennych właściwościach. Jednak każda kombinacja włókien w różnym stopniu
wpływa na właściwości matrycy cementowej. Stąd też coraz szerzej badane są właściwości
fibrobetonów samozagęszczalnych. W mieszankach betonów samozagęszczalnych główny
problem stanowią zmieniające się właściwości reologiczne mieszanki betonowej wraz
ze zwiększeniem udziału objętościowego włókien.
W pracy zainteresowano się wpływem włókien polipropylenowych na właściwości
samozagęszczalnej mieszanki fibrobetonewej i fibrobetonu gdyż niewiele jest takich badań
w literaturze. Włókna polipropylenowe występują w postaci ciętej przędzy o przekroju
kołowym lub w postaci fibrylowanych pasków ciętych z folii. Są jednym z tworzyw
o najniższej gęstości (0.9 g/cm3), niepalnym, o bardzo dobrej odporności na działanie
alkaliów. Są bezpieczne dla ludzi, nietoksyczne i niekłujące, odporne na bakterie, wirusy,
pleśnie oraz odporne na agresję chemiczną. Korzystną cechą jest również dość wysoki
współczynnik tarcia (0,24) oraz stosunkowo wysoka wytrzymałość na rozciąganie
(300 ÷ 700 MPa) [2][3][4][7].
Włókna polipropylenowe stosuje się przede wszystkim w celu ograniczenia
mikrorys powstających w pierwszym okresie hydratacji cementu i kształtowania się cech
wytrzymałościowych. Oczekuje się również, że włókna polipropylenowe poprawią
trwałość fibrobetonów poprzez zmniejszenie nasiąkliwości i wodoprzepuszczalności.
Niewiele jest jednak informacji na temat wpływu włókien na wytrzymałość na ściskanie
fibrobetonów samozagęszczalnych. W pracy [8] jedynie zasygnalizowano, że włókna
1
Mgr inż., Politechnika Śląska
195
polipropylenowe powodują niewielki wzrost wytrzymałości na ściskanie betonów
zwykłych. Nie wiadomo jednak czy ta poprawa jest istotna. Stąd zainteresowanie autorki
badaniami w tym kierunku.
2.
Cel, zakres i metodyka badań.
Celem badań było określenie
wpływu włókien polipropylenowych
na samozagęszczalność i wytrzymałość na ściskanie samozagęszczalnych fibrobetonów.
Badania przeprowadzono w trzech etapach. Każdy etap składał się z dwóch mieszanek
podstawowych, różniących się stosunkiem wodno-cementowym (w/c), modyfikowanych
udziałem objętościowym włókien stalowych (Vf [% obj.]). Dodatkowo w etapie I i II
wprowadzono do mieszanek betonowych domieszkę napowietrzającą w takiej dawce, aby
mieszanki bez włókien zawierały od 4 – 7% powietrza. I etap składał się z fibrobetonów
samozagęszczalnych zwykłych, II etap z fibrobetonów samozagęszczalnych
wysokowartościowych, a w III etapie przedstawiono wpływ udziału objętościowego
włókien na badane cechy nienapowietrzonych fibrobetonów samozagęszczalnych zwykłych
przy większej liczbie poziomów zmienności.
Wskaźnik w/c dobrano na dwóch poziomach w każdym etapie tak, aby wykonane
betony należały do różnych klas wytrzymałościowych. Do badań zastosowano włókna
polipropylenowe fibrylowane o długości 19 mm. Długość włókien została dobrana
ze względu na maksymalny wymiar kruszywa w stosie okruchowym. W badaniach
nie różnicowano długości włókien, ponieważ w pracy [9] wykazano, że na zmianę
parametrów reologicznych mieszanki fibrobetonowej większy wpływ ma udział
objętościowy włókien polipropylenowych niż ich długość.
Maksymalny udział objętościowy włókien w mieszance betonowej określono
doświadczalnie ze względu na zachowanie samozagęszczalności mieszanek
fibrobetonowych. Zalecane maksymalne udziały objętościowe włókien polipropylenowych
w betonie to 0,2% obj. a nawet 0,3% obj. Składy badanych betonów przedstawiono
w tablicy 1, 2 i 3.
