reologia w technologii betonu - Katedra Inżynierii Materiałów i

reologia w technologii betonu - Katedra Inżynierii Materiałów i

XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
„Cement – waciwoci i zastosowanie”
GÓRADE CEMENT S.A.
Katedra Inynierii Materiaów i Procesów Budowlanych
Wydzia Budownictwa Politechniki lskiej w Gliwicach
GÓRADE CEMENT
HEIDELBERGCEMENT Group
REOLOGIA W TECHNOLOGII
BETONU
Gliwice
2011
KOMITET PROGRAMOWY
Przewodniczcy:
prof. dr hab. in. JANUSZ SZWABOWSKI
Politechnika lska
ANDRZEJ BALCEREK
Prezes Zarzdu, Dyrektor Generalny Górade Cement S.A.
Czonkowie:
CZESAW NIERZWICKI
Dyrektor Handlowy, Czonek Zarzdu Górade Cement S.A.
prof. dr hab. in. ARTEM CZKWIANIANC
Politechnika ódzka
dr hab. in. JACEK GOASZEWSKI, prof. nzw. w Pol. l.
Politechnika lska
dr hab. in. ZBIGNIEW GIERGICZNY, prof. nzw. w Pol. l.
Politechnika lska; Centrum Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o.
dr hab. in. WOJCIECH PIASTA, prof. nzw. w Pk
Politechnika witokrzyska
dr in. Grzegorz BAJOREK
Politechnika Rzeszowska
Sekretariat sympozjum:
Jolanta Katuszonek
Katedra Inynierii Materiaów i Procesów Budowlanych
Wydzia Budownictwa Politechniki lskiej
ul. Akademicka 5, 44-100 Gliwice
tel. (0-32) 237-22-94
fax (0-32) 237-27-37
e-mail: [email protected]
SPIS TRECI
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
I sesja
Przewodniczcy sesji - prof. dr hab. in. Janusz Szwabowski
Politechnika lska
- str. 5
1. Waciwa pielgnacja a trwao betonu. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
- dr in. Grzegorz Bajorek, Politechnika Rzeszowska
2. Wpyw popiou lotnego na wytrzymao betonu o wysokim
punkcie piaskowym
....................
- str. 17
- prof. dr hab. in. Artem Czkwianianc, mgr in. Dawid Moszczy
ski, Politechnika
ódzka
3. Beton wysokowytrzymaociowy z cementu hutniczego
CEM III/A 42,5N-NA/HSR
....................
- str. 33
- mgr in. Tomasz Adamczuk, Centrum Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o.,
dr hab. in. Zbigniew Giergiczny, prof. nzw. w Pol. l., Politechnika lska;
Centrum Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o.
4.
Produkty specjalne w ofercie Górade Beton
. . . . . . . . . . . . . - str. 45
- mgr in. Tomasz Puak, Centrum Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o.,
mgr in. Krzysztof Szersze
, Górade Cement S.A.
5.
Projektowanie betonu samozagszczalnego
. . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 62
- dr hab. in. Jacek Goaszewski prof. nzw. w Pol. l., prof. dr hab. in. Janusz
Szwabowski, Politechnika lska
II sesja
1.
Przewodniczcy sesji - dr hab. in. Zbigniew Giergiczny
prof. nzw. w Pol. l., Politechnika lska, Centrum
Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o.
Wpyw rodzaju cementu na skurcz i pcznienie betonu
. . . . . . . . . . . . . . - str. 73
- dr hab. in. Wojciech Piasta prof. nzw. w Pk, mgr in. Hubert Sikora, Politechnika
witokrzyska
3
2.
- str 88
Waciwoci kompozytów cementowych z du iloci wókien krótkich
- dr in. Waldemar Pichór, Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie
3.
Betony z proszków reaktywnych – podstawy projektowania, waciwoci,
zastosowanie
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 102
- dr in. Tomasz Zdeb, Politechnika Krakowska
4.
Problemy z waciwym napowietrzeniem betonu samozagszczalnego
. . . - str. 118
- dr in. Beata aniewska – Piekarczyk, Politechnika lska
5.
Ksztatowanie urabialnoci fibrobetonu samozagszczalnego
. . . . . . . . . . - str. 131
- dr in. Tomasz Ponikiewski, Politechnika lska
6.
Wpyw wókien stalowych na wybrane waciwoci betonu
samozagszczalnego
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. . . . . . - str. 141
- mgr in. Patrycja Miera, prof. dr hab. in. Janusz Szwabowski, Politechnika lska
7.
Korozja siarczanowa betonu. Mechanizm i metody bada . . . . . . . . . . . . . - str. 149
- mgr in. Monika Dbrowska, Politechnika lska w Gliwicach, Centrum
Technologiczne BETOTECH Sp. z o.o.
8.
Reakcja alkaliczna ASR w betonie – metody bada . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 163
- mgr in. Wojciech Drod, Instytut Ceramiki i Materiaów Budowlanych w
Warszawie, Oddzia Szka i Materiaów Budowlanych w Krakowie.
9.
Beton w cianach szczelinowych – jaki ma by?
. . . . . . . . . . . . . - str. 175
- mgr in. Magdalena Czopowska – Lewandowicz, Politechnika lska
4
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Grzegorz Bajorek 1
WACIWA PIELGNACJA A TRWAO BETONU
1.
Wprowadzenie
Prawidowo wykonany projekt konstrukcji na podstawie aktualnych norm
(Eurokodów) w sposób cisy okrela wymagane waciwoci dla kadego materiau
konstrukcyjnego, w tym take betonu. Dotyczy to na równi dwóch grup waciwoci – tych
odpowiedzialnych za nono konstrukcji (charakterystyki wytrzymaociowe, definiowane
zwaszcza poprzez okrelenie klasy wytrzymaoci betonu), a take tych odpowiedzialnych
za oczekiwan trwao konstrukcji w odniesieniu do klasy oddziaywania rodowiska
(m.in. szczelno struktury zapewniajca jej nieprzepuszczalno dla cieczy i gazów,
mrozoodporno, wyraane np. stopniami wodoszczelnoci, mrozoodpornoci, czy
nasikliwoci). Wyspecyfikowane w taki sposób wymagania musz by póniej uzyskane
w trakcie wykonywania konstrukcji. Su temu po kolei czynnoci technologiczne,
których celem jest spenienie zaoe
projektanta:
x projekt mieszanki betonowej i badania wstpne,
x wytwarzanie mieszanki betonowej (warunki produkcji i kontrola produkcji),
x transport mieszanki betonowej (rodki transportu, czas transportu),
x wbudowywanie mieszanki betonowej (sposób podawania – np. pompowanie,
zagszczanie),
x pielgnacja betonu (warunki wilgotnociowe, warunki temperaturowe,
zabezpieczenie przed uszkodzeniami mechanicznymi).
Z punktu widzenia wpywu poszczególnych wymienionych powyej dziaa
na efekt
ko
cowy, naley wyranie stwierdzi, e s one jednakowo wane i stanowi kompletny
pakiet, konieczny do zrealizowania w odniesieniu do kadej wykonywanej konstrukcji.
Brak któregokolwiek ogniwa moe wpyn na obnienie bezpiecze
stwa bd skrócenie
czasu uytkowania budowli.
Wydaje si, e najbardziej niedocenianym w codziennej praktyce budowlanej jest ostatni
etap procesu – pielgnacja betonu.
1
dr in. Politechnika Rzeszowska, Centrum Technologiczne Budownictwa przy
Politechnice Rzeszowskiej, 35-105 Rzeszów, ul. Przemysowa 23, [email protected]
5
2.
Potrzeba pielgnacji i ochrony betonu
Prawidowy przebieg dojrzewania betonu nierozerwalnie czy si z procesami
hydratacji spoiwa polegajcymi zasadniczo na chemicznym wizaniu wody wprowadzonej
do mieszanki na etapie produkcji. Odsonita powierzchnia wieo wbudowanego betonu
naraona jest jednak na oddziaywanie czynników atmosferycznych, które doprowadzi
mog do jej przesuszenia. Zwaszcza latem, gdy wystpuj ekstremalne temperatury, czsto
w poczeniu z innymi zjawiskami atmosferycznymi (nasonecznienie, wiatr) zakócone
zostaj procesy hydratacji, a nawet mog by bezpowrotnie przerwane. W skrajnych
przypadkach, przy na przykad betonach lub zaprawach pósuchych czy wilgotnych, moe
nastpi cakowite ich przesuszenie i zatrzymanie wizania i dojrzewania. W argonie
budowlanym mówi si wtedy o „spaleniu” cementu w mieszance, a zjawisko to jest
nieodwracalne. Czciowe zakócenie procesu dojrzewania prowadzi do obnienia
ko
cowej oczekiwanej wytrzymaoci betonu, a struktura materiau staje si mniej odporna
na agresywne oddziaywania rodowiska. Obnia si zatem trwao wykonanej
konstrukcji. Negatywnym skutkiem odparowywania wody i przesuszania betonu jest
wzmoony skurcz, zwaszcza ten w pocztkowym okresie dojrzewania. Jest to okres kiedy
wytrzymao betonu (zwaszcza wytrzymao na rozciganie) jest jeszcze bardzo maa i
materia nie jest w stanie przeciwstawi si napreniom wewntrznym wywoanym
zmianami objtoci. Nastpuj wtedy zarysowania, zwaszcza powierzchniowe, a nawet
pknicia elementów konstrukcyjnych. Obnia si ich nono lub nastpuje utrata
waciwoci uytkowych konstrukcji (np. szczelno zbiorników), ale w szczególnoci
otwiera si struktura materiau na migracj czynników korozyjnych (np. CO2, Cl¯). To
obnia trwao budowli.
Zarówno wytrzymao jak i trwao betonu silnie uzalenione s od stopnia
hydratacji (). Znana zaleno podana przez Powersa [np. 1]:
Vp = 100 w/c – 36,15 (1)
wykazuje, e wikszy stopie
hydratacji (), to mniejsza porowato kapilarna (Vp), a to
ona wanie wpywa na wytrzymao i trwao materiau. Dla zwikszania wytrzymaoci
i trwaoci, porowato kapilarna (Vp) powinna by minimalizowana, a to osiga si przede
wszystkim poprzez zmniejszenie iloci wody zarobowej (w) na etapie projektowania skadu
betonu. Teoretycznie, przy wskaniku w/c równym lub mniejszym 0,3615 moliwe jest
uzyskanie betonu cakowicie pozbawionego porowatoci kapilarnej, pod warunkiem
jednak cakowitego zrealizowania procesów hydratacji ( = 1) – aby to osign, nigdy w
betonie nie moe zabrakn wody dla reakcji tej czci skadników, które jeszcze nie
zdyy przereagowa. Konieczna jest zatem waciwa ochrona rozdeskowanego betonu
przed odparowywaniem wody, która nie zostaa jeszcze zwizana procesami hydratacji. Z
przedstawionej zalenoci wynika take, e atwiej zaszkodzi przesuszeniem betonom
wyszej klasy ni niszej, bo znacznie mniejszy jest „zapas” wody zarobowej nie
uczestniczcy w procesach wizania i twardnienia betonu.
Ogromne znaczenie z punktu widzenia trwaoci, oprócz porowatoci kapilarnej, maj
zarysowania, a nawet pknicia betonu. Otwieraj one struktur betonu na migracj
czynników korozyjnych, sigajc czsto a do zbrojenia konstrukcyjnego, naraajc go
bezporednio na korozj. Zarysowania mog by efektem napre
wywoanych
6
obcieniem konstrukcji i wynikaj wtedy bezporednio z pracy statycznej elementu
(zwaszcza rozciganego lub zginanego). Mog by te skutkiem skurczu betonu, który jest
jego naturaln waciwoci. Skurcz moe pojawi si ju na etapie wieo wbudowanego
betonu (przed rozpoczciem procesów twardnienia) i wtedy okrela si go jako skurcz
plastyczny (rys. 1). Pojawia si take póniej i jest zjawiskiem dugotrwaym, jako skurcz
wysychania i skurcz autogeniczny (rys. 2). Wystpuje zawsze wtedy, gdy odksztacenia
pozbawione swobody (wbudowane elementy zbrojenia, tarcie o deskowanie, tarcie o
podoe, itp.) wywoaj naprenia przekraczajce w danej chwili wytrzymao betonu na
rozciganie. Mona to opisa zalenociami:
t = E · s
(2)
t fs
(3)
oraz
gdzie:
t – naprenia rozcigajce,
E – modu odksztacenia betonu (róny w trakcie dojrzewania),
s – odksztacenie swobodne,
fs – wytrzymao betonu na rozciganie (róna w trakcie dojrzewania).
Rys.1. Zarysowania posadzki betonowej skurcz plastyczny
Rys. 2. Pknicie pyty stropowej skurcz wysychania
Oczywicie we wczesnym okresie, take tu po wbudowaniu mieszanki betonowej,
nawet bardzo mae odksztacenia powoduj zarysowanie betonu, gdy wykazuje on wtedy
znikom wytrzymao na rozciganie. W miar dojrzewania i tym samym narastania
wytrzymaoci zagroenie zarysowaniem maleje, pod warunkiem jednak, e tempo
narastania wytrzymaoci pozostanie wiksze ni tempo narastania odksztace
powodowanych skurczem. Skurcz natomiast jest bezwzgldnie powizany z warunkami
wilgotnociowymi dojrzewania (tylko beton w stanie staego nasycenia wod nie wykazuje
skurczu, a moe nawet wystpi pcznienie).
Dotychczasowe dowiadczenia inynierskie i technologiczne wykazay, e przekroczenie
wartoci ubytku wody z powierzchni dojrzewajcego betonu w iloci wikszej ni 1,0
kg/(m2·h) (zalecenia np. Ameryka
skiego Instytutu Betonu ACI) stanowi realne
zagroenie pojawiania si zarysowa
na powierzchni dojrzewajcego betonu. W celu
7
atwego okrelenia wielkoci odparowania wody w zalenoci od
temperaturowych mona korzysta z diagramu przedstawionego na rys. 3.
warunków
Rys. 3. Diagram do wyznaczania iloci odparowywanej wody z powierzchni betonu w
odniesieniu do temperatury betonu oraz zewntrznych warunków dojrzewania [np. 2]
Oprócz wykazanych powyej niekorzystnych zjawisk dotyczcych dojrzewajcego
betonu mog wpywa destrukcyjnie na jego struktur take inne oddziaywania.
Zamarzajca woda w wieym betonie jest szczególnie niebezpieczna dla dopiero
ksztatujcej si struktury materiau (rys. 4). Rozrywane s wtedy te najwaniejsze,
pierwsze wizy krystaliczne produktów hydratacji. Nawet jeli uda si unikn takich
8
uszkodze
(ich skutkiem moe by znaczna utrata wytrzymaoci) to zamarzajca woda
tworzy wasne krysztay, zawsze majce taki ksztat, e po ich roztopieniu pozostaje we
wntrzu betonu mocno rozwinita sie kapilar (rys. 6). Otrzymujemy wtedy materia
konstrukcyjny cakowicie nie zabezpieczony, nieodporny na oddziaywanie rodowiska,
wic nietrway.
Rys.4. Rozmroona struktura betonu widoczna korozja ugujca
Rys. 5. Uszkodzona powierzchnia betonu
od opadu deszczu
Uszkodzenia betonu, zwaszcza strefy przypowierzchniowej mog wywoa opady
atmosferyczne (rys. 5). Z jednej strony mog to by zwyke mechaniczne uszkodzenia
spowodowane uderzeniami kropli deszczu, a z drugiej strony opisane powyej skutki
nadmiaru wody zarobowej, rozcie
czonej dodatkowo wod opadow. Ulega wtedy
destrukcji ta cz elementu, która jest najwaniejsza z punktu widzenia jego trwaoci. W
póniejszej eksploatacji to tdy otworzy si droga do migracji czynników korozyjnych w
struktur materiau.
Uszkodzi struktur wieego betonu mog take oddziaywania czysto mechaniczne: np.
drgania (rys. 7), wstrzsy czy uderzenia, powodujc powstanie mikrozarysowa
, zarysowa
czy nawet pkni materiau.
Rys. 6. Przemroenie powierzchni betonu
Rys. 7. Zarysowania od drga
wieo
wbudowanego betonu
9
Biorc pod uwag opisane powyej niekorzystne zjawiska dotyczce wczesnego etapu
„ycia” betonu suszne staj si zapisy wieo opublikowanej normy obejmujcej
wykonywanie konstrukcji betonowych PN-EN 13670 [3], zawarte w punkcie 8.5:
„8.5.(1)Mody beton powinien by pielgnowany i chroniony:
a) aby zminimalizowa skurcz plastyczny,
b) aby zapewni odpowiedni wytrzymao powierzchniow,
c) aby zapewni odpowiedni trwao strefy przypowierzchniowej,
d) przed szkodliwymi warunkami atmosferycznymi,
e) przed zamarzaniem,
f) przed szkodliwymi drganiami, uderzeniami lub uszkodzeniami.”
3.
Sposoby pielgnacji
Prawidowa pielgnacja to przede wszystkim pielgnacja adekwatna do rodzaju
(ksztatu, wymiarów, masywnoci) elementu konstrukcyjnego oraz warunków rodowiska
(temperatura, nasonecznienie, wiatr, wilgotno powietrza) w jakich dojrzewa
uformowany element betonowy. Zasada podstawowa jest taka, e pielgnacja ma pomaga
w rozwoju pozytywnych waciwoci betonu (m.in. wytrzymao, szczelno struktury),
a nigdy szkodzi (np. uszkodzenie powierzchni jeszcze sabego betonu poprzez
wypukiwanie skadników zbyt silnym strumieniem wody uywanej do polewania
elementu, lub powodowanie szoku termicznego na powierzchni elementu wskutek
polewania go du iloci wody o znacznie niszej temperaturze ni temperatura betonu).
Metoda pielgnacji powinna by dobrana do moliwoci technicznych realizowanego
obiektu z uwzgldnieniem koniecznych kosztów zwizanych z jej wykonywaniem.
Najczciej jest to:
x W przypadku konstrukcji formowanych w deskowaniach (np. elementy cian,
supów, eber, podcigów, ram, stropów, zbiorników, itp.) – pozostawienie betonu
w deskowaniach. Metod t czsto ograniczaj koszty wynikajce z
przetrzymywania deskowa
. Oczywicie ma ona zastosowanie zwaszcza w
przypadku deskowa
wykonanych z materiaów szczelnych (sklejki wodoodporne,
blaty stalowe, pyty z tworzyw sztucznych) gdy wtedy zatrzymuj wod
wprowadzon wraz z wbudowywanym betonem. Materiay inne, przesikliwe
(sklejka zwyka, tarcica), wymaga bd dodatkowego nawilania. Wprawdzie
przesuszenie powierzchni betonu jest znacznie opónione w czasie (najpierw
wyschnie deskowanie, dopiero póniej beton), ale przy szczególnie niekorzystnych
warunkach mona do tego doprowadzi.
x Nawilanie powierzchni betonu poprzez polewanie, a we wczesnej fazie
dojrzewania wycznie poprzez zraszanie, by nie uszkodzi mechanicznie sabej
powierzchni (np. górne odkryte powierzchnie zabetonowanych elementów j.w.,
powierzchnie posadzkowe, pyty stropowe, nawierzchnie parkingowe, nawierzchnie
drogowe, itp.). Do trudne w realizacji z uwagi na konieczny dostp do duej iloci
wody biecej (koszty!) oraz wymagajce duej systematycznoci w powtarzaniu
zabiegu, równie po zako
czeniu zmiany roboczej, w weekendy (szczególnie w
warunkach ekstremalnych – wysoka temperatura, nasonecznienie, wiatr).
Dodatkowe zagroenia tej metody to moliwo szoku termicznego dla elementu
konstrukcyjnego przy duej rónicy temperatur (zimna woda – rozgrzany element),
co moe skutkowa zarysowaniem powierzchni elementu, a nawet jego pknicie.
10
x
Nawilanie powierzchni betonu poprzez polewanie i zatrzymanie wody przy
pomocy materiaów chonnych (rys. 8), np. wóknin (elementy j.w., najpowszechniej
stosowane przez firmy realizujce obiekty mostowe, pyty parkingowe,
nawierzchnie drogowe, pyty fundamentowe). Metoda znaczco lepsza od
poprzedniej – zdecydowanie zmniejsza czstotliwo polewania oraz ilo
zuywanej wody. Minimalizuje moliwo zapomnienia o polewaniu – czas
cakowitego przesuszenia jest duo duszy ni dla powierzchni odkrytej, nawet
przy bardzo niekorzystnych warunkach temperaturowych czy przy wietrznej
pogodzie.
Rys. 8. Nawilanie betonu nasyconymi
wod wókninami
Rys. 9. Powlekanie powierzchni posadzki
preparatem bonotwórczym
Rys. 10. Zabezpieczenie powierzchni
posadzki foli
Rys. 11. Osonicie elementu foli
x
x
Zalewanie caej powierzchni betonu wod i stae utrzymywanie warstwy wody (np.
pyty denne zbiorników, pyty fundamentowe, itp.). Metoda trudna w realizacji,
gdy wymaga dodatkowego uksztatowania „basenu”, np. poprzez obmurowanie.
Utrudnia dalsze prowadzenie robót, ale ochrona jest wyjtkowo skuteczna,
szczególnie w zakresie skurczu betonu – std czsto stosowana w budownictwie
hydrotechnicznym, gdzie wymaga si szczelnoci obiektu.
Zabezpieczenie betonu przed odparowaniem wody wprowadzonej do betonu na
etapie jego wytwarzania i wbudowywania poprzez pokrycie powierzchni
11
x
x
preparatami bonotwórczymi (ywicznymi lub parafinowymi) (rys. 9). Stosowana
zwaszcza do pokrywania elementów wielkopowierzchniowych (np. posadzki, drogi,
pyty parkingowe, pyty lotniskowe). Metoda bardzo skuteczna, wykorzystujca
podstawow zasad technologii betonu – ilo wody wprowadzonej do mieszanki
betonowej w trakcie produkcji jest 3 do 4 razy wiksza od iloci wody potrzebnej do
hydratacji cementu. Wystarczy wic zatrzyma j we wntrzu dojrzewajcego
betonu. W zalenoci od docelowego przeznaczenia powierzchni betonu stosuje si
preparaty ywiczne, trudne do cignicia, lub parafinowe, praktycznie
samozuszczajce si. Ograniczeniem w stosowaniu jest konieczno zdjcia warstw
powokowych w przypadku dalszego betonowania konstrukcji lub nanoszenia
innych materiaów na konstrukcj (np. zapraw, klejów, powok malarskich, itp.).
Zabezpieczenie
betonu
przed
odparowaniem
wody
w
elementach
wielkopowierzchniowych przy pomocy rozoonych arkuszy (pasm) folii
polietylenowej (rys. 10). Mniej skuteczna od preparatów powokowych z uwagi na
niecigo materiau chronicego. Podatna na zrywanie i przenoszenie przez wiatr.
Ogranicza w pewnym zakresie swobod prowadzenia dalszych robót.
Zabezpieczenie betonu przed odparowaniem wody w elementach smukych,
cienkociennych, maogabarytowych szczególnie naraonych na przesuszanie, przy
pomocy owijania cienk foli polietylenow, tzw. opakowaniow (rys. 11). Metoda
coraz czciej stosowana z uwagi na atwo uycia. Umoliwia szybkie
rozdeskowanie elementów i zapewnia skuteczne zatrzymanie wody wprowadzonej
do betonu na etapie jego wytwarzania.
4.
Czas trwania pielgnacji
Przy ustalaniu czasu trwania pielgnacji najlepiej posuy si zaleceniami normy PNEN 13670 „Wykonywanie konstrukcji betonowych”. Wymagany czas uzaleniony jest od
rozwoju waciwoci betonu w strefie powierzchniowej. Rozwój waciwoci betonu
opisany jest 4 klasami pielgnacji, okrelajcymi czas pielgnacji lub procent wymaganej
wytrzymaoci charakterystycznej na ciskanie po 28 dniach dojrzewania (zgodnie z tabl.
1). Planowana do zastosowania klasa pielgnacji powinna by okrelona w specyfikacji do
projektu, a jej wybór uzaleniony od klasy ekspozycji betonu wedug wymaga
normy PNEN 206-1 „Beton. Cz 1: Wymagania, waciwoci, produkcja i zgodno” [3]
równoznacznych z okrelanymi przez norm projektow konstrukcji PN-EN 1992
„Eurokod 2. Projektowanie konstrukcji z betonu.”[4]
Czas (h)
Procentowy przyrost
projektowanej 28dniowej
wytrzymaoci
charakterystycznej
a)
Tablica 1. Opis tablicy.
Klasa
Klasa
Klasa
pielgnacji 1
pielgnacji 1
pielgnacji 1
12a)
Nie stosuje si Nie stosuje si
Nie stosuje
si
35%
50%
Klasa
pielgnacji 1
Nie stosuje si
70%
Czas wizania nie moe przekracza 5 godzin, a powierzchnia betonu powinna mie
temperatur nie mniejsz ni +5°C
12
W zalenoci od przyjtej klasy pielgnacji przyjmuje si minimalne czasy jej
prowadzenia uzalenione od:
x przyrostu przypowierzchniowej wytrzymaoci betonu równemu 35, 50 lub 70%
projektowanej 28-dniowej wytrzymaoci charakterystycznej – tabl. 2,3 i 4,
x temperatury powierzchni betonu,
x wskanika rozwoju wytrzymaoci betonu r = (fcm2/fcm28), okrelajcego stosunek
wytrzymaoci 2-dniowej do wytrzymaoci 28-dniowej, wyraajcego w zasadzie
moliwoci zastosowanego rodzaju cementu oraz efekty uytych w betonie
domieszek.
Dla betonów naraonych na dziaanie „agodnych” czynników zewntrznych, np.
wedug klas X0 lub XC1 (z praktycznego punktu widzenia rzadko wystpujce) mona
przyj minimalny czas trwania pielgnacji 12 godzin, pod warunkiem, e wizanie nie
trwa duej ni 5 godzin oraz, gdy temperatura powierzchni betonu jest 5°C.
W klasach innych ni X0 lub XC1 beton powinien by pielgnowany do chwili, gdy
wytrzymao powierzchni betonu osignie co najmniej 35, 50 lub 70% wymaganej
wytrzymaoci na ciskanie. Sugerowane przez norm minimalne okresy pielgnacji
zapewniajce spenienie takich warunków zawarte s w tablicach 2, 3 i 4.
Tablica 2. Minimalny czas pielgnacji betonu dla klasy pielgnacji 2 (odpowiadajcy
przyrostowi przypowierzchniowej wytrzymaoci betonu równemu 35% projektowanej
28-dniowej wytrzymaoci charakterystycznej).
Minimalny czas pielgnacji betonu a) (dni)
Rozwój wytrzymaoci betonu c) d)
Temperatura
powierzchni betonu
r = (fcm2/fcm28)
t (°C)
szybki
redni
wolny
r 0,50
0,50 r 0,30
0,30 r 0,15
t 25
1,0
1,5
2,5
25 > t 15
1,0
2,5
5
15 > t 10
1,5
4
8
10 > t 5b)
2,0
5
11
a)
plus czas przekraczajcy 5 godzin wizania
b)
dla temperatur poniej +5°C czas trwania pielgnacji powinien by zwikszony o okres z
temperatur poniej +5°C
c)
rozwój wytrzymaoci betonu jest stosunkiem redniej wytrzymaoci na ciskanie po 2
dniach do redniej wytrzymaoci na ciskanie po 28 dniach wyznaczonym w ramach
bada
wstpnych lub opartym na waciwociach o porównywalnym skadzie (patrz PNEN 206-1)
d)
dla bardzo wolnego rozwoju wytrzymaoci betonu, specjalne wymagania dla pielgnacji
powinny by podane w dokumentacji wykonawczej
13
Tablica 3. Minimalny czas pielgnacji betonu dla klasy pielgnacji 3 (odpowiadajcy
przyrostowi przypowierzchniowej wytrzymaoci betonu równemu 50% projektowanej 28dniowej wytrzymaoci charakterystycznej).
Minimalny czas pielgnacji betonu a) (dni)
Rozwój wytrzymaoci betonu c) d)
Temperatura
powierzchni betonu
r = (fcm2/fcm28)
t (°C)
szybki
redni
wolny
r 0,50
0,50 r 0,30
0,30 r 0,15
t 25
1,5
2,5
3,5
25 > t 15
2,0
4
7
15 > t 10
2,5
7
12
10 > t 5b)
3,5
9
18
a)
plus czas przekraczajcy 5 godzin wizania
b)
dla temperatur poniej +5°C czas trwania pielgnacji powinien by zwikszony o okres z
temperatur poniej +5°C
c)
rozwój wytrzymaoci betonu jest stosunkiem redniej wytrzymaoci na ciskanie po 2
dniach do redniej wytrzymaoci na ciskanie po 28 dniach wyznaczonym w ramach
bada
wstpnych lub opartym na waciwociach o porównywalnym skadzie (patrz PNEN 206-1)
d)
dla bardzo wolnego rozwoju wytrzymaoci betonu, specjalne wymagania dla pielgnacji
powinny by podane w dokumentacji wykonawczej
Tablica 4. Minimalny czas pielgnacji betonu dla klasy pielgnacji 4 (odpowiadajcy
przyrostowi przypowierzchniowej wytrzymaoci betonu równemu 70% projektowanej 28dniowej wytrzymaoci charakterystycznej).
Minimalny czas pielgnacji betonu a) (dni)
Rozwój wytrzymaoci betonu c) d)
Temperatura
powierzchni betonu
r = (fcm2/fcm28)
t (°C)
szybki
redni
wolny
r 0,50
0,50 r 0,30
0,30 r 0,15
t 25
3
5
6
25 > t 15
5
9
12
15 > t 10
7
13
21
10 > t 5b)
9
18
30
a)
plus czas przekraczajcy 5 godzin wizania
b)
dla temperatur poniej +5°C czas trwania pielgnacji powinien by zwikszony o okres z
temperatur poniej +5°C
c)
rozwój wytrzymaoci betonu jest stosunkiem redniej wytrzymaoci na ciskanie po 2
dniach do redniej wytrzymaoci na ciskanie po 28 dniach wyznaczonym w ramach
bada
wstpnych lub opartym na waciwociach o porównywalnym skadzie (patrz PNEN 206-1)
d)
dla bardzo wolnego rozwoju wytrzymaoci betonu, specjalne wymagania dla pielgnacji
powinny by podane w dokumentacji wykonawczej
14
Zalecenia przedstawione w tablicach 2, 3 i 4 wyranie pokazuj, e czas trwania pielgnacji
moe sign nawet trzydziestu dni. Wymagania te nie s trudne do interpretacji, ale
wymagaj szczegóowej wiedzy odnonie temperatury dojrzewajcego betonu (najlepiej na
podstawie prowadzonego monitoringu,) oraz wskanika rozwoju wytrzymaoci (który
powinien by ustalony na etapie bada
wstpnych, cho z grubsza mona go oszacowa na
podstawie danych o cemencie, dostarczanych przez dostawc cementu).
5.
Podsumowanie
Pielgnacja jest zabiegiem technologicznym szczególnie wanym dla betonów o
specjalnych wymaganiach w odniesieniu do oczekiwanej trwaoci obiektu. O ile
nieprawidowa pielgnacja moe da w wielu przypadkach niewielki negatywny skutek dla
uzyskania ostatecznej wytrzymaoci betonu, o tyle moe by tragiczna dla wymogów
specjalnych takich jak wodoszczelno, nasikliwo czy mrozoodporno (rys 12 i 13).
Rys. 12. Spkania pyty stropowej
wskutek szoku termicznego
od polewania zimn wod
w trakcie pielgnacji
Rys. 13. Naprawa – iniekcje uszczelniajce,
jako skutek pkni pyty stropowej
Zakócenia w przebiegu hydratacji mog spowodowa takie nieszczelne uksztatowanie
struktury materiau, e staje si ona otwarta na czynniki agresywne. Z kolei spkania i
zarysowania elementów konstrukcyjnych wpywaj nie tylko na ich estetyk, ale mog
spowodowa cakowit utrat ich waciwoci uytkowych (np. nieszczelno zbiornika).
Nawet jeli nie wpywaj na obnienie ich nonoci.
Pielgnacja na pewno pozwoli unikn wielu takich sytuacji, gdy rozpoczcie eksploatacji
poprzedzone jest naprawami obiektu.
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
Collepardi M.: The new concrete. Published by Grafiche Tintorento, Italy 2006.
Kurdowski W., Chemia cementu i betonu, Wydawnictwo Polski Cement Kraków
2010, Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa 2010.
PN-EN 13670:2010 Wykonywanie konstrukcji betonowych
PN-EN 206-1:2003 Beton. Cz 1: Wymagania, waciwoci, produkcja i zgodno
15
[5]
PN-EN 1992:2008 Eurokod 2. Projektowanie konstrukcji z betonu. Cz 1-1:
Reguy ogólne i reguy dla budynków
PROPER CONCRETE CURING AND ITS DURABILITY
Summary
In the paper there are presented relation between hydration degree, capillary porosity, shrinkage,
strength of concrete and its durability – as the effect of proper or not proper curing. Some examples
presents destructions of concrete without curing.
There are presented the main methods and duration of curing according to requirements of newest
standard EN 13670 “Execution of concrete structures.”
16
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Dawid Moszczy
ski1
Artem Czkwianianc2
WPYW POPIOU LOTNEGO NA WYTRZYMAO
BETONU O WYSOKIM PUNKCIE PIASKOWYM
1.
Zaoenia ogólne
Na wstpie autorzy chc podzikowa firmie Górade Cement S.A. za nieodpatne
przekazanie cementów do bada
, za firmie Sika Poland sp. z o.o. za nieodpatne
przekazanie domieszek.
Ten temat badawczy jest realizowany w Laboratorium Badawczym Materiaów i
Konstrukcji Budowlanych Katedry Budownictwa Betonowego Politechniki.
Badania naukowe zostay wykonane w ramach realizacji Projektu „Innowacyjne
rodki i efektywne metody poprawy bezpiecze
stwa i trwaoci obiektów budowlanych i
infrastruktury transportowej w strategii zrównowaonego rozwoju” wspófinansowanego
przez Uni Europejsk z Europejskiego Funduszu Rozwoju Regionalnego w ramach
Programu Operacyjnego Innowacyjna Gospodarka.
Przedmiotem bada
by zatem beton o wysokiej zawartoci frakcji piaskowych.
Zgodnie z PN-88/B-06250 [1] graniczne krzywe uziarnienia przy maksymalnym ziarnie
kruszywa 16mm obejmuj stosy okruchowe betonów zwykych pokazane na rys. 1.a, za
zgodnie z norm niemieck [2] na rys. 1.b. Norma polska jest bardziej restrykcyjna od
normy niemieckiej, gdy górny graniczny punkt piaskowy wynosi 50% w porównaniu do
62% w normie niemieckiej.
Podzia betonów na betony zwyke o duej zawartoci piasku i piaskowe na podstawie
charakterystyki granulometrycznej stosu okruchowego przedstawi Sievers w [3] – patrz.
rys. 2. Przyj on, e betony o duej zawartoci piasku obejmuj krzywe uziarnienia
powyej górnej krzywej granicznej, przy czym punkt piaskowy tych betonów nie powinien
przekroczy 80%. Przyjmujc punkt piaskowy za najbardziej miarodajny wskanik
przyporzdkowujcy beton do danej grupy, betony o wysokiej zawartoci piasku powinny
charakteryzowa si punktem piaskowym powyej 50% (norma polska) lub 62% (norma
niemiecka).
1
2
mgr in., Katedra Budownictwa Betonowego P, [email protected]
prof. dr hab. in., Katedra Budownictwa Betonowego P, [email protected]
17
a)
b)
Rys. 1. Krzywe uziarnienia – beton zwyky:
a) wedug normy polskiej, b) wedug normy niemieckiej
Rys. 2. Krzywe uziarnienia: beton zwyky,
beton o duej zawartoci piasku, beton piaskowy wedug [3]
W badaniach zaoono jednakowy dla wszystkich betonów punkt piaskowy równy
62%. Przy tak zaoonym punkcie piaskowym betony te zgodnie z norm polsk
kwalifikuj si do betonów o duej zawartoci piasku, za zgodnie z norm niemieck s na
pograniczu betonów zwykych i o duej zawartoci piasku.
Drugim zaoeniem byo przyjcie jednakowej we wszystkich betonach iloci wody
równej 180dm3/m3 mieszanki.
Trzecim zaoeniem byo przyjcie jednakowej konsystencji równej okoo 220mm
opadu stoka, umoliwiajcej atw pompowalno mieszanki betonowej.
Przyjto, e betony bd wykonywane na bazie cementów portlandzkich CEM II z
dodatkami, jako e ten rodzaj cementu jest powszechnie stosowany przy produkcji betonu
towarowego. Zastosowano te popió lotny – take najczciej stosowany dodatek.