Tablica 1. Skład betonów I etapu.
Składniki
Jednostki
B1
w/c
[-]
0,39
φkz
[-]
1,35
Cement CEM III/A 32,5N
[kg/m3]
494,8
LH/HSR/NA
Mączka wapienna
[kg/m3]
54,8
Woda
[kg/m3]
192,4
Piasek
[kg/m3]
908,8
Żwir 2 ÷ 8
[kg/m3]
432,0
Żwir 8 ÷ 16
[kg/m3]
259,2
Superplastyfikator
[% mc]
0,94
Domieszka napowietrzająca (AEA)
[% ms]
0,0024
Udział objętościowy włókien
[% obj.]
0,00; 0,10; 0,15;
polipropylenowych (WPP)
0,20
196
B2
0,50
1,30
367,6
157,6
183,6
908,8
432,0
259,2
1,11
0,0024
0,00; 0,10
Tablica 2. Skład betonów II etapu.
Składniki
Jednostki
B3
B4
w/c
[-]
0,38
0,31
φkz
[-]
1,25
1,25
Cement CEM I 42,5R
[kg/m3]
490,7
536,8
Pył krzemionowy
[kg/m3]
60,6
66,3
Woda
[kg/m3]
187
169
Piasek
[kg/m3]
719
729
Kruszywo łamane (sjenit) 2÷4
[kg/m3]
303
307
[kg/m3]
303
307
3
[kg/m ]
303
307
Superplastyfikator
[% mc]
2,52
3,65
Domieszka napowietrzająca
[% ms]
0,0168
[% obj.]
0,000; 0,075; 0,150
Tablica 3. Skład betonów III etapu.
Składniki
Jednostki
B5
B6
w/c
[-]
0,40
0,55
φkz
[-]
1,40
1,45
Cement CEM II/B-S 32,5R
[kg/m3]
540,1
394,7
Mączka wapienna
[kg/m3]
0,0
148,0
Woda
[kg/m3]
214,5
215,5
Piasek
[kg/m3]
726,5
716,4
Żwir 2 ÷ 8
[kg/m3]
887,9
875,7
Superplastyfikator
[% mc]
0,57
0,70
[% obj.]
0,000; 0,050; 0,075; 0,100; 0,125
Procedura badań: Wykonanie mieszanek betonowych rozpoczęto od wymieszania
suchych składników (za wyjątkiem włókien) – 1min. Następnie dodano wodę
z rozprowadzonym w niej superplastyfikatorem i mieszano przez 1 minutę. Kolejno dodano
domieszkę napowietrzającą i mieszano przez 4 minuty. Następnie dodano włókna
i mieszano jeszcze przez 1 minutę. Po 20 minutach (licząc od początku mieszania)
przemieszano mieszankę betonową ponownie i wykonano badania średnicy i czasu
rozpływu, gęstości objętościowej oraz parametrów reologicznych. Średnicę i czas rozpływu
mieszanki określono wg ASTM C 143 [1], parametry reologiczne (granicę płynięcia g
i lepkość plastyczną h) za pomocą reometru BT2, a zawartość powietrza w mieszance
betonowej wg normy PN-EN 12350-7 [5]. Następnie uformowano próbki do badań
wytrzymałości na ściskanie. Badanie wytrzymałości na ściskanie po 28 dniach wykonano
wg PN-EN 12390-3 [6].
197
3.
Wyniki badań i ich omówienie
Badania średnicy rozpływu (R) i czasu rozpływu (T 50) etapu I i II wykazały, że wraz
ze wzrostem udziału objętościowego włókien maleje średnica rozpływu i wydłuża się czas
rozpływu (rys.1, rys.2, rys.3 i rys.4). Im większa jest średnica rozpływu mieszanki bez
włókien tym więcej włókien można dodać do mieszanki betonowej. W oby dwu etapach
maksymalny udział włókien przy zachowaniu samozagęszczalności wynosił 0,150% obj.