18
W etapie I, który jest w tym referacie prezentowany, prowadzono badania jedynie
wytrzymaoci betonu w okresie od 7 do 112 dni. W tym etapie, aby uzyska zrónicowane
wytrzymaoci betonów, przyjto, e ilo spoiwa (cement + popió) bdzie wynosia
375kg/m3 – betony grupy 1 – oraz 450kg/m3 – betony grupy 2. Przyjto, e w kadej z tych
grup proporcja midzy popioem lotnym a spoiwem bdzie si zawiera w granicach od 0
do 50% ze stopniowaniem co 10%.
Ostatecznie wykonano mieszanki betonowe z piciu nastpujcych cementów z
cementowni Górade:
- CEM II/B-M/(V-LL) 32,5R
- CEM II/B-S 32,5R
- CEM II B-M(S-V) 32,5R
- CEM II/V-LL 42,5R
- CEM II/B-S 42.5N
Jako popió lotny zastosowano popió z elektrociepowni EC2 w odzi.
Jako domieszki firmy Sika zastosowano:
- ViscoCrete-3, domieszka silnie upynniajca, która jest zalecana przy duej iloci
frakcji drobnych, polecana do betonów samozagszczalnych, powoduje maksymaln
homogenizacj mieszanki, du cieko i przeciwdziaa segregacji, co nie jest bez
znaczenia przy niecigej krzywej uziarnienia,
- Plastiment-BVT 99, domieszka opóniajca wizanie stosowana razem z ViscoCrete-3,
powoduje wyduenie czasu utraty konsystencji,
- Sika PerFin-300, domieszka odpowietrzajca pozwala usun powietrze do zadanego
poziomu, dziki temu powstaje beton o szczelniejszej strukturze.
Ogóem wykonano zatem 60 betonów po 30 w kadej grupie.
2. Badania – etap I
2.1. Charakterystyka granulometryczna kruszywa
Analiz sitow piasku z kopalni Czatolin i wiru 8/16 z kopalni ZKSM Wójcice oraz
stosu okruchowego przedstawiono w tablicy 1 i na rys. 3.
a)
b)
100
100
90
90
80
80
70
70
60
60
50
50
40
40
30
30
20
20
10
10
0
0
0
0,063 0,125 0,25
0,5
1
2
4
8
16
32
0
0,063 0,125 0,25
0,5
1
2
4
8
16
32
Rys. 3. Krzywa uziarnienia: a) piasek i wir, b) stos okruchowy na tle krzywych granicznych
19
Przyjty stos okruchowy charakteryzuje si du zawartoci piasku (punkt piaskowy
62%) i jest skomponowany z piasku i wiru 8/16mm. Krzywa uziarnienia stosu
okruchowego jest zatem krzyw niecig – brak frakcji 2/8mm. Przy takiej kompozycji
krzywa stosu okruchowego oscyluje wokó górnej krzywej granicznej C16 (norma
niemiecka) i zdecydowanie wykracza poza górn krzyw wedug normy polskiej. Zalet
przyjtego stosu okruchowego jest nisza wododno ni w przypadku krzywej cigej.
Tablica 1. Analiza sitowa
Nr frakcji
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Wymiar sit
[mm]
0,063
0,125
0,25
0,5
1
2
4
8
16
32
piasek
[%]
0,9
2,6
18,1
60,3
89,7
99,3
100,0
100,0
100,0
100,0
Suma mas przechodzcych kruszywa
kruszywo
0,38 + 0,62p
[%]
[%]
1,1
1,1
1,4
2,3
1,7
12,0
2,0
38,3
2,4
56,8
3,2
63,8
5,9
68,5
17,0
97,7
93,9
100,0
100,0
100,0
2.2. Wytrzymao
cementu
Wytrzymao na ciskanie i zginanie po 2, 7, 27 i 56 dniach dla poszczególnych
cementów przedstawiono w tablicy 2 i na rys. 4 i 5.
Tablica 2. Wytrzymao cementu
32,5R
B-M/(V-LL)
B-S
B-M/(S-V)
Wytrzymao na ciskanie (MPa) i fcem/fcem28 po:
2 dniach
16,2 (0,37)
14,7 (0,31)
12,0 (0,28)
7 dniach
30,7 (0,70)
29,9 (0,63)
25,0 (0,59)
28 dniach
43,8 (1,00)
47,5 (1,00)
42,3 (1,00)
56 dniach
52,3 (1,19)
53,4 (1,12)
51,5 (1,22)
Wytrzymao na zginanie (MPa) fct/fct28 po:
2 dniach
2,8 (0,44)
2,8 (0,42)
2,2 (0,36)
7 dniach
4,7 (0,73)
5,0 (0,76)
4,1 (0,67)
28 dniach
6,4 (1,00)
6,6 (1,00)
6,1 (1,00)
56 dniach
6,9 (1,08)
7,5 (1,14)
7,7 (1,26)
20
42,5R
V-LL
42,5N
B-S
20,5 (0,40)
39,4 (0,77)
51,3 (1,00)
57,6 (1,12)
17,5 (0,30)
33,5 (0,57)
59,0 (1,00)
67,8 (1,15)
3,5 (0,49)
5,9 (0,82)
7,2 (1,00)
7,8 (1,08)
3,1 (0,41)
5,2 (0,69)
7,5 (1,00)
7,7 (1,03)
56
70
fc , MPa
56
56
50
56
28
28
28
28
7
40
7
7
7
30
20
28
56
60
7
2
2
2
2
2
10
0
B-M/(V-LL) 32.5R
B-S 32.5R
B-M/(S-V) 32.5R
V-LL 42.5R
B-S 42.5N
1,40
fc / fc28
56
56
1,20
56
28
1,00
56
56
28
28
28
28
7
0,80
7
7
7
0,60
7
2
2
0,40
2
2
2
0,20
0,00
B-M/(V-LL) 32.5R
B-S 32.5R
B-M/(S-V) 32.5R
V-LL 42.5R
B-S 42.5N
Rys. 4. Wytrzymao na ciskanie po 2, 7, 28 i 56 dniach
10
fct, MPa
8
56
56
56
56
28
28
56
28
28
28
6
7
7
7
7
7
4
2
2
2
2
2
2
0
B-M/(V-LL) 32.5R
B-S 32.5R
B-M/(S-V) 32.5R
V-LL 42.5R
B-S 42.5N
1,40
56
fct /fct28
1,20
56
56
56
28
28
1,00
28
28 56
28
7
0,80
7
7
7
7
0,60
2
2
2
2
2
0,40
0,20
0,00
B-M/(V-LL) 32.5R
B-S 32.5R
B-M/(S-V) 32.5R
V-LL 42.5R
B-S 42.5N
Rys. 5. Wytrzymao na zginanie po 2, 7, 28 i 56 dniach
21
2.3. Badania popiou lotnego
Badania zostay przeprowadzone w laboratorium Górade. Otrzymano nastpujce
wyniki tych bada
: wododno 102,2%, miako 36,7%, gsto 2,26 g/cm3, strata
praenia 4,47%, zawarto SO3 0,76%, zawarto wolnego CaO 0,98%, zawarto
chlorków 0,006%, wskanik aktywnoci pucolanowej po 28 dniach 80,2%, wskanik
aktywnoci pucolanowej po 90 dniach 93,0%.
2.4. Skady i wa
ciwo
ci mieszanek betonowych
Skady mieszanek betonowych, oznaczenie receptury, uzyskana konsystencj i
zawarto powietrza dla iloci spoiwa 375kg/m3 przedstawiono w tab. 3., za przy iloci
spoiwa 450kg/m3 w tab. 4.
Tablica 3. Waciwoci mieszanki betonowej – ilo spoiwa 375kg/m3
rodzaj
cementu
CEM II/
B-M/(V-LL) 32,5R
CEM II/
B-S 32,5R
CEM II
B-M(S-V) 32,5R
CEM II/
V-LL 42,5R
CEM II/
B-S 42.5N
22
oznaczenie cement
recepty
[kg]
1.1.0
1.1.10
1.1.20
1.1.30
1.1.40
1.1.50
1.2.0
1.2.10
1.2.20
1.2.30
1.2.40
1.2.50
1.3.0
1.3.10
1.3.20
1.3.30
1.3.40
1.3.50
1.4.0
1.4.10
1.4.20
1.4.30
1.4.40
1.4.50
1.5.0
1.5.10
1.5.20
1.5.30
1.5.40
1.5.50
375,0
337,5
300,0
262,5
225,0
187,5
375,0
337,5
300,0
262,5
225,0
187,5
375,0
337,5
300,0
262,5
225,0
187,5
375,0
337,5
300,0
262,5
225,0
187,5
375,0
337,5
300,0
262,5
225,0
187,5
popió
lotny
[kg]
0,0
37,5
75,0
112,5
150,0
187,5
0,0
37,5
75,0
112,5
150,0
187,5
0,0
37,5
75,0
112,5
150,0
187,5
0,0
37,5
75,0
112,5
150,0
187,5
0,0
37,5
75,0
112,5
150,0
187,5
piasek wir 8/16
[kg]
[kg]
1096
1088
1080
1073
1065
1057
1096
1088
1080
1073
1065
1057
1096
1088
1080
1073
1065
1057
1096
1088
1080
1073
1065
1057
1096
1088
1080
1073
1065
1057
677
673
668
663
658
653
677
673
668
663
658
653
677
673
668
663
658
653
677
673
668
663
658
653
677
673
668
663
658
653
konsystencja
opad stoka
[mm]
180
205
230
230
235
240
150
200
170
210
220
200
205
220
230
230
225
230
160
200
200
200
200
225
200
215
225
220
230
220
zawarto
powietrza
[%]
3,5
2,8
2,6
2,3
2,4
2,8
3,0
2,8
3,3
2,9
2,8
2,9
3,1
2,8
2,4
2,7
2,8
2,8
2,9
2,4
2,8
3,1
3,2
2,8
2,6
2,1
2,0
2,9
2,4
2,4
Tablica 4. Waciwoci mieszanki betonowej – ilo spoiwa 450kg/m3
rodzaj
cementu
CEM II/
B-M/(V-LL) 32,5R
CEM II/
B-S 32,5R
CEM II
B-M(S-V) 32,5R
CEM II/
V-LL 42,5R
CEM II/
B-S 42.5N
oznaczenie cement
recepty
[kg]
2.1.0
2.1.10
2.1.20
2.1.30
2.1.40
2.1.50
2.2.0
2.2.10
2.2.20
2.2.30
2.2.40
2.2.50
2.3.0
2.3.10
2.3.20
2.3.30
2.3.40
2.3.50
2.4.0
2.4.10
2.4.20
2.4.30
2.4.40
2.4.50
2.5.0
2.5.10
2.5.20
2.5.30
2.5.40
2.5.50
450,0
405,0
360,0
315,0
270,0
225,0
450,0
405,0
360,0
315,0
270,0
225,0
450,0
405,0
360,0
315,0
270,0
225,0
450,0
405,0
360,0
315,0
270,0
225,0
450,0
405,0
360,0
315,0
270,0
225,0
popió
lotny
[kg]
0,0
45,0
90,0
135,0
180,0
225,0
0,0
45,0
90,0
135,0
180,0
225,0
0,0
45,0
90,0
135,0
180,0
225,0
0,0
45,0
90,0
135,0
180,0
225,0
0,0
45,0
90,0
135,0
180,0
225,0
piasek wir 8/16
[kg]
[kg]
1054
1045
1035
1025
1015
1006
1054
1045
1035
1025
1015
1006
1054
1045
1035
1025
1015
1006
1054
1045
1035
1025
1015
1006
1054
1045
1035
1025
1015
1006
651
645
639
633
627
621
651
645
639
633
627
621
651
645
639
633
627
621
651
645
639
633
627
621
651
645
639
633
627
621
zawarto
konsystencja
opad stoka
powietrza
[mm]
[%]
260
2,2
260
1,8
275
2,1
260
1,8
265
1,9
260
1,5
150
3,0
200
2,8
170
3,3
240
2,8
250
2,3
245
2,7
250
2,3
255
2,1
245
2,2
250
2,7
250
2,3
250
1,8
250
2,1
265
2,2
260
2,4
250
2,4
260
1,8
270
2,1
250
1,7
270
1,9
260
1,5
260
1,5
270
1,7
265
1,8
W kadym wypadku ilo wody, tak jak zaoono, bya staa i wynosia 180dm3/m3.
Ilo domieszek dozowano kadorazowo indywidualnie tak, aby uzyska konsystencj
zblion do 220mm opadu stoka i zawarto powietrza midzy 2 a 3%.
W wypadku betonów o iloci spoiwa 375kg/m3 rednia konsystencja wyniosa 210mm
opadu stoka przy rednim odchyleniu standardowym 22,3mm, tzn. przy wspóczynniku
zmiennoci 0,106. Minimalna konsystencja bya równa 150mm opadu stoka, za
maksymalna 240mm.
W wypadku betonów o iloci spoiwa 450kg/m3 rednia konsystencja wyniosa 249mm
opadu stoka przy rednim odchyleniu standardowym 27,8mm, tzn. przy wspóczynniku
zmiennoci 0,111. Minimalna konsystencja bya równa 150mm opadu stoka, za
maksymalna 270mm.
rednia zawarto powietrza przy iloci spoiwa 450kg/m3 wyniosa 2,16%, przy
rednim odchyleniu standardowym 0,459% i wspóczynniku zmiennoci 0,212.
23
Daje si zauway, e wikszemu upynnieniu mieszanki (ilo spoiwa 450kg/m3)
towarzyszy mniejsza zawarto powietrza – rednio 2,16%, przy mniejszym upynnieniu
(ilo spoiwa 375kg/m3) rednia zawarto powietrza wyniosa 2,74%.
2.5. Wytrzymao
betonu
2.5.1.
Wyniki bada
Wyniki bada
wytrzymaoci na ciskanie próbek kostkowych 150mm przy iloci spoiwa
375kg/m3 przedstawiono w tab. 5 i na rys. 6, za przy iloci spoiwa 450kg/m3 w tab. 6 i na
rys. 7.
Tablica 5. Wytrzymao betonu, ilo spoiwa 375kg/m3
oznaczenie
recepty
CEM II/
B-M/(V-LL) 32,5R
CEM II/
B-S 32,5R
CEM II
B-M(S-V) 32,5R
CEM II/
V-LL 42,5R
CEM II/
B-S 42.5N
24
oznaczenie
recepty
1.1.0
1.1.10
1.1.20
1.1.30
1.1.40
1.1.50
1.2.0
1.2.10
1.2.20
1.2.30
1.2.40
1.2.50
1.3.0
1.3.10
1.3.20
1.3.30
1.3.40
1.3.50
1.4.0
1.4.10
1.4.20
1.4.30
1.4.40
1.4.50
1.5.0
1.5.10
1.5.20
1.5.30
1.5.40
1.5.50
7dni
[MPa]
33,9
28,8
26,1
16,0
14,6
10,9
30,4
26,5
22,0
19,0
14,7
12,1
31,5
25,7
19,7
17,3
15,0
11,1
45,6
40,9
35,3
32,1
26,5
20,5
41,6
38,3
31,1
27,1
20,0
16,0
28dni
[MPa]
45,5
43,1
37,6
26,2
23,9
19,3
41,7
37,9
35,8
31,8
25,4
21,7
44,4
39,7
33,5
29,1
26,6
22,3
53,6
49,0
44,3
44,5
38,7
31,7
62,4
56,0
49,5
46,2
36,9
31,8
56dni
[MPa]
50,4
48,6
47,2
33,0
32,1
26,4
45,5
44,0
36,8
37,4
30,7
28,4
52,0
49,0
39,7
36,2
33,9
30,5
59,0
55,4
52,6
46,2
48,1
42,2
64,6
61,9
60,6
56,9
46,6
39,9
112dni
[MPa]
56,7
57,3
45,8
43,5
44,0
38,3
58,7
55,1
52,0
45,4
41,3
38,7
59,1
55,4
48,7
42,2
42,1
38,8
62,9
58,1
55,6
55,5
53,8
50,1
63,7
62,5
63,9
56,7
53,2
50,6
Tablica 6. Wytrzymao betonu, ilo spoiwa 450kg/m3
oznaczenie
recepty
CEM II/
B-M/(V-LL) 32,5R
CEM II/
B-S 32,5R
CEM II
B-M(S-V) 32,5R
CEM II/
V-LL 42,5R
CEM II/
B-S 42.5N
oznaczenie
recepty
2.1.0
2.1.10
2.1.20
2.1.30
2.1.40
2.1.50
2.2.0
2.2.10
2.2.20
2.2.30
2.2.40
2.2.50
2.3.0
2.3.10
2.3.20
2.3.30
2.3.40
2.3.50
2.4.0
2.4.10
2.4.20
2.4.30
2.4.40
2.4.50
2.5.0
2.5.10
2.5.20
2.5.30
2.5.40
2.5.50
7dni
[MPa]
44,6
41,7
35,8
36,7
30,9
24,5
46,1
43,0
37,4
32,8
26,1
20,2
45,9
40,8
36,9
28,6
24,3
17,6
55,8
52,7
46,0
42,0
37,1
28,4
52,4
48,6
44,5
39,9
33,4
24,8
28dni
[MPa]
58,9
59,1
53,6
47,6
47,4
39,5
62,1
61,4
50,9
50,7
48,0
41,0
60,3
61,8
53,1
50,9
43,8
37,3
63,5
63,1
63,1
54,9
54,1
42,5
74,2
67,4
61,3
59,0
57,6
44,2
56dni
[MPa]
61,0
67,3
63,5
63,2
57,4
52,5
65,6
65,0
56,8
54,4
57,2
51,2
68,1
71,1
67,9
58,4
56,4
45,4
69,9
64,2
67,2
61,6
61,9
49,5
71,7*
74,0*
68,7
68,7
64,6
56,0
112dni
[MPa]
75,3
75,4
61,4
71,6
68,3
61,5
68,6
70,2
75,8
67,8
66,2
62,0
74,5
76,1
72,8
68,7
68,5
68,3
78,8
77,3
71,3
72,3
69,9
66,2
74,0
81,6
85,0
75,3
75,4
61,6
Przy iloci spoiwa 375kg/m3 najnisza wytrzymao po 28 dniach wyniosa 19,3MPa
(50% popiou lotnego) i przy zastosowaniu cementu CEM II/B-M(V-LL) 32,5R o
wytrzymaoci 28-dniowej 43,8MPa. Najwysz wytrzymao po 28 dniach równ
62,4MPa uzyskano przy zastosowaniu cementu CEM II/B-S 42,5N o wytrzymaoci
67,8MPa i przy spoiwie wycznie cementowym.
Dla tych samych betonów wytrzymaoci po 112 dniach wynosiy odpowiednio:
38,3MPa i 63,7MPa. Tak wic przyrost wytrzymaoci betonu z 50% udziaem popiou
lotnego w spoiwie wynosi prawie 100%, a w przypadku betonu na czystym spoiwie
cementowym okoo 2%.