(za wyjątkiem mieszanki betonowej B2). Napowietrzone mieszanki betonowe bez włókien
etapu I i II charakteryzowały się mniejszą średnicą rozpływu i krótszym czasem rozpływu
w porównaniu z nienapowietrzonymi mieszankami.
Rys. 1. Wpływ udziału objętościowego włókien na średnicę rozpływu nienapowietrzonych
i napowietrzonych mieszanek betonowych etapu I.
Rys. 2. Wpływ udziału objętościowego włókien na czas rozpływu nienapowietrzonych
i napowietrzonych mieszanek betonowych etapu I.
198
Dodanie włókien polipropylenowych do napowietrzonych mieszanek również
ograniczyło średnicę rozpływu (za wyjątkiem B1a-Vf WPP = 0,1% obj.) i wydłużyło czas
płynięcia. W związku z tym, że w napowietrzonych mieszankach betonowych na
ograniczenie średnicy rozpływu mają wpływ zarówno domieszka napowietrzająca jak i
wzrost udziału objętościowego włókien, maksymalny możliwy do zastosowania udział
objętościowy włókien zmniejsza się.
i napowietrzonych mieszanek betonowych etapu II.
i napowietrzonych mieszanek betonowych etapu II.
Badania granicy płynięcia i lepkości plastycznej mieszanek fibrobetonowych etapu I
i II przedstawiono na rys. 5 i 6. W badaniach zaobserwowano zależność średnicy rozpływu
od granicy płynięcia i wykazano, że wraz z ograniczeniem średnicy rozpływu wzrasta
granica płynięcia. Zależność ta, była już prezentowana przez innych autorów badań
199
w odniesieniu do włókien stalowych. Zaobserwowano również tendencję wzrostu lepkości
plastycznej wraz ze wzrostem czasy rozpływu. Jednak ta zależność nie ujawniła się tak
jednoznacznie jak w przypadku granicy płynięcia i średnicy rozpływu.
a)
b)
Rys. 5. Wpływ granicy płynięcia na średnicę rozpływu (a) i lepkości plastycznej na czas
rozpływu (b) nienapowietrzonych i napowietrzonych mieszanek fibrobetonowych etapu I.
a)
b)
rozpływu (b) nienapowietrzonych i napowietrzonych mieszanek fibrobetonowych etapu II.
W badania wpływu udziału objętościowego na średnicę rozpływu
nienapowietrzonych
fibrobetonów
samozagęszczalnych
zwykłych
(III
etap)
zaobserwowano stopniowe ograniczenie średnicy rozpływu mieszanek betonowych (rys.7).
W fibrobetonie B5 po przekroczeniu udziału objętościowego 0,075% obj. zaobserwowano
większe ograniczenie średnicy rozpływu. Z każdym wzrostem udziału objętościowego
włókien o 0,025% obj. średnica rozpływu zmniejszyła się o ok. 50 mm. W fibrobetonie B6
nie zaobserwowano takiej zmiany, natomiast wzrost udziału włókien z 0,100% obj.
200
mieszanek fibrobetonowych etapu III.
mieszanek fibrobetonowych etapu III.
do 0,125% obj. przyczynił się do wzrostu średnicy rozpływu o ok. 45 mm.
Prawdopodobnie do takiego wyniku pomiaru przyczyniły się dodatkowe czynniki
zewnętrzne i nie należy domniemywać, że nagle średnica rozpływu będzie wzrastała wraz
ze zwiększeniem udziału objętościowego włókien polipropylenowych. Czas rozpływu
wzrastał wraz ze wzrostem udziału objętościowego włókien dla fibrobetonu B5 a dla
fibrobetonu B6 pozostawał bez zmian (rys.8). Badania samozagęszczalności wykazały dużą
zależność średnicy rozpływu od granicy płynięcia oraz czasu rozpływu od lepkości
plastycznej (rys.9).