Przy iloci spoiwa 450kg/m3 najnisza uzyskana wytrzymao po 28-dniowa to
39,5MPa (50% popiou lotnego, cement CEM II/B-M(V-LL) 32,5R, a najwysza 74,2MPa
(0% popiou lotnego, cement CEM II/B-S 42,5N).
Dla tych samych betonów wytrzymaoci po 112 dniach wynosiy odpowiednio:
61,5MPa i 74,0MPa. Przyrost wytrzymaoci w pierwszym wypadku wynosi 56%, za w
drugim nie stwierdzono przyrostu.
25
70
fc28, MPa
60
50
0%
10%
40
20%
30
30%
40%
20
50%
10
0
B-M/(V-LL) 32.5R
B-S 32.5R
B-M/(S-V) 32.5R
V-LL 42.5R
B-S 42.5N
B-S 32.5R
B-M/(S-V) 32.5R
V-LL 42.5R
B-S 42.5N
70
fc112, MPa
60
50
40
30
20
10
0
B-M/(V-LL) 32.5R
Rys. 6. Wytrzymao na ciskanie po 28 i 112 dniach przy iloci spoiwa 375kg/m3
80
70
fc28, MPa
0%
60
50
10%
20%
30%
40%
40
50%
30
20
10
0
B-M/(V-LL) 32.5R
B-S 32.5R
B-M/(S-V) 32.5R
V-LL 42.5R
B-S 42.5N
B-S 32.5R
B-M/(S-V) 32.5R
V-LL 42.5R
B-S 42.5N
90
80
fc112, MPa
70
60
50
40
30
20
10
0
B-M/(V-LL) 32.5R
Rys. 7. Wytrzymao na ciskanie po 28 i 112 dniach przy iloci spoiwa 450kg/m3
26
2.5.2.
Kocowa wytrzymao
betonu na ciskanie
Badania wytrzymaoci betonu na ciskanie prowadzono w okresie od 7 do 112 dni.
Tak dugi przedzia czasowy pozwala z du dokadnoci na okrelenie ko
cowej
wytrzymaoci, tzn. po czasie równym niesko
czonoci. Do prognozy przyjto
zaproponowan przez Rossa zaleno w postaci:
f cf, cube t
f ct, cube
w której: f ct, cube
f cf, cube
T
(1)
Tt
– wytrzymao po czasie t (dni),
– wytrzymao po czasie równym niesko
czonoci, ko
cowa,
– czas poówkowy, tzn. czas, po którym zostanie osignita poowa
wytrzymaoci ko
cowej.
Zaleno hiperboliczn (1) mona przeksztaci do postaci liniowej:
1
1
f ct, cube
f cf, cube
t
T
(2)
f cf, cube
Na rysunkach 8 – 11 pokazano przykadowo funkcje opisane wzorem (2) dla czterech
skrajnych przypadków, a mianowicie dla c+pl = 375kg/m3 i c+pl = 450kg/m3 przy pl = 0 i
pl =50%. Wspóczynniki korelacji we wszystkich pokazanych sytuacjach s bardzo
wysokie – w granicach 0,9755 – 0,9974, podobnie jest w pozostaych, nie pokazanych na
rysunkach, wypadkach.
3,0
t
c+pl = 375kg/m3
pl = 0%
fct,cube
2,5
CEM II 32.5
2,0
CEM II 42.5
y = 0,0161x + 0,1656
2
R = 0,9894
1,5
y = 0,0153x + 0,0542
2
R = 0,9978
1,0
0,5
t, dni
0,0
0
20
40
60
80
100
120
Rys. 8. Aproksymacja liniowa – wyznaczenie wspóczynników
27
3,0
t
y = 0,0184x + 0,8696
R2 = 0,9759
fct,cube
2,5
CEM II 32.5
2,0
CEM II 42.5
1,5
y = 0,0159x + 0,4523
R2 = 0,9974
1,0
0,5
c+pl = 375kg/m3
pl = 50%
t, dni
0,0
0
20
40
60
80
100
120
Rys. 9. Aproksymacja liniowa – wyznaczenie wspóczynników
3,0
t
fct,cube
2,5
c+pl = 450kg/m3
pl = 0%
CEM II 32.5
2,0
CEM II 42.5
1,5
y = 0,0131x + 0,0885
2
R = 0,992
1,0
y = 0,0127x + 0,0533
2
R = 0,9959
0,5
t, dni
0,0
0
20
40
60
80
100
120
Rys. 10. Aproksymacja liniowa – wyznaczenie wspóczynników
3,0
t
c+pl = 450kg/m3
pl = 50%
fct,cube
2,5
CEM II 32.5
2,0
CEM II 42.5
y = 0,0132x + 0,3143
R2 = 0,9755
1,5
1,0
y = 0,014x + 0,2233
R2 = 0,9856
0,5
t, dni
0,0
0
20
40
60
80
100
Rys. 11. Aproksymacja liniowa – wyznaczenie wspóczynników
28
120
Wszystkie wyniki aproksymacji przedstawiono w tab. 7.
Tablica 7. Wytrzymaoci ko
cowe i czasy poówkowe
pl = 0%
klasa
cem. f cf, cube
kg/m3
MPa
32.5 62,1
375
42.5 65,4
32.5 76,3
450
42.5 78,7
c+pl
pl = 10%
T
f cf, cube
dni
10,3
3,5
6,8
4,2
MPa
61,0
62,8
78,1
82,6
pl = 20%
T
f cf, cube
dni
12,6
4,6
7,3
7,2
MPa
56,2
63,7
74,6
82,0
pl = 30%
T
f cf, cube
dni
18,2
7,9
9,7
8,1
MPa
53,2
61,0
75,8
78,7
pl = 40%
T
f cf, cube
dni
25,4
10,3
12,9
9,2
MPa
55,9
62,1
76,3
78,7
pl = 50%
T
f cf, cube
T
dni
36,8
17,8
16,1
10,7
MPa
54,3
62,9
75,8
71,4
dni
47,3
28,3
23,8
16,0
Z tak przeprowadzonego oszacowania wytrzymaoci ko
cowej (naley podkreli, e
jest to oszacowanie bardzo wiarygodne) wynika, e betony nawet z bardzo duym
procentowym udziaem popiou lotnego w spoiwie osigaj wytrzymao ko
cow
zblion do betonów bez dodatku popiou. Mona jednak zauway, e pewien wpyw na
ko
cow wytrzymao betonów z popioem lotnym ma ilo spoiwa i klasa cementu.
90
3
fc,cube, MPa
90
80
80
70
70
60
60
50
50
40
40
30
30
20
20
10
10
0
3
fc,cube, MPa
CEM II 32.5, c+pl = 375kg/m
CEM II 32.5, c+pl = 450kg/m
0
0%pl
10%pl
20%pl
30%pl
40%pl
50%pl
90
0%pl
3
fc,cube, MPa
20%pl
30%pl
40%pl
50%pl
3
fc,cube, MPa
CEM II 42.5, c+pl = 375kg/m
80
80
70
70
60
60
50
50
40
40
30
30
20
20
10
10
0
10%pl
90
CEM II 42.5, c+pl = 450kg/m
0
0%pl
10%pl
20%pl
30%pl
40%pl
50%pl
0%pl
Rys. 12. Porównanie wytrzymaoci
10%pl
fc28
,cube
20%pl
z
30%pl
40%pl
50%pl
fcf,cube
29
Przy iloci spoiwa równej 375kg/m3 i przy zastosowaniu cementu CEM II 32.5 beton z
50% udziaem popiou lotnego mia wytrzymao równ 87% wytrzymaoci betonu bez
dodatku. W tym samym wypadku, ale przy zastosowaniu cementu CEM II 42.5, beton z
50% udziaem popiou lotnego mia wytrzymao równ a 96% wytrzymaoci bez
dodatku.
Przy iloci spoiwa równej 450kg/m3 odpowiednie procentowe wskaniki wynosiy 99 i
91%.
Na rys. 12 porównano wytrzymaoci 28-dniowe z wytrzymaociami ko
cowymi.
W kadej z przedstawionych sytuacji wpyw iloci popiou lotnego w spoiwie na
proporcje pomidzy wytrzymaoci 28-dniow a ko
cow jest zdecydowany.
Przy iloci spoiwa równej 375kg/m3 i cemencie CEM II 32.5 przyrost wytrzymaoci
po 28 dniach w betonie bez dodatków wynosi 41%, za przy 50% iloci popiou lotnego w
spoiwie a 157%. Takie samo porównanie, przy tej samej iloci spoiwa, ale dla betonów z
cementem CEM II 42.5 wskazuje na jeszcze wiksze zrónicowanie. Przyrost
wytrzymaoci betonu bez popiou lotnego wynosi zaledwie 13%, za z 50% udziaem
popiou 98%.
Przy iloci spoiwa w betonie równej 450kg/m3 odpowiednie procentowe wartoci
przedstawiaj si nastpujco: dla cementu CEM II 32.5 – 26% beton bez popiou i 93% z
50% udziaem popiou w spoiwie, dla cementu CEM II 42.5 – 15% beton bez popiou i
65% z 50% udziaem popiou lotnego w spoiwie.
Te procentowe proporcje potwierdzaj take wykresy czasu poówkowego – rys. 13.
50
T, dni
c+pl=375kg/m3, CEM II 32.5
40
c+pl=375kg/m3, CEM II 42.5
c+pl=450kg/m3, CEM II 32.5
c+pl=450kg/m3, CEM II 42.5
30
20
10
pl, %
0
0
10
20
30
40
50
Rys. 13. Czas poówkowy w zalenoci od iloci popiou lotnego w spoiwie
Przy 50% udziale popiou lotnego w spoiwie czas poówkowy dla betonu wykonanego
na bazie cementu CEM II 32.5 przy iloci spoiwa równej 375kg/m3 wynosi a 47 dni.
Oznacza to, e dopiero po tym okresie dojrzewania beton uzyska poow wytrzymaoci
ko
cowej.
30
Przy tej samej iloci spoiwa i przy tym samym procentowym udziale popiou lotnego
w spoiwie beton wykonany przy uyciu cementu CEM II 42.5 poow wytrzymaoci
ko
cowej uzyska po 28 dniach.
Przy iloci spoiwa równej 450kg/m3 odpowiednie wartoci czasu poówkowego
wyniosy 24 i 16 dni.
Dla betonów wykonanych bez udziau popiou lotnego czasy poówkowe mieciy si
w do wskich granicach od 4 do 10 dni.
3.
Podsumowanie i wnioski
W tym I Etapie bada
jedyn cech badawcz bya wytrzymao betonu na ciskanie.
Badania wytrzymaociowe prowadzono w okresie od 7 do 112 dni. Ogóem przebadano 60
betonów, w dwóch grupach – 30 betonów przy iloci spoiwa 375kg/m3 i drugie 30 betonów
przy iloci spoiwa 450kg/m3. Spoiwem by cement i popió lotny. Proporcje pomidzy
iloci cementu a iloci popiou lotnego zawieray si w szerokim zakresie, poczwszy od
betonów wykonanych jedynie na bazie cementu do betonów, w których zastosowano
jednakow ilo cementu i popiou lotnego.
We wszystkich betonach przyjto jednakow ilo wody 180gm3/m3 i dziki
zastosowaniu domieszek uzyskano konsystencj powyej 200mm opadu stoka i zawarto
powietrza w granicach 2 – 3%. Naley take doda, e betony wykonano z piciu rónych
cementów portlandzkich z dodatkami.
Uzyskane wytrzymaoci po 28 dniach zawary si w granicach od 19,3 do 74,2MPa,
co odpowiada klasom wytrzymaoci od C12/15 do C55/67, a wic program bada
obejmowa wszystkie klasy wytrzymaociowe betonów zwykych.
Uzyskane rezultaty s zaskakujco pozytywne.
Pierwszym zaskakujcym rezultatem jest uzyskanie wytrzymaoci na ciskanie po 28
dniach powyej 70MPa, przy iloci piasku w kruszywie powyej 60% i przy konsystencji
powyej 200mm opadu stoka. Nie ma wic bariery w projektowaniu klas
wytrzymaociowych betonów zwykych o wysokiej zawartoci piasku.
Drugim zaskakujcym rezultatem jest stopie
przyrostu wytrzymaoci po 28 dniach
dojrzewania betonów o duej zawartoci popiou lotnego. Beton, w którym zastosowano
187,5kg cementu w 1m3 betonu i tak sam ilo popiou lotnego uzyska po 28 dniach
wytrzymao 19,3MPa, za po 112 dniach 38,3MPa. Prognozowana, na podstawie
symulacji obliczeniowej, docelowa wytrzymao tego betonu to prawie 50MPa. Tak wic
przyrost wytrzymaoci po 28 dniach jest rzdu 160% ponad wytrzymao 28 dniow.
Porównywalny beton o tej samej iloci spoiwa 375kg/m3, ale wykonany wycznie na bazie
cementu mia wytrzymao po 28 dniach 45,5MPa, za po 112 dniach 56,7MPa.
Prognozowana wytrzymao docelowa wynosia okoo 62MPa. W tym wypadku przyrost
wytrzymaoci po 28 dniach to jedynie 36%. Mona wic wnioskowa, co uwidocznione
jest na rys. 12, e docelowe, ko
cowe wytrzymaoci betonów przy zadanej iloci spoiwa,
bez wzgldu na proporcje cement – popió lotny, s do siebie zblione.
Trzecim zaskakujcym rezultatem jest stwierdzenie, e wpyw popiou lotnego na
wytrzymao betonu zaley od globalnej iloci spoiwa. Ma to miejsce zarówno w
wypadku wytrzymaoci po 28 dniach, jak i ko
cowej.
Biorc pod uwag jedynie aspekt wytrzymaociowy, to elementy konstrukcyjne
wykonane z betonów, w których w spoiwie jest duo popiou lotnego s bezpieczniejsze ni
elementy wykonane z betonów jedynie na bazie cementu. Ma to miejsce przede wszystkim
31
w wypadku elementów ciskanych. Nono tych elementów w znacznej mierze zaley od
wytrzymaoci betonu, która w duszym okresie czasu moe by nawet ponad dwukrotnie
wiksza od projektowanej. Ten przyrost wytrzymaoci ponad projektowan wypywa take
na wiksz odporno elementu na zarysowanie (rysy od cinania i prostopade do
elementu) oraz, cho w mniejszym stopniu (przy wikszym stopniu zbrojenia), wpywa na
zwikszenie nonoci zginania.
Literatura
[1]
[2]
[3]
PN-88/B-06250 Beton zwyky
DIN – Fachbericht 100 Beton, Zusammenstellung von DIN EN 206-1 Beton – Teil
1: Festlegung, Eigenschaften, Herstellung und Konformität und DIN 1045-2
Tragwerke aus Beton Stahlbeton und Spannbeton – Teil 2: Beton – Festlegung ,
Eigenschaften, Herstellung und Konformität – Anwendungsregeln zu DIN EN 2061, Ausgabe : 2001
Sievers H.: Sandreiche Betonzusammensetzungen – Umweltschonung durch
Nutzung von Überschußsanden , Beton 47 (1997), s. 20 – 25
IMPACT OF FLY ASH ON THE STRENGTH OF CONCRETE
WITH HIGH CONTENT OF SAND
Summary
The subject of research was concrete with high content of sand equal to 62%. In the laboratory
were carried out tests of compressive strength of concrete in the period from 7 to 112 days. For all the
concretes was adopted the same aggregate grain-size distribution, the same amount of water in the
mix, similar consistency and air content. Instead were varied the amount of binder (cement + ash) 375
and 450 kg/m3 and the percentage of fly ash in the relation to the amount of binder, which ranged
from 0 to 50% with every 10%. Overall was tested 60 concretes. It was obtained the compressive
strength after 28 days from about 20MPa to over 70MPa, which corresponds to concrete classes from
C12/15 to C55/67. The results of tests confirmed the high pozzolanic activity of fly ash and it turned
out that for a long time concretes with fly ash achieve strengths similar to concretes with only cement
binder. This is true even in the case when the amount of fly ash represents 50% of the binder.
32
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Tomasz Adamczuk 1
Zbigniew Giergiczny 2
BETON WYSOKOWYTRZYMAOCIOWY Z CEMENTU
HUTNICZEGO CEM III/A 42,5N-NA/HSR
1.Wprowadzenie
wietno betonu nie zaley wycznie od rodzaju stosowanego do jego
wytworzenia cementu czy dodatków, ale równie od odpowiedniego optymalnego
zestawienia poszczególnych skadników. Oprócz odpowiedniej iloci cementu, od której
uzaleniona jest przede wszystkim wytrzymao, nie zwykle wany jest dobór skadników
pod wzgldem jakociowym odpowiedzialnych za waciwoci reologiczne (waciwoci
mieszanki betonowej) oraz trwao betonu w konstrukcji.
Rozwój technologii betonów wysokowartociowych (BWW ) zapocztkowano w
1960 r. w USA. Niedugo po tym, w 1965 zastosowano pierwszy beton o wytrzymaoci
przekraczajcej 50 MPa, do budowy drapacza chmur: Lake Point Tower Chicago [1]. Do
roku 1965 w rozwój technologii betonów BWW bazowa na ulepszaniu parametrów
cementu poprzez zwikszenie powierzchni waciwej oraz zwikszanie iloci alitu i belitu
w skadzie klinkieru portlandzkiego. Po roku 1965 wiksz uwag skoncentrowano na
udoskonalaniu efektywnoci dziaania domieszek chemicznych. W niespena 10 lat póniej
Skandynawowie, zastosowali po raz pierwszy py krzemionkowy, który by rozwizaniem
dla strefy kontaktowej kruszywo zaczyn i tym samym postawili kropk nad „i” w
technologii BWW [2].
Natomiast rewolucja w dziedzinie domieszek pozwolia na coraz to wiksz
redukcj wody w skadzie mieszanki betonowej i tym samym zmniejszenie stosunku W/C
(wodno-cementowego), dziki czemu mona byo uzyska coraz to wysze wytrzymaoci
[3]. W 1977 wybudowano kolejny drapacz chmur w Chicago - River Plaza, gdzie
osignito wytrzymao na ciskanie betonu na poziomie 77 MPa [1].
W 1988 roku w Seattle wybudowano wieowiec Two Union Square, na którym osignito
wytrzymao na ciskanie 131 MP, a tym samym w przecigu 23 lat, rozwój technologii
BWW utwierdzi wiat w przekonaniu, e postpuje w dobrym kierunku zwikszajc
1
2
Centrum Technologiczne Betotech Sp. o.o. w Dbrowie Górniczej
Politechnika lska, Centrum Technologiczne Betotech w Dbrowie Górniczej
33
wytrzymao materiau z 50 MPa do 131 MPa. Dalszy, dynamiczny rozwój chemii
budowlanej i moliwo stosowania zbrojenia rozproszonego doprowadzi na pocztki XXI
wieku beton do tworzywa o wytrzymaoci znacznie przekraczajcej 200 MPa [1,6].
Najczciej w technologii produkcji betonów wysokowytrzymaociowych
stosowane s cementy portlandzkie CEM I klasy 42,5 i 52,5. Rozwój techniki mielenia w
przemyle cementowym da moliwo znacznego rozdrobnienia nie tylko klinkieru
cementowego, ale take granulowanego ula wielkopiecowego. Pozwolio to na
moliwo wytwarzania cementów portlandzkich ulowych CEM II/A,B-S i cementów
hutniczych CEM III/A w wyszych klasach wytrzymaociowych. Stosowanie tego rodzaju
spoiw pozwala nie tylko na wytwarzanie betonów o wysokich wytrzymaociach, ale take
o podwyszonej odpornoci na korozyjne dziaanie rodowisk agresywnych, zwaszcza
chemicznie [4].
W prezentowanej pracy autorzy pokazali moliwo wykonania betonu o wysokiej
wytrzymaoci z produkowanego w kraju cementu hutniczego CEM III/A 42,5N-HSR/NA
z dodatkiem popiou lotnego i pyu krzemionkowego. Taki skad betonu nadaje podane
waciwoci nie tylko dla stwardniaego betonu, ale pozwala take odpowiednio
uksztatowa waciwoci mieszanki betonowej, a mianowicie pompowalno i atwo
zabudowy.
2. Klasyfikacja oraz metody projektowania betonów o wysokiej wytrzymao
ci
BWW jest betonem, w którym jedna lub kilka cech charakterystycznych w
porównaniu do betonu zwykego ulega udoskonaleniu wskutek odpowiedniego doboru
rodzaju oraz proporcji skadników tak, aby dostosowa wymagane waciwoci do potrzeb
przemysowych i warunków eksploatacji konstrukcji. W powyszych betonach
najwaniejsz cech jest trwao, która w duym stopniu jest uzaleniona od
wytrzymaoci betonu. BWW nie jest materiaem rewolucyjnym, jest efektem modyfikacji
tradycyjnego betonu cementowego. Technologia BWW pokazuje nam jak eliminujc
niedostatki tradycyjnego materiau, mona uzyska materia o nowych, korzystniejszych
waciwociach.
Betonami wysokowartociowymi BWW (z ang.HPC – high performance concrete)
przyjto umownie nazywa beton klasy wytrzymaociowej powyej B60 ( od C55/67),
które oprócz wysokiej wytrzymaoci na ciskanie, charakteryzuj si take innymi
waciwociami takimi jak [1]:
x dobr urabialnoci w czasie do 60 minut,
x trwaoci zwizana z wysoka wytrzymaoci,
x wysok szczelnoci- niska przepuszczalno dla mediów ciekych i gazowych
x mrozoodpornoci,
x odpornoci na cieranie,
x odpornoci na dziaanie czynników agresywnych pochodzenia rodowiskowego
Klasyfikacja umowna dzieli beton BWW na III grupy, ze wzgldu na
charakterystyczn wytrzymao na ciskanie, [1]
x I grupa BWW – wytrzymao od 60 MPa do100 MPa. Wedug normy PN-EN
206-1:2003 beton o wysokiej wytrzymaoci to beton od klasy wytrzymaociowej
C55/67.
34
x
II grupa BBWW – wytrzymao od 100 do 150 MPa (beton bardzo
wysokowartociowy) to materia stosowany w nielicznych krajach, wymagajcy
zastosowania skadników o wyjtkowo wysokiej jakoci.
x III grupa BUWW – wytrzymao powyej 150 MPa (beton ultra
wysokowartociowy) to najnowsza generacja materiaów na bazie cementów.
Okrelenie jest zapoyczone od autorów ameryka
skich i francuskich (ultra high
performance concrete – UHPC.
Graficzne zestawienie klasyfikacji przedstawiono na (rys. 1).
Rys.1. Podzia betonów ze wzgldu na wytrzymao na ciskanie [5]
Korzyci wynikajce ze stosowania betonu BWW w rónych rodzajach konstrukcji i
obiektów budowlanych pokazano w (tabeli 1).
Tabela 1. Beton BWW w rónych konstrukcjach
Rodzaj konstrukcji
Mosty
Konstrukcje
morskie
Budynki wysokie
Tunele
Nawierzchnie
drogowe
Prefabrykowane
elementy
konstrukcyjne
Elementy
odwodnienia
Poprawa waciwoci materiaów w porównaniu do betonów
zwykych
Wysza wczesna wytrzymao, lepsza urabialno, wiksza
trwao, mniejsze odksztacenia, wysoka wytrzymao ko
cowa
Wiksza trwao, wysoka wytrzymao na ciskanie i cinanie,
lepsza urabialno, wysza odporno na uderzenia oraz na
cieranie
Wysza wytrzymao na ciskanie i cinanie, lepsza urabialno,
wysza wytrzymao wczesna , mniejsza odksztacalno
Dua trwao, wysza wytrzymao na ciskanie, wysza
wczesna wytrzymao, wysoka szczelno
Wysza wytrzymao na cieranie i uderzenia, wysza odporno
na cykle zamraania i odmraania, dua wytrzymao na
cinanie, trwao, lepsza urabialno
Wysza wytrzymao wczesna, wysza wytrzymao na
ciskanie i cinanie, lepsza urabialno, mniejsza masa konstrukcji
Wysoka trwao i odporno na cieranie, wysza wytrzymao
na ciskanie, lepsza urabialno
35
Brak jest norm dotyczcych projektowania BWW, naley korzysta z ogólnych
wytycznych oraz metod dowiadczalnych zalecanych przez róne zespoy badaczy.
Kanadyjczycy opierajc si na normie ameryka
skiej ACI 211-J, zaproponowali
nastpujc kolejno postpowania przy ustalaniu skadu mieszanki betonowej [1]:
x stosunek w/s (s = c + dodatki mineralne),
x ilo wody,
x ilo domieszki (superplastyfikatora),
x ilo grubego kruszywa,
x zawarto powietrza w mieszance,
Metoda zalecana przez ACI 363 (ameryka
ski komitet techniczny zajmujcy si
problematyk betonów wysokiej wytrzymaoci) zaleca stosowanie nastpujcej procedury
[1]:
x wybór konsystencji,
x przyjcie maksymalnego wymiaru ziaren kruszywa grubego (w zalenoci od
projektowanej wytrzymaoci),
x ustalenie optymalnej iloci kruszywa,
x przyjcie zalecanej z tabeli zawartoci wody oraz powietrza,
x przyjcie wspóczynnika w/s,
x ustalenie iloci cementu,
x wykonanie pierwszej próbnej mieszanki bez dodatku mikrowypeniacza,
x wykonanie mieszanki próbnej z dodatkami zastpujcymi czciowo cement.
Kolejn metod jest metoda Giutiereza i Canowasa. W powyszej metodzie naley
sugerowa si zalenoci pomidzy projektowan redni wytrzymaoci a stosunkiem
w/c (wzór 1).
f cm
140 x e K
w/c
(1)
gdzie:
fcm – wytrzymao na ciskanie
K- parametr zaleny od klasy cementu i zawartoci pyów krzemionkowych; warto
parametru K pokazano w tabeli 2 [5].
Zawarto pyów
krzemionkowych
[% masy cementu]
0
5
10
15
36
Tabela 2. Warto parametru K [5]
Cement 45 MPa
(CEM I 42,5)
2,1
1,7
1,41
1,24
Cement 55 MPa
(CEM I 52,5)
1,97
1,6
1,31
1,15
Reasumujc naley stwierdzi, e przy projektowaniu skadu mieszanki betonowej
BWW naley stosowa nastpujce zaoenia technologiczne:
x moliwie jak najniszy wspóczynnik w/c (w/s) dla BWW 0,35-0,4; BBWW0,22-0,35
x stosowa cementy o stabilnych parametrach jakociowych, klasy
wytrzymaociowej niemnieszej ni 42,5,
x stosowa kruszywa o bardzo duej wytrzymaoci oraz czystoci (brak obecnoci
pyów)
x stosowanie dodatków majcych za zadanie uszczelnienie mikroporów poprzez
wypenienie stosu okruchowego faz mikroziarnist, zwikszenie szczelnoci oraz
wypenienie strefy na granicy zaczyn kruszywo (popió lotny oraz py
krzemionkowy)
x zastosowanie domieszek silnie redukujcych wod (polikarboksylany silnie
stone, PCE)
Przy stosowaniu pyu krzemionkowego naley uwzgldni wzrost wododnoci
mieszanki wynikajcy z bardzo drobnych i zarazem duej powierzchni waciwej ziaren
mikrokrzemionki(14÷20 m2/g). Zaleca si by ilo pyu krzemionkowego stanowia od 5 do
15% masy cementu. Istotnym etapem w projektowaniu betonu BWW jest okrelenie iloci
wody w mieszance; redukcja iloci wody polepsza waciwoci wytrzymaociowe betonu
[1-5]. Naley pamita, e zbyt maa ilo wody moe powodowa brak stabilnoci
konsystencji mieszanki betonowej w czasie. Redukujc ilo wody musimy zwikszy ilo
domieszki, czego skutkiem jest wzrost lepkoci mieszanki. Redukcja wody oraz wzrost
lepkoci mieszanki prowadzi bardzo czsto do szybkiego spadku konsystencji. Taki stan
moe stwarza due utrudnienia przy zabudowie mieszanki betonowej dla wykonawców
oraz negatywnie wpywa, na jako zabudowanego betonu w konstrukcji.
Wspóczesna technologia betonu bazuje nie tylko na skadnikach odpowiedzialnych
za tempo narastania wytrzymaoci, ale równie na domieszkach nowej generacji, które
stay si w ostatnich latach kluczem do poprawy waciwoci mieszanki betonowej i
stwardniaego betonu. Na rynku s dostpne domieszki, które umoliwiaj utrzymanie
konsystencji na stabilnym poziomie w czasie (kompatybilne z cementem domieszki
wielofunkcyjne).
3. Skadniki zastosowane w skadzie betonu wysokowytrzymao
ciowego
3.1. Cement
W produkcji betonu BWW naley stosowa cementy powszechnego uytku (CEM I,
CEM II, CEM III) klasy co najmniej 42,5 o stabilnych parametrach jakociowych. W
zalenoci od klasy betonu ilo cementu wynosi 450-550 kg/m3, dla BUWW powyej 700
kg [1,4-6]. Powierzchnia waciwa cementu powinna oscylowa w granicach od 3000 do
5000 cm2/g wedug Blaine’a. Na uwadze naley mie fakt, e im mniejsza powierzchnia
waciwa tym mniejsza wododno stosowanego cementu.
W prowadzonych badaniach wasnych uyto cementu portlandzkiego CEM I 52,5R
oraz cementu hutniczego CEM III/A 42,5N-HSR/NA. Waciwoci pastowanych cementów
pokazano w (tabeli 3).
Porównujc waciwoci wytrzymaociowe cementów (tabela 3) mona zauway,
e cement portlandzki CEM I 52,5R charakteryzuje si znacznie wysz wytrzymaoci na
ciskanie w pocztkowym okresie twardnienia ( po 2 i 7 dniach), natomiast cement
37
hutniczy CEM III/A 42,5N-HSR/NA ma wysze parametry wytrzymaociowe po
duszym okresie twardnienia (90 dni).
Tabela 3 .Waciwoci cementów zastosowanych w badaniach
Waciwo
Rodzaj cementu
CEM I 52,5R
CEM III/A 42,5N
Wododno, %
29,8
31,6
Pocztek wizania, minuty
138
226
Stao objtoci wg Le Chateliera, [mm]
0,3
0,2
Wytrzymao na ciskanie [MPa] po:
2 dniach
34,0
15,5
7 dniach
50,6
28,8
28 dniach
56,8
53,8
90 dniach
60,5
65,2
Skurcz zaprawy normowej [mm/m] po:
7 dniach
0,19
0,10
28 dniach
0,48
0,39
Ciepo hydratacji J/g po upywie 41
415
302
godzin (metoda semiadiabatyczna)
Odmienno waciwoci mechanicznych tych cementów naley wiza ze skadem
chemicznym i fazowym skadników gównych stosowanych w badaniach cementów. Ma to
swoje odzwierciedlenie w stopniu hydratacji cementu portlandzkiego CEM I i cementu
hutniczego CEM III, co w oparciu o dane literaturowe [7] pokazano w (tabeli 4). Po 28
dniach twardnienia stopie
hydratacji cementu hutniczego CEM III/A 42,5N osiga poziom
ok. 70%, co w porównaniu ze stopniem hydratacji cementu portlandzkiego CEM I 42,5R
(93%) jest wartoci znacznie mniejsz . Std wynika ogólnie znane stwierdzenie, i
cementy z dodatkami „yj duej”. Co istotne, poziom wytrzymaoci na ciskanie
obydwu cementów w okresie normowym (28 dni) jest zbliony. Natomiast w okresie
póniejszym widoczny jest potencja cementu hutniczego CEM III/A 42,5N-HSR/NA do
uzyskiwania wyszych wytrzymaoci (tabela 3 i 4).
3.2. Dodatki mineralne
Ze wzgldu na swoje waciwoci najczciej stosowanym dodatkiem mineralnym
do wykonania betonu wysokowartociowego jest py krzemionkowy. Wprowadzenie pyów
krzemionkowych modyfikuje szereg waciwoci zarówno mieszanki betonowej, jak i
stwardniaego betonu BWW (wytrzymao, porowato, wodoszczelno, odporno na
agresje chemiczn) [1-2,4-6]. Zalecana ilo pyu w skadzie betonu do 10% masy
cementu, stosowanie jest zalecane zwaszcza dla betonów o projektowanej wytrzymaoci
na ciskanie betonu powyej 75 MPa. Stosowane s równie skady betonów BWW,
zawierajce dwa lub wicej dodatki mineralne, np. py krzemionkowy i popió lotny
krzemionkowy lub py krzemionkowy i mielony granulowany uel wielkopiecowy. W
przypadku stosowania popioów lotnych naley zadba o to, aby byy one wysokiej jakoci
tj. o bardzo drobnych, sferycznych ziarnach, ze znaczn zawartoci fazy szklistej [8].
Ziarna popiou lotnego wysokiej jakoci pokazano na (rys. 2).
38
Tabela 4. Stopie
hydratacji i rozwój wytrzymaoci cementu portlandzkiego CEM I i
cementów hutniczych CEM III [7]
Stopie
hydratacji (H) i rozwój wytrzymaoci
Zawarto
cementu w MPa, po upywie
granulowanego
Rodzaj i klasa
ula
2 dni
7 dni
28 dni
cementu
wielkopiecowego,
% m.c.
H, % MPa H, % MPa H, % MPa
CEM I 32,5R
61
23
80
42
91
50
CEM I 42,5R
71
28
82
43
93
53
CEM III/A
45
39
19
56
35
69
55
42,5N
CEM III/A 32,5N
55
36
10
49
29
60
50
CEM III/B 32,5N
75
21
8
33
27
39
46
Rys. 2. Sferyczny pokrój ziaren popiou lotnego
Stosowanie do wytwarzania betonów wysokoartociowych popioów lotnych jest
wane, co najmniej z dwóch powodów. Wysokiej jakoci popioy lotne (kategoria A i N lub
S zgodnie z wymaganiami normy PN-EN 450-1[9]), pozwalaj na zmniejszenie zawartoci
wody w betonie bez utraty urabialnoci oraz popraw wytrzymaoci po duszym okresie
dojrzewania [8]. Przyrost ten jest wikszy ni w przypadku stosowania tylko cementu
portlandzkiego CEM I nawet najwyszej klasy wytrzymaociowej.
39
W badaniach zastosowano py krzemionkowy speniajcy wymagania normy PNEN 13263[10 ] wedug deklaracji zgodnoci dystrybutora tego produktu na rynku oraz
popió lotny o stratach praenia 2, 6% i pozostaoci na sicie 45μm – 34,7%; (kategoria A i
N wg PN-EN 450-1 [9 ]).
3.3. Kruszywo
Podstaw kwalifikacji kruszywa grubego do betonu BWW s: wysokie parametry
mechaniczne skay (wytrzymao pow. 150 MPa), cigy skad granulometryczny, ksztat
ziaren zbliony do kubicznego oraz zdefiniowana reaktywno alkaliczna w stosunku do
cementu. Im wysza zamierzona wytrzymao na ciskanie betonu BWW tym mniejszy
maksymalny wymiar ziaren kruszywa. Dla betonu o wytrzymaoci do 75 MPa naley
ograniczy najwiksze ziarna do przedziau 20÷24 mm, dla wytrzymaoci do 100 MPa
przedziau ten powinien zawiera si w granicach 12÷20 mm, a dla betonów o
wytrzymaoci powyej 150 MPa stosujemy kruszywo o maksymalnym rozmiarze ziaren
10÷12 mm. Nie podane s ziarna paskie, podune ze wzgldu na sab zdolno do
przenoszenia obcie
. Zalecany kubiczny ksztat ziaren kruszywa uzyskuje si w
kruszarce udarowej. Naley stosowa kruszywo amane o chropowatej powierzchni ziaren,
sprzyjajce przyczepnoci zaczynu do kruszywa. W przypadku piasku wymagania
jakociowe s takie same jak dla piasku do betonu zwykego. Preferowany jest piasek o
uziarnieniu od 0,25 do 2 mm o ograniczonej do minimum frakcji pylastej, która w znaczcy
sposób zwiksza wodoadno. Punkt piaskowy w stosie okruchowym powinien wynosi
od 27 do 32%. Preferuje si stosowanie piasków o tym samym pochodzeniu geologicznym,
co kruszywo grube.
W prowadzonych badaniach zastosowano piasek kopany oraz amane kruszywo bazaltowe.
3.4. Domieszki chemiczne
W prowadzonych badaniach zastosowano:
x superplastyfikator Viscocrete 20 HE- polikarboksylan sodowy wysokoadunkowy o
krótkim a
cuchu gównym na bazie kwasu metakrylowego i dugich a
cuchach
bocznych. Jest to domieszka silnie redukujca wod, zwikszajca wytrzymaoci
wczesn, stosowana bardzo czsto w prefabrykacji.
x plastyfikator Plastiment BVT 99 opóniajcy wizanie – baz chemiczn jest
lignosulfonian magnezu wzmocniony dziaaniem opóniajcym przez dodatek
suszonego syropu glukozowego - pochodna katalitycznej hydrogenizacji hydrolizatu
skrobiowego.