201
a)
b)
rozpływu (b) nienapowietrzonych i napowietrzonych mieszanek fibrobetonowych etapu III.
Badania wytrzymałości na ściskanie nienapowietrzonych fibrobetonów
samozagęszczalnych wykazały tendencję wzrostu tej właściwości wraz wzrostem udziału
objętościowego włókien (rys.10). W przypadku napowietrzonych fibrobetonów
zaobserwowano wzrost wytrzymałości na ściskanie wraz ze wzrostem udziału
objętościowego włókien dla fibrobetonu B1a i spadek wytrzymałości na ściskanie
dla fibrobetonu B2a. Dla napowietrzonych fibrobetonów należałoby przeprowadzić
dodatkowe badania w celu określeniu wpływu włókien polipropylenowych
na wytrzymałość na ściskanie.
Rys. 10. Wpływ udziału objętościowego włókien na wytrzymałość na ściskanie
nienapowietrzonych i napowietrzonych fibrobetonów etapu I.
W fibrobetonie wysokowartościowym B4 zaobserwowano wzrost wytrzymałości
na ściskanie wraz ze wzrostem udziału objętościowego włókien, zaś w fibrobetonie B3
spadek wytrzymałości na ściskanie (rys.11). Fibrobetony napowietrzone wykazały spadek
202
wytrzymałości na ściskanie w porównaniu z nienapowietrzonymi fibrobetonami. Różnice
w wytrzymałości na ściskanie należy wziąć pod uwagę podczas projektowania
fibrobetonów mrozoodpornych, gdzie domieszka napowietrzająca wraz z włóknami
polipropylenowymi może obniżyć projektowaną wytrzymałość fibrobetonu.
Badania wytrzymałości na ściskanie fibrobetonów z III etapu wykazały, że wraz
ze wzrostem udziału objętościowego włókien polipropylenowych badana cecha maleje (B5)
lub nie wykazuje istotnych zmian (B6) (rys.12).
nienapowietrzonych i napowietrzonych fibrobetonów etapu II.
fibrobetonów etapu III.
203
4.
Wnioski
W zakresie przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski:
Wzrost udziału objętościowego włókien polipropylenowych zmienia parametry
reologiczne
nienapowietrzonych
jak
i
napowietrzonych
mieszanek
fibrobetonowych czego efektem jest ograniczenie średnicy rozpływu i wzrost
czasu rozpływu.
Napowietrzone mieszanki fibrobetonowe wykazują większe ograniczenie średnicy
rozpływu niż mieszanki nienapowietrzone.
Maksymalny udział objętościowy włókien polipropylenowych nie zależy jedynie
od średnicy rozpływu mieszanki betonowej bez włókien.
Badania wytrzymałości na ściskanie nienapowietrzonych fibrobetonów
samozagęszczalnych zwykłych nie wykazały jednoznacznego wpływu wzrostu
udziału objętościowego włókien.
Wytrzymałość na ściskanie nienapowietrzonego samozagęszczalnego fibrobetonu
wysokowartościowego B4 wzrasta, a fibrobetonu B3 maleje wraz ze wzrostem
udziału objętościowego włókien.
Wzrost udziału objętościowego włókien w napowietrzonych fibrobetonach
samozagęszczalnych generalnie obniża wytrzymałość na ściskanie.
Literatura
[1] ASTM C 143 Standard Test Method for Slump of Hydraulic Cement Concrete.
[2] Osiecka E.: Wybrane zagadnienia z technologii mineralnych kompozytów
budowlanych, Wydawnictwo Politechniki Warszawskiej, Warszawa, 2000.
[3] Petri M., Spisak W., Idzik J.: Ograniczenie spękań w konstrukcjach betonowych.
Materiały Budowlane 1996, Nr 4, s. 14.
[4] Petri M.: Włókna do mikrozbrojenia betonu. Materiały budowlane, Nr 2. 1998, s.
53-54.
[5] PN-EN 12350-7 Badania mieszanki betonowej – Część 7: Badanie zawartości
powietrza. Metody ciśnieniowe.