4. Skad mieszanki betonowej oraz wa
ciwo
ci stwardniaego betonu
Skad zaprojektowanej mieszanki betonowej pokazano w (tabeli 5). Krzyw
uziarnienia stosu okruchowego mieszanki pokazano na (rys. 3). Natomiast (rys. 4) obrazuje
zmiany konsystencji w czasie mieszanki betonowej na cemencie hutniczym CEM III/A
42,5N-HSR/NA.
Przyrost wytrzymaoci na ciskanie betonów na badanych cementach pokazano na
(rys. 5). W okresie normowym (28 dni) uzyskano podobne wytrzymaoci na ciskanie na
obydwu rodzajach cementu (99,2 MPa w przypadku cementu portlandzkiego CEM I 52,5R
i 97,6 MPa w przypadku cementu hutniczego CEM III/A 42,5N-NA/HSR), natomiast po
duszym okresie twardnienia (56 dni) wida wikszy przyrost wytrzymaoci na cemencie
hutniczym CEM III/A 42,5N-HSR/NA.
40
Tabela 5. Skad mieszanki betonowej
Skadnik
Ilo w [kg/m3]
Udzia [%]
Piasek 0/2
Bazalt 2/8
Cement
Woda
Popió lotny
Py krzemionkowy
Superplastyfikator
Plastyfikator
535
1147
450
160
60
45
6,75
2,7
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0
0,125 0,25
0,5
1
2
4
8
16
32
Frakcja [mm]
Rys.3. Krzywa uziarnienia mieszanki kruszywowej
41
650
640
rednica rozpywu [mm]
630
620
610
600
590
580
570
560
550
0
20
40
60
80
100
120
140
czas [min]
Rys. 4. Konsystencja mieszanki betonowej na cemencie hutniczym CEM III/A 42,5NHSR/NA
120
CEM III A 42,5 N
CEM I 52,5 R
wytrzymao na ciskanie, MPa
100
92,5 93,5
77,5
80
97,6 99,2
108,5
103,5
81,0
60
40
28,9
22,5
20
0
2
7
14
28
czas (dni)
Rys. 5. Wytrzymao na ciskanie betonów
42
56
Nasikliwo betonów oznaczona wedug normy PN-B-06250 „Beton zwyky” po
28 dniach twardnienia wynosia: w przypadku CEM I 52,5R – 3,0%, w przypadku cementu
hutniczego CEM III/A 42,5N-HSR/NA – 3.3%.
5. Podsumowanie
W artykule przedstawiono wyniki bada
wstpnych pokazujce moliwo
wytwarzania betonu o wysokich wytrzymaociach BWW z cementu hutniczego CEM
III/A 42,5N-HSR/NA i powszechnie stosowanych w technologii betonu dodatków typu II
(popiou lotnego i pyu krzemionkowego).
Dodatkow wartoci, w przypadku stosowania cementu hutniczego CEM III, jest
strukturalne zabezpieczenie betonu przez korozyjnych dziaanie rodowiska, zwaszcza
czynników o agresywnoci chemicznej. Proponowane rozwizanie posiada take duy
walor ekologiczny – cement o niskiej emisji CO2 i wykorzystanie ubocznych produktów
przemysowych, trway beton.
Literatura
1.
2.
3.
4.
Aitcin P.-C., „Beton Haute Performance”, Eyrolles, Paris 2000.
Nocu
-Wczelik W. „Py krzemionkowy”, Polski Cement, Kraków 2007
Czarnecki L. „Chemia buduje”. Chemik, 2010, 64, 9, 573-582
Giergiczny Z., Maolepszy J., Szwabowski J., liwi
ski J.; „Cementy z dodatkami
mineralnymi w technologii betonów nowej generacji”. Wydawnictwo Instytut
lski w Opolu, Opole, 2002
5. Jasiczak J.; Wadowska A.; Rudnicki T.: Betony utrawysokowartociowe.
Waciwoci, technologie, zastosowania. Stowarzyszenie Producentów Cementu,
Kraków 2008.
6. Kurdowski W. „Chemia cementu i betonu”, Wydawnictwo Naukowe PWN,
Warszawa 2010.
7. Rendchen K. „Hüttensandhaltiger Zement”; Verlag Bau + Technik, Düsseldorf,
2002
8. Giergiczny E., Giergiczny Z.: Wpyw zmiennej jakoci popioów lotnych na
waciwoci kompozytów cementowo-popioowych Cement-Wapno-Beton, nr 3,
2010, s. 157-163
9. PN-EN 450-1:2009 „Popió lotny do betonu. Cz 1: Definicje, specyfikacje i
kryteria zgodnoci”
10. PN-EN 13263:2006 „Py krzemionkowy do betonu. Cz 1: Definicje,
specyfikacje i kryteria zgodnoci”.
HIGH PERFORMANCE CONCRETE ON THE BASE OF SLAG CEMENT
CEM III/A 42,5N-NA/HSR.
Summary
Hereby article presents the possibilities of manufacturing (producing) high performance concrete
containing slag cement CEM III/A 42,5N-HSR/NA. What is more, standard application concrete
technology of additive (microsilicate, fly ash) was revealed. Cement CEM I 52,5 was used as the
main reference binder in concrete receipt.
43
44
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Tomasz Puak1
Krzysztof Szersze
2
PRODUKTY SPECJALNE W OFERCIE GÓRADE BETON
1.
Wprowadzenie
Górade Beton Sp. z o.o. to jeden z najwikszych producentów betonu towarowego
w Polsce, prowadzcy dziaalno w 50 wytwórniach zlokalizowanych na terenie caego
kraju. Pod nazw Górade Beton firma dziaa od stycznia 2003 roku, kontynuujc tradycje
zaoonego w 1996 roku holdingu CGS Beton Polska Sp. z o.o.
Wytwórnie betonu znajduj si na obszarach o duej dynamice i potencjale rozwoju
ekonomicznego, min. w Warszawie, Poznaniu, Wrocawiu, Gda
sku, na Dolnym i Górnym
lsku oraz w pónocno-zachodniej Polsce (rys.1). Zakady wyposaone s w komputerowe
sterowanie procesem produkcji i inne nowoczesne technologie zapewniajce wytwarzanie
wysokiej jakoci mieszanek betonowych i gwarantujce utrzymanie powtarzalnoci
wymaganych parametrów.
Stay monitoring jakoci produkcji zakadów Górade Beton odbywa si zarówno
w nowoczenie wyposaonych laboratoriach jak i na placach budów. Nadzór
technologiczny nad produkcj prowadzony jest przez Centrum Technologiczne Betotech
Sp. z o.o. w Dbrowie Górniczej. Laboratorium to posiada kompetentny personel i
wysokiej jakoci aparatur do wykonywania bada
zwizanych z zastosowaniem cementu,
betonu i kruszyw.
Uzupenieniem podstawowej dziaalnoci firmy stanowi usugi w zakresie
transportu i pompowania mieszanki betonowej oraz szeroko rozumiane doradztwo
dotyczce zastosowania i okrelenia waciwoci oferowanych produktów.
Priorytetem Górade Beton Sp. z o.o. jest dbao o ochron rodowiska. Aby
zminimalizowa oddziaywanie na rodowisko wytwórnie nalece do Górade Beton Sp.
z o.o. prowadz nastpujce dziaania:
1
2
mgr in.; „Centrum Technologiczne Betotech Sp. z o.o.”; [email protected]
mgr in.; „Górade Cement S.A.”; [email protected]
45
x
Linia produkcyjna kadego zakadu stanowi obieg zamknity. Oznacza to, e
surowce uboczne, powstae w trakcie produkcji betonu takie jak: woda i beton
resztkowy, s ponownie wykorzystywane do produkcji. W tym celu wykorzystuje
si urzdzenia do recyclingu pozwalajce odseparowa kruszywo od zaczynu
wodno-cementowego. Instalacje recyclingu sprzone s z systemem
wielokomorowych osadników wyapujcych wod deszczow i zanieczyszczenia
pozostajce po umyciu betonomieszarek.
x Wszystkie silosy materiaów sypkich (cement i popioy lotne) wyposaone s w
specjalne filtry. Urzdzenia te, o sprawnoci 98%, pozwalaj na cakowit
redukcj zapylenia powstajcego podczas napeniania i opróniania silosów.
Zakady zlokalizowane na obszarach zabudowanych wyposaone s w specjalne
ekrany dwikochonne eliminujce do minimum emisj haasu.
We wszystkich wytwórniach moliwa jest produkcja mieszanki betonowej w warunkach
obnionych temperatur. Pomagaj w tym nowoczesne i ekologiczne kotownie
kontenerowe opalane olejem umoliwiajce podgrzewanie skadników mieszanki
betonowej.
Rys. 1 . Lokalizacja zakadów produkcyjnych Górade Beton Sp. z o.o. na terenie Polski
46
2.
Oferta handlowa Górade Beton Sp. z o.o.
Oferta handlowa Górade Beton Sp. z o.o. obejmuje nastpujce produkty::
x betony zwyke towarowe,
x betony cikie,
x betony wysokowartociowe (BWW),
x betony podwodne,
x betony lekkie i pianobetony,
x betony na stabilizacje i podbudowy,
x jastrychy,
x betony do produkcji prefabrykatów drobno- i wielkowymiarowych,
oraz produkty specjalne, bdce przedmiotem niniejszego referatu:
x EASYBET®
o SAMOZAGSZCZALNY
o KOLOROWY/ARCHITEKTONICZNY
x INFRABET®
o DROGOWY
o MOSTOWY
x ANHYMENT®– pynny jastrych produkowany na bazie gipsu lub anhydrytu
x PORIMENT®M - pianobeton
x PORIMENT®P - pianobeton z granulatem styropianowym
x CemFlow®- pynny jastrych produkowany na bazie cementu
2.1. EASYBET® - beton samozagszczalny
Beton samozagszczalny z ang. Self-Compacting Concrete – SCC zosta opracowany
i wprowadzony na rynek w ko
cu lat osiemdziesitych w Japonii. Gównymi cechami tego
betonu jest zdolno do szczelnego wypenienia form lub szalunków i dokadnego otulenia
prtów zbrojenia bez koniecznoci zagszczania mechanicznego. Jest to moliwe, poniewa
betony te maj zdolno do samoczynnego odpowietrzania i zagszczania pod wasnym
ciarem bez segregacji skadników. Uzyskuje si to poprzez wprowadzenie
superplastyfikatorów najnowszej generacji (ze wzgldu na niskie w/c < 0,5; w/s < 0,35)
i/lub domieszek regulujcych lepko a take duej iloci frakcji pylastej < 0,125 mm (ok.
500-600 kg/m3). Podstawowe kryteria dla SCC przedstawiono w tablicy 1.
Tablica 1 kryteria dla betonów samozagszczalnych
Waciwoci
Wymaganie
rednica rozpywu swobodnego stoka Abramsa
650 – 850 mm
Dynamika rozpywu – osignicie rozpywu 50 cm
2 – 10 s
w czasie
Czas do zako
czenia pynicia
60 s
Jednorodna i zaokrglona bez
Krawd „placka” rozpywu
widocznych wypywów wody lub
zaczynu
Segregacja kruszywa
Brak segregacji
47
„Wyrzucanie” wody z mieszanki
Czas wypywu ze stoka V-Funnel
L-box
Brak zjawiska „wyrzucania” wody
6 – 12 s
H2/H1 = 0,8 – 1,0
Rys. 2. Pomiar rozpywu mieszanki SCC
Zalety betonu samoageszczalnego SCC
Gównymi zaletami betonów samozagszczalnych jest moliwo dokadnego
odwzorowania powierzchni form, bez raków i pcherzy, betonowania bardzo
skomplikowanych ksztatów, czy pompowania mieszanki betonowej od dou.
Samorozlewno SCC zapewnia lepsz przyczepno do zbrojenia ni dla betonów
tradycyjnych. Koszt betonów samozagszczalnych jest niewiele wyszy, bd
porównywalny do ceny betonów zagszczanych tradycyjnie o takiej samej klasie,
a wartoci uytkowe i walory estetyczne nieporównywalne.
Zastosowania betonu samozagszczalnego SCC
Betony samozagszczalne stosowane s tam, gdzie zagszczanie tradycyjne nie jest
moliwe, ze wzgldu na brak dostpu, lub du ilo i gsto rozoone zbrojenie. Przy
stosowaniu betonów samozagszczalnych konieczne jest uycie szczelnego deskowania,
które zapobiega wypywowi zaczynu cementowego z mieszanki. W czasie wykonywania
robót budowlanych zabronione jest wibrowanie mieszanki, gdy wanie wtedy moe doj
do segregacji skadników. Beton samozagszczalny moe by stosowany:
w elementach wielkogabarytowych – utrudnione lub niemoliwe jest wibrowanie,
do prefabrykacji – eliminacja wibrowania,
jako beton stropowy lub posadzkowy – posiada prawie samopoziomujce waciwoci,
jako beton architektoniczny – przyjmowanie ksztatu lub faktury deskowania,
w produkcji spronych zbiorników na ciecze, w budownictwie tunelowym (jako beton
wysokowartociowy);
Przykadem zastosowa
SCC w Polsce jest np. Most Zamkowy w Rzeszowie, podpory
na Wle Sonica (skrzyowanie A1 i A4), prefabrykowane elementy fasadowe budynku
Roma Center w Warszawie.
48
2.2. EASYBET® - beton kolorowy i architektoniczny
Wspóczesna inynieria materiaowa otwiera nowe moliwoci wykorzystania
waciwoci betonu jako materiau konstrukcyjnego oraz ksztatowania z niego formy
budowli. Pod nazw beton architektoniczny (fasadowy, elewacyjny) rozumie si
powierzchnie betonowe o zdefiniowanych wymaganiach pod wzgldem wygldu. Beton
taki gwarantuje dotrzymanie parametrów trwaoci i wytrzymaoci przy równoczesnym
uzyskaniu estetycznych powierzchni, niewymagajcych pokrycia warstw tynku lub inn
powok wyko
czeniow. Aby osign ten cel, naley zapewni szczególn staranno
produkcji i wbudowywania betonu.
Rodzaje betonu architektonicznego zalene s od zastosowania technik uzyskania faktury
jego powierzchni:
1. Pozostawienie betonu w naturalnej formie;
2. Mechaniczne fakturowanie;
3. Chemiczne opónianie wizania powierzchni;
4. Kombinacja w/w metod;
Tablica 2 . Czynniki majce wpyw na beton architektoniczny
Czynnik
decydujcy
Cement
Dodatki
Kruszywo
Domieszki
Wskanik w/c
rodki
antyadhezyjne
Temperatura
Szalunki
Ukadanie
i
zagszczanie
Wpyw na beton architektoniczny
Najwikszy wpyw na kolor. Konieczne powtarzalne dostawy tego
samego rodzaju cementu od tego samego dostawcy.
Duy wpyw na kolor. Wana stabilna zawarto niespalonego wgla
(przy stosowaniu popioów lotnych)
Istotny wpyw na kolorystyk (kolor, rozmiar, geologia)
Wpyw na kolor betonu:
•
opóniajce – ciemniejsza barwa betonu,
•
napowietrzajce – janiejsza barwa betonu.
Im wyszy w/c – tym janiejsza barwa
•
dobór rodka do warunków atmosferycznych,
•
równomierne nanoszenie
Róne temperatury dojrzewania betonu – odmienne barwy:
Jako szalunku - oddaje wszystkie detale na fakturze betonu.
•
szalunek drewniany – róne gatunki drewna – róna odcienie,
•
szalunek selektywny – dobre odpowietrzenie, wysoki koszt,
•
sklejka wodoodporna – moliwo wystpienia tzw.
„marmurków” (krople wody wpywaj na zmienny w/c)
•
szalunek stalowy – moliwo powstania rdzawych nalotów,
•
matryce fakturowe – przy duej gbokoci faktury – problemy z
odpowietrzeniem,
Wytyczne:
•
warstwy ukadanej mieszanki – 30 – 50cm,
•
czsto zanurzania buawy < 1,5 promienia dziaania,
•
tempo wycigania buawy < 8 cm/s,
•
niedopuszczalne zetknicie buawy z szalunkami i zbrojeniem,
• przerwa w ukadaniu kolejnych warstw < 15 min.
49
Beton architektoniczny ze wzgldu na swoje walory estetyczne moe by oferowany take
jako beton kolorowy, barwiony w masie.
Takim rozwizaniem jest system trwaego barwienia betonu „Kolorbet”, pozwalajcy na
znajdywanie nowych rodków wyrazu w architekturze, a take zmieniajcy sposób
podejcia do projektowania poprzez wykorzystanie barwy betonu bez nakadania powok.
Beton barwiony w masie stanowi korzystniejsze rozwizanie technologiczne ni
beton z dodatkiem porcji pigmentu. Podstaw konstrukcji takich betonów jest beton
architektoniczny wraz z ca procedur - zaczynajc od projektowania betonu a ko
czc na
prawidowym wbudowaniu mieszanki betonowej i pielgnacji.
Do podstawowych czynników i wpywajcych na jako betonu kolorowego „Kolorbet”
nale:
- odpowiedni dobór deskowa
i rodków antyadhezyjnych (szczelno, czysto
powierzchni, brak wycieków mleczka cementowego)
- czysto zbrojenia (brak rdzy) i odpowiednia grubo otuliny,
- powtarzalno dostaw surowców (zwaszcza dodatków mineralnych np. popiou lotnego),
- czysto kruszywa,
- odpowiednia i prawidowa pielgnacja betonu,
Zalety systemu betonów barwionych w masie „Kolorbet”:
- redukcja kosztów z tytuu braku koniecznoci malowania konstrukcji betonowej,
- stao koloru w trakcie eksploatacji (nawet przy wystpieniu odprysków betonu),
- skrócenie czasu realizacji konstrukcji,
- brak problemów wynikajcych z pylenia pigmentów proszkowych,
- dua stabilno i brak sedymentacji pigmentów,
- stabilno w barwieniu kolejnych dostaw betonu (betonowozów),
- brak problemów z czyszczeniem sprztu i urzdze
przed rozpoczciem innej produkcji,
- brak koniecznoci instalowania dodatkowych urzdze
dozujcych,
- moliwo dozowania domieszki barwicej bezporednio do betonowowozu,
Gówne obszary zastosowania betonów architektonicznych oraz barwionych w masie:
System betonów architektonicznych oraz kolorowych „Kolorbet” zapewnia
szeroka gam kolorów, co pozwala na spenienie oczekiwa
zarówno inwestorów jak i
projektantów we wszystkich moliwych zastosowaniach – od betonu towarowego a do
indywidualnych projektów elewacji czy aranacji wntrz.
System betonów architektonicznych oraz kolorowych „Kolorbet” moe by
wykorzystywany do produkcji i wykonywania m.in.
- elementów konstrukcji wylewanych „na mokro” z betonu towarowego,
- elementów prefabrykowanych wykonywanych w rónych technologiach (take betony
samozagszczalne, betony o wysokiej wytrzymaoci),
- posadzek betonowych,
- betonowych elementów drobnowymiarowych,
- elementów „maej architektury”.
Zasady postpowania z betonami kolorowymi „Kolorbet” s takie same jak dla betonów
architektonicznych, przy czym szczególn uwag naley zwróci na ochron wieego
betonu. Pielgnacja betonu, jako czynnik decydujcy o wygldzie powierzchni betonu
powinna by szczegóowo opisana w dokumentacji i procedurach wykonawczych.
50
Rys.3. Zastosowanie betonu barwionego (fot. Sika Poland)
2.3. INFRABET® - beton drogowy
Wszystkie drogi projektowane s na okrelony czas uytkowania. Przewanie okres ten
wynosi 20 lat dla nawierzchni bitumicznych, a 30 dla nawierzchni betonowych. Jednak w
praktyce okres uytkowania dróg asfaltowych, bez remontów, nie przekracza 10 lat, a
nawierzchnia betonowa z powodzeniem moe by eksploatowana 50 lat i duej.
Uzyskanie wysokiej jakoci nawierzchni betonowej (nawierzchni drogowych,
lotniskowych, przemysowych) wymaga odpowiedniego zaprojektowania i wykonania
mieszanki betonowej, a co za tym idzie doboru dobrej jakoci skadników.
Podczas ukadania nawierzchni oraz po jej uoeniu beton wymaga szczególnej ochrony i
starannej pielgnacji. Ma ona na celu osignicie zakadanej wytrzymaoci oraz eliminacj
pkni.
Wymagania stawiane betonom nawierzchniowym:
- uwzgldnienie klasy ekspozycji XF4 (agresywne oddziaywanie zamraania
/odmraania na beton przy silnym nasyceniu wod rodkami odladzajcymi lub wod
morsk)
- uwzgldnienie agresji wywoanej cieraniem XM
- minimalna klasa wytrzymaoci betonu C 30/37
- maksymalne w/c = 0,45
- kruszywo zgodne z PN-EN 12620 o odpowiedniej odpornoci na zamraanie/odmraanie
- minimalna zawarto powietrza 4% (beton mrozoodporny)
- nasikliwo do 5%
- wodoszczelno min. W8 i mrozoodporno min. F150
51
Zalety nawierzchni betonowych:
ƒ dua zdolno do przenoszenia obcie
(nawet obcie
punktowych)
ƒ brak zjawiska koleinowania
ƒ dobra nono
ƒ wysoka odporno na odksztacenia w caym zakresie temperatur
ƒ jasny kolor (poprawa bezpiecze
stwa ruchu drogowego, redukcja kosztów owietlenia)
ƒ bezpiecze
stwo wynikajce z duej szczepnoci i szorstkoci nawierzchni
ƒ niskie koszty konserwacji i utrzymania
Przykady zastosowa
betonu nawierzchniowego::
- droga lokalna Ujazd – Zimna Wódka (rys. 4)
- A4 – odcinek Zgorzelec – Krzyowa
- A2 – odcinek Nowy Tomyl – wiecko
- budowa wza „Murckowska” w Katowicach
Rys.4. Budowa drogi betonowej Ujazd – Zimna Wódka
2.4. INFRABET® - beton mostowy
Beton tego typu stosowany jest w konstrukcjach mostowo - drogowych, dla
których szczególnie istotne s aspekty trwaociowe, takie jak odporno na dziaanie
mrozu, odporno na korozj oraz wysoka niezawodno w czasie eksploatacji konstrukcji.
52
Zastosowanie odpowiednich cementów oraz kruszyw gwarantuje uzyskanie wysokich
parametrów wytrzymaociowych oraz odporno na agresj chemiczn rodowiska.
Cechy charakterystyczne betonu mostowego:
- odporno na dziaanie mrozu
- wodoszczelno min W8 wg PN-B-06250:1988
- nasikliwo wagowa maksymalnie 5% wg PN-B-06250
- zastosowanie odpowiednich kruszyw amanych
- wskanik w/c poniej 0,50;
- stopie
konsystencji S2 / S3 dla betonów tradycyjnych oraz SF1 / SF2 dla betonów SCC
- wysoka odporno na cieranie
-klasy wytrzymaoci na ciskanie od C25/30 do C50/60 oraz betony wysokich
wytrzymaoci
- pozostae waciwoci ustala si przyjmujc specyfik robót, czas transportu, sposób
podawania mieszanki oraz warunki technologiczne placu budowy
Przykadowe realizacje z betonu mostowego:
- Budowa Autostrady A1 odcinek Maciejów – Piekary
- Budowa Autostrady A4 odcinek Wieliczka – Szarów
- Budowa Drogi Ekspresowej S1 Bielsko – Cieszyn
- Budowa wza komunikacyjnego „Murckowska” w Katowicach
- Budowa Tunelu „Hulanka” w Bielsku – Biaej
- Budowa Autostrady A1 odcinek Sonica –Maciejów
- Budowa Mostu „Millenium” we Wrocawiu
2.5. ANHYMENT®– pynny jastrych produkowany na bazie gipsu lub anhydrytu
Anhyment® jest pynnym materiaem produkowanym na bazie gipsu lub anhydrytu, piasku,
wody oraz dodatków mineralnych i domieszek chemicznych. Jego waciwoci pokazano w
tablicy 3.
Tablica 3. Waciwoci techniczne i fizyczno – budowlane jastrychu Anhyment®
Klasa wytrzymaoci na ciskanie
wg EN 13813:2002; C20, C30
Wytrzymao na rozciganie przy zginaniu
Powyej 4 MPa
Moliwo chodzenia po nawierzchni
Po ok. 24 godzinach
Moliwo obciania nawierzchni
Po ok. 4-5 dniach
Moliwo
ukadania
paroszczelnych Po ok. 4 tygodniach; wilgotno ko
cowa
wykadzin (pytki, PVC)
0,5%
Moliwo
ukadania
wykadzin Wilgotno ko
cowa 1,0%
paroprzepuszczalnych
Warto obliczeniowa dla przewodnoci Ok. 1,2 W/(m2K)
cieplnej R
Palno
Materia niepalny
Wartoc pH w stanie suchym
7
Gsto
2,0-2,2 kg/dm3 w stanie suchym
Rozpoczcie ogrzewania przy ogrzewaniu Po 7 dniach
podogowym
53
Wspóczynnik rozszerzalnoci cieplnej
0,012 mm/(m* K)
Uwaga: wartoci s zalene od warunków atmosferycznych i na budowie oraz od uytych
materiaów wicych i dotycz warstwy o gruboci 4 cm
Produkcja oraz warunki stosowania
Jastrychy anhydrytowe Anhyment® znajduj zastosowanie we wszystkich typach
konstrukcji – w nowym budownictwie, przy modernizacji starych obiektów, w obiektach
przemysowych, biurowych i mieszkalnych
Do wylewania pynnego jastrychu stosuje si pompy o niewielkich rozmiarach a
technologia pompowania i podawania jastrychu powoduje, e znajduje on zastosowanie w
miejscach gdzie nie dociera ciki sprzt budowlany. Operacja wylewania jastrychu nie
powoduje zanieczyszcze
pomieszcze
i placu budowy przy bardzo ograniczonym
zaangaowaniu zasobów ludzkich.
Zalety pynnego jastrychu „Anhyment®”
- wysoka wydajno pracy
- wysokie parametry wytrzymaociowe
- uzyskanie jednorodnej, gstej struktury bez pustek powietrznych
- nie wymaga zbrojenia
- moliwo uzyskania duych powierzchni bez dylatacji przeciwskurczowych
- moliwo chodzenia po jastrychu ju po 24 godzinach od wylania
- moliwo stosowania dowolnej wykadziny podogowej
- idealny do ogrzewania podogowego
- moliwo uzyskania równych powierzchni dziki pynnej konsystencji i jej
samopoziomowaniu si
- znaczne skrócenie czasu wykonania posadzki i szybko ukadania (ok. 100 m2/h)
- materia nieszkodliwy dla zdrowia
2.6. Pianobeton PORIMENT® M i PORIMENT® P
PORIMENT® M jest pynnym, lekkim materiaem wyrównawczo-termoizolacyjnym
produkowanym z zaczynu cementowego oraz rodka pianotwórczego, natomiast
PORIMENT® P dodatkowo zawiera w swoim skadzie fabrycznie przygotowany granulat
styropianowy (rys.4).
Producent
lekkich
mas
wyrównawczo-termoizolacyjnych
PORIMENT®
M
®
oraz PORIMENT P wprowadzi je do obrotu na podstawie wydanej przez Instytut
Techniki Budowlanej w Warszawie Aprobaty Technicznej ITB AT-15-7832/2008 wraz z
Aneksem nr 1 do Aprobaty stwierdzajcej przydatno do stosowania
w budownictwie wymienionych wyrobów.
Zastosowane surowce i waciwoci wyrobu
Surowce do produkcji lekkich mas wyrównawczo-termoizolacyjnych odpowiadaj
wymaganiom europejskich norm, a cay proces produkcji wraz z finalnym wyrobem
objty jest systemem zapewnienia jakoci (Zakadowa Kontrola Produkcji) pozwalajcym
wyprodukowa wyrób o okrelonych parametrach podanych w tablicy 4..
54
Tablica 4. Waciwoci lekkich mas wyrównawczo-termoizolacyjnych PORIMENT® M
oraz PORIMENT® P
Wymagania
Lp.
Waciwoci
®
PORIMENT M
PORIMENT® P
1
Wygld zewntrzny po zarobieniu
jednorodna szara masa
jednorodna szara masa
wod
bez grudek i
bez grudek i
zanieczyszcze
zanieczyszcze
mechanicznych, z
mechanicznych
widocznymi granulkami styropianu
2* Gsto objtociowa, kg/m3
730 ± 15 %
330 ± 15 %
3
Konsystencja robocza masy w
temp., cm
34 ± 1
32 ± 1
4
Czas zachowania waciwoci
roboczych, godz.
3,5
5
Wytrzymao na zginanie po 28
dniach, MPa
0,6
0,3
6
Wytrzymao na ciskanie po 28
dniach, MPa
2,0
0,3
7
Stabilno wymiarowa w temp.
80oC (pod obcieniem 20 kPa), %
1,0
8
Wspóczynnik (μ) oporu dyfuzji
pary wodnej warstwy o gruboci 20
10
mm
7
Warto deklarowana
wspóczynnika przewodzenia
0,125
0,085
ciepa, w temperaturze +10oC W /
(m • K)
8
Klasyfikacja w zakresie reakcji na
Bfl-s1
ogie
Wskanik zmniejszenia poziomu
9
uderzeniowego stropu wzorcowego
18 ÷ 24
Lw, dB
10 Klasa akustyczna podogi z
zastosowaniem zaprawy
PL 18
* gsto zalena od wymaganej urabialnoci
55
Produkcja oraz warunki stosowania
Lekkie masy wyrównawczo-termoizolacyjne
PORIMENT® M i PORIMENT® P
produkowane s w specjalistycznym agregacie mieszajcym AERONICER II na miejscu
budowy oraz pompowane bezporednio do miejsca zabudowy.
Uzyskane w ten sposób masy charakteryzuj si jednorodnoci i brakiem segregacji.
W czasie wykonywania prac temperatura otoczenia i podoa nie powinna by nisza ni
+5oC ani wysza ni 25oC.
Minimalna grubo kadzionej warstwy PORIMENTU to 5cm, która powinna by pokryta
warstw dociskow z jastrychu cementowego bd anhydrytowego gruboci minimum 4
cm .
Gówne obszary zastosowania mas wyrównawczo-termoizolacyjnych (rys. 5)
- izolacja termiczna oraz akustyczna
- podbudowa dla systemów podóg pywajcych
- warstwa wyrównawcza przestrzeni belkowych stropów drewnianych
oraz stropów gstoebrowych
- warstwa wyrównawcza w systemach ogrzewania podogowego
- wypenienie przestrzeni midzyrurowych
- wypenienie nisz w gruntach i elementach budowlanych
Rys. 5 Zastosowania mas wyrównawczo-termoizolacyjnych PORIMENT® M i
PORIMENT® P
56
Gówne zalety
- niski ciar waciwy
- dobra pompowalno
- atwa zabudowa
- szybkie wykonawstwo oraz maa
pracochonno
- krótki okres wysychania
Rys. 6 Próbka stwardniaego Porimentu P®
2.7. CemFlow® - pynny jastrych na bazie cementu
CemFlow® jest specjalistyczn samopoziomujc wylewk betonow na bazie cementu
charakteryzujc si znaczn przewaga nad tradycyjnymi posadzkami.
Zastosowane surowce i wa
ciwo
ci wyrobu
CemFlow® moe by stosowany we wszystkich typach konstrukcji – w nowym
budownictwie, przy modernizacji obiektów ju istniejcych, w obiektach przemysowych,
biurowych i mieszkalnych
Posadzki z plynnego jastrychu CemFlow® na bazie cementu mog by stosowane bez
ogranicze
do kadej powierzchni. Dotyczy to take pomieszcze
wilgotnych oraz
naraonych na stay dostp wody (pralnie, kuchnie, azienki). Jest to take idealne
rozwizanie w przypadku stosowania ogrzewania podogowego.
Do wylewania pynnego jastrychu CemFlow® stosuje si pompy o niewielkich rozmiarach
a technologia pompowania i podawania jastrychu powoduje, e znajduje on zastosowanie w
miejscach gdzie nie dociera ciki sprzt budowlany (rys. 7). Operacja wylewania jastrychu
nie powoduje zanieczyszcze
pomieszcze
i placu budowy przy bardzo ograniczonym
zaangaowaniu zasobów ludzkich.
57
Rys.7 Ukadania pynnego jastrychu CemFlow®
Wa
ciwo
ci techniczne i fizyczno – budowlane CemFlow®
- Dostpny w klasach wytrzymaoci: C15/20 do C25/30
- Palno: materia niepalny
- Gsto w stanie suchym: 2100-2200 kg/m3.
- Wspóczynnik przewodnoci cieplnej: ok. 0,012 mm / (m • K)
Gówne obszary zastosowania
„CemFlow® moe by stosowany do wykonawstwa posadzek i podóg, a w szczególnoci
jako:
- jastrych, ukadany na warstwie folii lub innej izolacji,
- warstwa wyrównujca do podóg pywajcych,
- jastrych na ogrzewaniu podogowym (rys.8),
- materia wypeniajcy.
CemFlow®
tradycyjna posadzka betonowa
Rys. 8. Porównanie jastrychu „CemFlow®” oraz tradycyjnej posadzki betonowej
Zalety pynnego jastrychy na bazie cementu CemFlow®
- wysoka wydajno pracy
- wysokie parametry wytrzymaociowe
- uzyskanie jednorodnej, gstej struktury bez niepodanych pustek powietrznych
- nie wymaga zbrojenia
- eliminacja tradycyjnego zagszczania (eliminacja haasu)
58
- moliwo uzyskania duych powierzchni bez dylatacji przeciwskurczowych
- moliwo chodzenia po jastrychu ju po 24 godzinach od wylania
- moliwo stosowania dowolnej wykadziny podogowej
- idealny do ogrzewania podogowego
- moliwo uzyskania równych powierzchni dziki pynnej konsystencji i jej
samopoziomowaniu si
- moliwo wyko
czenia powierzchni w miejscach trudnodostpnych,
- znaczne skrócenie czasu wykonania posadzki i szybko ukadania (ok. 100 m2/h)
- materia nieszkodliwy dla zdrowia
3.
Podsumowanie
Powszechne jest przekonanie, e wytworzenie betonu to nic trudnego. To prawda, ale
pod warunkiem, e proces produkcji oparty jest na gruntownej znajomoci parametrów
poszczególnych skadników i wiedzy pozwalajcej zastosowa tak ich kombinacj, aby
uzyska beton o parametrach wymaganych w danej konstrukcji. Bo wspóczesny beton to
wieloskadnikowy kompozyt wykonany z kruszywa, cementu, dodatków mineralnych i
domieszek chemicznych oraz wody, za technologia betonu to dzi prawdziwa inynieria
materiaowa. Optymalne poczenie tych dwóch obszarów pozwala na uzyskanie materiau,
który z powodzeniem spenia podstawowe kryteria „dobrego betonu”:
Oferta handlowa Spóki Górade Beton jest w stanie sprosta wielu wyzwaniom
stawianym przez architekta czy konstruktora wobec tworzywa jakim jest beton. Jest to efekt
zaawansowanej technologii produkcji, najwyszej jakoci surowców uywanych do
produkcji betonu oraz wiedzy i dowiadczenia naszych pracowników.
SPECIAL PRODUCTS IN GÓRAZDE BETON TRADE OFFER
Summary
This paper contains a practical description of the most common types of concrete and
special concrete from Górade Beton trade offer which are used in more or less popular
design.
59
60
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Jacek Goaszewski1
Janusz Szwabowski2
METODY PROJEKTOWANIA BETONU SAMOZAGSZCZALNEGO
1. Wprowadzenie.
Przy projektowaniu betonu samozagszczalnego wymagania urabialnoci maj
znaczenie pierwszorzdne i ich spenieniu podporzdkowane s kolejne jego etapy,
oczywicie przy zaoeniu, e minimalne wymagania wytrzymaoci i trwaoci musz by
spenione. Poniewa zakres relacji ilociowych skadników przy których mieszanka
samozagszczalna posiada wymagane waciwoci reologiczne jest wski, projektowanie
takiego betonu jest zadaniem bardziej zoonym ni w przypadku betonów zagszczanych
tradycyjne. W referacie przedstawiono specyfik, wymagania, metody oraz podstawowe
zalecenia projektowania betonu samozagszczalnego.
2. Algorytm projektowania betonu samozagszczalnego
Ogólny algorytm projektowania betonu samozagszczalnego przedstawia rys. 1 [1 3]. Jest on analogiczny jak przy projektowaniu betonu zagszczanego tradycyjnie, przy
czym gówne znaczenie ma spenienie warunków samozagszczalnoci.
W pierwszym etapie projektowania okrela si przedzia wymaganych parametrów
reologicznych i klas konsystencji mieszanki samozagszczalnej ze wzgldu na metody i
warunki wykonania procesu betonowania. Okrela si równoczenie minimalne wymagania
wytrzymaoci wynikajce z projektu konstrukcji (klasa betonu) i wymagania trwaoci
wynikajce z warunków pracy betonu w konstrukcji (klasa(y) ekspozycji).