[6] PN-EN 12390-3 Badania betonu – Część 3: Wytrzymałość na ściskanie próbek do
badania.
[7] Śliwiński J., Zych T.: Fibrobeton z włóknem polipropylenowym: technologia,
właściwości i zastosowanie, Czas. Tech. - Budownictwo / PK.-Z.6, 1995, s. 32-42.
[8] Śliwiński J.: Beton zwykły - projektowanie i podstawowe właściwości. Polski
Cement Sp. z o.o., Kraków, 1999.
[9] Szwabowski J., Ponikiewski T.: The rheological properties of fresh polypropylene
fibre reinforced mortar and concrete. 6th RILEM Symposium on Fibre Reinforced Concretes (FRC) - BEFIB 2004, Varenna, Italy, s. 309-318.
204
INFLUENCE OF POLYPROPYLENE FIBERS ON SELF-COMPACTING
AND COMPRESSIVE STRENGTH OF FIBRE REINFORCED
SELF COMPACTING CONCRETE
Summary
In this paper are presented both influence of increase of volume fraction polypropylene fibers in
mixes on self compacting and compressive strength of self compacting concrete. The researches were
carried out on three stages. In every stage were made two concrete mixes with different water-cement
ratio (w/c), differentiating their content with the fibers’ amount and air entrained admixture.
Used fibers in the research reduce flow diameter of fresh concrete. Polypropylene fibers reduce
compressive strength in air-entrained concretes. In non air-entrained concretes, the influence of
polypropylene fibers on compressive strength is diversified.
205
206
Autorzy referatów:
1.
mgr inż. Grzegorz Cygan, Politechnika Śląska
2.
mgr inż. Magdalena Czopowska – Lewandowicz, Politechnika Śląska
3.
mgr inż. Monika Dąbrowska, Górażdże Cement S.A.
4.
mgr inż. Michał Drewniok, Politechnika Śląska
5.
mgr inż. Damian Dziuk, Górażdże Cement S.A., Politechnika Śląska w Gliwicach
6.
dr inż. Albin Garbacik, ICiMB Oddział w Krakowie
7.
dr hab. inż. Zbigniew Giergiczny, prof. nzw. w Pol. Śl., Górażdże Cement S.A.
8.
dr hab. inż. Jacek Gołaszewski, prof. nzw. w Pol. Śl.
9.
inż. Konrad Grzesiak, BASF Polska Sp. z o.o.
10. dr hab. inż. Elżbieta Horszczaruk, Zachodniopomorski Uniwersytet
Technologiczny w Szczecinie
11. mgr inż. Patrycja Miera, Politechnika Śląska
12. prof. dr hab. inż. Wiesława Nocuń-Wczelik, AGH Kraków
13. dr inż. Aneta Nowak-Michta, Politechnika Krakowska
14. mgr inż. Magdalena Piechówka, Politechnika Wrocławska
15. mgr inż. Tomasz Pużak, Górażdże Cement S.A.
16. mgr inż. Henryk Skalec, P.V. Prefabet Kluczbork Sp. z o.o.
17. mgr inż. Marcin Sokołowski, Górażdże Cement S.A.
18. prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski, Politechnika Śląska
19. dr inż. Grzegorz Śmiertka, ZPB Kaczmarek w Rawiczu
20. mgr inż. Wojciech Świerczyński, Sika Poland Sp. z o.o.
207
Redakcja techniczna: dr inż. Tomasz Ponikiewski
ISBN 978-83-60837-33-7
Wszelkie prawa zastrzeżone
Artykuły zamieszczone w niniejszej publikacji poddane zostały procedurze recenzyjnej
Nakład 400 egz.
Druk: UKiP J&D Gębka, 44-100 Gliwice, ul. Pszczyńska 44, tel./fax 032 231-87-09
208

Rok 2010 - Katedra Inżynierii Materiałów i Procesów Budowlanych

Transkrypt

Podobne dokumenty