Drugim etapem projektowania jest jakociowy dobór skadników i skadu mieszanki
betonowej. Konieczno spenienia wymaga
samozagszczalnoci determinuje skad
mieszanki oraz waciwoci jej skadników. Zasadniczym elementem tego etapu jest
reologiczna identyfikacja efektów dziaania superplastyfikatora, któr prowadzi si w celu:
x dobrania optymalnego superplastyfikatora ze wzgldu na kompatybilno z
cementem przy uwzgldnieniu obecnoci dodatków mineralnych i domieszek oraz
warunków technologicznych wykonywania betonu (temperatura, czas),
x ustalenia wpywu zmian iloci superplastyfikatora na waciwoci mieszanki,
1
2
dr hab. in., prof. nzw. w Pol. l., Politechnika lska
Prof. dr hab. in., Politechnika lska
61
62
Rys. 1. Algorytm projektowania betonu samozagszczalnego.
x ustalenia kierunku i zakresu moliwych zmian waciwoci reologicznych mieszanki
w wyniku zmian waciwoci skadników, modyfikacji skadu mieszanki oraz zmian
warunków wykonania robót betonowych. Zalenoci te s potrzebne do
opracowania wariantów korygowania parametrów reologicznych mieszanki.
Reologiczn identyfikacj efektów dziaania superplastyfikatora przeprowadza si zawsze
dowiadczalnie. Ogólne zalenoci efektów dziaania superplastyfikatora od czynników
technologicznych przedstawione m. in. w pracach [1 - 5] mog by wykorzystane do
wstpnego doboru skadników. Badania efektów dziaania superplastyfikatora naley
wykonywa na zaczynie, lub lepiej na zaprawie o proporcjach skadników zgodnych z
przewidywanym skadem zaprawy w mieszance betonowej.
W trzecim etapie projektowania ostatecznie dobiera si skadniki i optymalizuje si
skad betonu ze wzgldu na waciwoci reologiczne mieszanki. Naley zwróci szczególn
uwag na reprezentatywno zarobów próbnych i warunków ich wykonania. Najczciej
stosuje si do tego metody kolejnych przyblie
lub metody analityczno – dowiadczalne.
Wykorzystujc zalenoci regresyjne wice parametry reologiczne zaprawy i mieszanki
betonowej przedstawione w [3 - 5] mona zasadnicz cz tych bada
wykona na
zaprawach, a jedynie ostateczn optymalizacj skadu na mieszance, znaczco zmniejszajc
tym samym pracochonno i materiaochonno bada
. Na tym etapie sprawdza si
wraliwo waciwoci mieszanki samozagszczalnej na zmiany skadu, waciwoci
skadników i warunków betonowania oraz okrela sposoby ich korygowania. Zaroby
próbne mieszanki betonowej nie powinny by mniejsze ni 50 dm3.
Poniewa waciwoci mieszanki samozagszczalnej zale od intensywnoci
mieszania oraz objtoci zarobu, w ostatnim etapie projektowania weryfikuje si skad
mieszanki przeprowadzajc próby techniczne jej mieszania, transportu i ukadania w
warunkach technicznych wytwórni i budowy. Celem tych prób jest okrelenie optymalnej
procedury mieszania i potwierdzenie, e mieszanka spenia stawiane jej wymagania [6].
Szczególnie wanym jest by wymagane waciwoci reologiczne mieszanka posiadaa w
czasie betonowania konstrukcji.
3. Wymagania urabialno
ci i stabilno
ci mieszanki
Przy projektowaniu betonu samozagszczalnego przyjmuje si, e mieszanka bdzie
samozagszczalna, jeli speni ona w okresie od wytworzenia do uoenia trzy podstawowe
warunki reologiczne [1-5]:
x warunek pynnoci stanowicy, e pynno mieszanki musi by taka, aby zapewni
szybkie i dokadne wypenienie formy oraz otulenie zbrojenia bez wzgldu na jego
ilo i ukad.
x warunek samoodpowietrzenia stanowicy, e mieszanka musi mie zdolno do
samorzutnego i szybkiego odprowadzenia powietrza pod wpywem siy wyporu.
x warunek stabilnoci stanowicy, e mieszanka musi by odporna na segregacj. –
nie wykazywa sedymentacji kruszywa w mieszance jak i wydzielania si zaczynu.
Oprócz spenienia warunków reologicznych mieszanka samozagszczalna musi wykazywa
si zdolnoci do przepywu przez zbrojenie bez blokowania przepywu kruszywa. W tym
celu konieczne jest przyjcia kruszywa o ziarnach o odpowiedniej wielkoci.
Do okrelania waciwoci reologicznych mieszanki zwykle stosuje si nastpujce
testy: rozpywu mieszanki, V-funnel oraz L-box. Pozwalaj one na okrelenie zdolnoci do
63
pynicia mieszanki, lepkoci mieszanki oraz zdolnoci mieszanki do przepywu pomidzy
zbrojeniem (tabl. 1). Mniej popularny jest test J-ring, pozwalajcy na równoczesn ocen
rozpywu i lepko mieszanki oraz jej zdolnoci do przepywu. Wszystkie te testy zostay
uwzgldnione w uzupenieniu o beton samozagszczalny normy EN 206 [7]. Szczegóowo
zostay omówione np. w [1 - 3]. Klasy konsystencji dla mieszanek samozagszczalnych
przedstawiono w tabl. 1. Zalecane wartoci parametrów reologicznych mieszanek przy
wykonywaniu rónych elementów konstrukcyjnych przedstawiono w tabl. 2.
Tablica 1. Zalecane wg [7] do badania waciwoci reologicznych mieszanki
samozagszczalnej testy techniczne i ich korelacje z parametrami reologicznymi
Test
Mierzona cecha, jednostka
Klasy konsystencji
SF1 - 500 ÷ 650 mm
SF2 - 660 ÷ 750 mm
SF3 - 760 ÷ 850 mm
VS1 - < 2 s
VS2 - > 2 s
VF1 - < 8 s
VF2 - > 9 ÷ 25 s
Rozpyw, mm
Rozpyw
mieszanki
Czas rozpywu do osignicia
rednicy 500 mm, s
V-funnel
Czas wypywu, s
L-box
Czas wypywu potrzebny mieszance
na osignicie odlegoci 20 i 40 cm
od otworu wypywowego, s
Stosunek tamowania - stosunek
wysokoci przy przeszkodzie z
prtów i na ko
cu skrzynki, -
PA1 - 0,80 dla 2 prtów
PA2 - 0,80 dla 3 prtów
PJ1 10 mm z 10 prtami
PJ2 10 mm z 16 prtami
-
Wspóczynnik blokowania
J-ring
3 - 6 s-
Rozpyw, mm
Czas rozpywu do osignicia
rednicy 500 mm, s
-
Tablica 2. Wymagane waciwoci mieszanek samozagszczalnych wg [8]
Pynno
Rozpyw mieszanki
Lepko
VS1
VF1
Sprecyzowa zdolno przepywu
dla SF1 i SF2
pochylnie
VS 1 lub 2
VF 1 lub 2
lub zadana
warto
ciany
supy
VS 1
VF1
wysokie i
smuke
SF2
Sprecyzowa zdolno przepywu
dla SF3
Sprecyzowa zdolno przepywu
dla SF2 i SF3
Pyty i stropy
SF 1
64
Odporno na segregacj
Zdolno przepywu
SF3
Oprócz warunków reologicznych mieszanka samozagszczalna musi równie spenia
warunek stabilnoci – by odporna na segregacj. Wg [7] odporno mieszanki na
segregacj bada si testem przesiewu. W badaniu tym wyznacza si w procentach ilo
mieszanki przechodzcej przez sito 5 mm w stosunku do cakowitej iloci mieszanki
umieszczonej na tym sicie po jej uprzednim przetrzymaniu przez okres 15 minut w
przykrytym pojemniku. Wyrónia si dwie klasy odpornoci na segregacj - dla klasy SR1
dopuszczalna segregacja wynosi 20% a dla klasy SR 2 15%. Segregacja wiksza ni
20% dyskwalifikuje mieszank. Inn metod oceny odpornoci na segregacj jest badanie
w kolumnie segregacyjnej [9]. Jest to forma o wymiarach 500x150x100 mm podzielona na
trzy sekcje. Po przetrzymaniu przez 7 min mieszanki w formie (w tym czasie mieszanka
pozostaje najpierw przez 1 min w spoczynku, nastpnie jest przez 1 min poddawana 20
wstrzsom na stoliku rozpywowym i na koniec przez 5 min znów pozostaje w spoczynku)
pobiera si z górnej i dolnej sekcji próbki mieszanki o jednakowej masie. Próbki te w celu
usunicia zaprawy s przepukiwane na sicie 5x5 mm a nastpnie po osuszeniu waone.
Stosunek masy górnej próbki do dolnej SRC okrela odporno mieszanki na segregacj.
Jest ona dua jeli SRC jest wiksze od 0,95, jeli SRC jest mniejsze od 0,90 mieszanka
jest podatna na segregacj. W [10] do oceny stopnia segregacji mieszanki zaleca si
stosowanie wskanika VSI (Visual Stability Index). Wyrónia si cztery klasy stabilnoci
(tabl. 3), okrelane na podstawie wzrokowej oceny wygldu mieszanki po jej badaniu
testem rozpywu. We wszystkich tych metodach ocena stabilnoci mieszanki jest zalena
od dowiadczenia wykonujcego badanie, a warunki ich wykonania odbiegaj od
wystpujcych podczas betonowania. W zwizku z tym przy projektowaniu najlepiej
okreli segregacj metod badania przeomu próbek po ok. 2 dniach dojrzewania.
Tablica 3. Wskanik wizualnej stabilnoci VSI oceny mieszanek samozagszczalnych [10]
VSI
0
1
2
3
Ocena mieszanki
Bardzo stabilna
Stabilna
Niestabilna
Bardzo
niestabilna
Kryteria
Brak oznak segregacji i wycieku zaczynu
Brak oznak segregacji, saby wyciek zaczynu
Maa segregacja, silny wyciek zaczynu, saby wyciek zaprawy (otoczka do 10 mm)
Wyrana segregacja, stos kruszywa w centrum rozpywu, duy wyciek zaprawy
(ponad 10 mm), silny wyciek zaczynu
Rys. 2. Przykad mieszanki stabilnej VSI 0 i bardzo niestabilne VSI 3.
65
4. Metody projektowania betonów samozagszczalnych.
Obecnie nie ma jednej, powszechnie akceptowanej metody doboru iloci skadników
betonu samozagszczalnego. Najczciej stosowanymi s: metoda japo
ska i metoda
szwedzka.
Metoda japoska [2,3]. W metodzie tej beton projektuje si w trzej etapach. W etapie
pierwszym przyjmowany jest ze wzgldów wytrzymaociowych i trwaociowych
stosunek wodno-spoiwowy, ilo cementu i dodatków mineralnych oraz wstpnie ustala si
dodatek superplastyfikatora konieczny do uzyskania zaoonej pynnoci. Etap ten
wykonywany jest dowiadczalnie na zaczynach. W drugim etapie projektuje si zapraw o
wyjciowej proporcji objtociowej zaczynu do piasku równej ok. 40%. Wymagan
pynno zaprawy uzyskuje si poprzez dobór iloci superplastyfikatora i/lub iloci
zaczynu. Zaprawa powinna si charakteryzowa rozpywem od 200 do 280 mm (badanie
rozpywu stokiem do zapraw) i czasem wypywu od 5 do 10 s (V-funnel zapraw). Etap
trzeci polega na dodawaniu do zaprojektowanej zaprawy kruszywa grubego, a do
osignicia wymaganych waciwoci reologicznych mieszanki. Koncentracja objtociowa
kruszywa powinna wynosi ok. 0,5 - 0,55, a ilo wody nie przekracza 185 dm3/m3.
Korygowanie waciwoci reologicznych przeprowadza si poprzez zmiany iloci zaprawy
i/lub superplastyfikatora. Metoda ta jest skuteczna, ale jednoczenie charakteryzuje si
brakiem moliwoci optymalizacji uziarnienia i szczelnoci stosowanego kruszywa.
Powoduje to, e zaprojektowany t metod beton zwykle charakteryzuje si du iloci
zaczynu. Jest ponadto pracochonna.
Metoda szwedzka CBI [2,3]. Oparta jest na zaoeniach: doborze szczelnego stosu
okruchowego przy zastosowaniu moliwie najwikszej wielkoci ziaren kruszywa (ze
wzgldu na warunek swobodnego przepywu mieszanki w wietle prtów zbrojenia) oraz
zastosowaniu jak najmniejszej iloci zaczynu. Kruszywo w tej metodzie jest bardzo
starannie projektowane, zarówno z warunku maksymalnej szczelnoci, jak i maksymalnej
iloci poszczególnych frakcji z warunku nie zblokowania przepywu mieszanki. Stosunek
w/s, ilo i rodzaj dodatków mineralnych naley przyjmowa z warunków
wytrzymaociowego i trwaociowego a ilo frakcji pylastej w mieszance powinna by na
poziomie 500 - 525 kg/m3. Jednoczenie jednak nie okrela si specjalnych wymaga
wzgldem waciwoci reologicznych zaczynu. Korygowanie waciwoci mieszanki
przeprowadza si poprzez zmiany iloci zaczynu i/lub iloci superplastyfikatora. Metoda ta
pozwala na zmniejszenie zuycia zaczynu w porównaniu z metod japo
sk, jednak dobór
optymalnego uziarnienia kruszywa jest trudny do zrealizowania w warunkach
praktycznych. Metoda jest pracochonna ze wzgldu na konieczno wykonywania duej
liczby prób na mieszance betonowej. Rozwiniciem metody szwedzkiej jest metoda Van i
Montgomery’ego [2]. W metodzie tej w sposób analityczny wyznacza si maksymaln
objto kruszywa z uwzgldnieniem warunku swobodnego przepywu oraz minimaln
objto zaczynu. Obliczenia te s skomplikowane, a ich praktyczna przydatno
dyskusyjna. Nastpnie dowiadczalnie optymalizuje si wzajemne proporcje udziau
kruszywa i zaczynu w celu uzyskania mieszanki samozagszczalnej. Równie tutaj nie
uwzgldniono wymaga
co do waciwoci reologicznych zaczynu.
Metoda KPB [3,5,11]. Metod projektowania betonów samozagszczalnych
uwzgldniajc na równi kwestie odpowiedniego doboru kruszywa, jak i zaczynu o
odpowiednich waciwociach reologicznych i wytrzymaociowych opracowano w
66
Katedrze Inynierii Materiaów i Procesów Budowlanych Politechniki lskiej. W
metodzie tej projektowanie betonu przeprowadza si w trzech etapach: (i) dobór skadu
zaczynu ze wzgldu na waciwoci reologiczne zaczynu i wytrzymao betonu; (ii) dobór
kruszywa o odpowiednich ze wzgldu na wytrzymao waciwociach i zaoonym,
zgodnym z zaleceniami uziarnieniu, i na ko
cu (iii) dobór stopnia wypenienia jam nie
zagszczonego kruszywa zaczynem stosownie do wymaganych waciwoci reologicznych
mieszanki samozagszczalnej (wyraonego w postaci dobrze znanego wskanika
wypenienia kruszywa zaczynem kz ). Skad i skadniki zaczynu przyjmuje si w tej
metodzie ze wzgldu na waciwoci betonu (rodzaj i klasa cementu, rodzaj i ilo
dodatków, stosunek w/c) a podane jego waciwoci uzyskuje si odpowiednio
dobierajc ilo superplastyfikatora. Pomiar waciwoci reologicznych - rednicy
rozpywu i czasu rozpywu do rednicy 250 mm - wykonuje si adaptowanym piercieniem
Sotharda do oznaczania konsystencji zaczynów gipsowych. Waciwoci reologiczne
mieszanek ocenia si testem rozpywu wedug [7]. W [11] ustalono, e rednica rozpywu
zaczynu odpowiedniego do uzyskania mieszanki samozagszczalnej powinna wynosi co
najmniej 300 mm a czas rozpywu od 1 do 5 s. Jednoczenie wykazano, e mona
ksztatowa waciwoci reologiczne mieszanek w penym zakresie klas rozpywu przy
stopniu wypenienia kruszywa zaczynem kz w przedziale od 1,25 do 1,35. Wyniki bada
[11] mieszanek z kruszywem do 16 mm i o punkcie piaskowym 50% pozwoliy na
znalezienie zalenoci regresyjnych rozpywu mieszanki Tm 500 od czasu rozpyw zaczynu
Tz 250 i wskanika wypenienia jam kruszywa zaczynem kz oraz rednicy rozpywu
mieszanki Dm od rednicy rozpywu zaczynu Dz i wskanika wypenienia jam kruszywa
zaczynem kz. Zalenoci te s nastpujce:
Tm500 = 227,36 + 0,463 kz + 339,199 Tz250 – 0,1276 kz2 – 0,81 kz Tz250 – 126,17 Tz2502 (1)
Dm = -296995,26 + 26815,48 kz + 68,23 Dz – 6519,38 kz2 – 26,42 kz Dz – 0,04 Dz2
(2)
Zaleno parametrów reologicznych mieszanki od parametrów reologicznych zaczynu i
wskanika wypenienia kruszywa takim zaczynem kz opisano zalenociami regresyjnymi
pokazanymi na rys. 3 i 4. Zalenoci te stanowi analityczn podstawi do projektowania
waciwoci reologicznych mieszanek samozagszczalnych.
W literaturze mona znale szereg innych metod projektowania, np. metod LCPC
Serdana i de Larrarda, metod IBRI Wallevika i Niellsona czy metod UCL opracowana w
University College London [2]. S to take metody analityczno – dowiadczalne, jednak
bardziej skomplikowane ni przedstawione powyej.
Przy projektowaniu naley sprawdzi jak waciwoci reologiczne mieszanki
zmieniaj si w wyniku zmiany iloci wody w zakresie do 5 - 10 dm3 i superplastyfikatora
w zakresie ± 10% jego iloci. W przypadku dobrze zaprojektowanej mieszanki zmiana ta
nie powinna zmienia klasy konsystencji. Jak wykazano w [3,5], na parametry reologiczne
mieszanki samozagszczalnej wpywa jej temperatura. Zazwyczaj nawet niewielkie zmiany
temperatury prowadz do znacznych zmian waciwoci mieszanki. Naley wic zadba,
aby zaroby próbne byy wykonywane w takiej temperaturze jak si przewiduje w trakcie
betonowania. Jeli spodziewane wahania temperatury s wiksze ni ± 5oC naley równie
opracowa i zweryfikowa odpowiednie do zmian temperatury warianty skadu mieszanki.
67
Rys. 3. Powierzchnia odpowiedzi dla zalenoci czasu rozpywu mieszanki Tm500 od czasu
rozpywu zaczynu Tz250 i wskanika wypenienia kruszywa zaczynem kz (mieszanka z
kruszywem do 16 mm) [11].
Rys. 4. Powierzchnia odpowiedzi dla zalenoci rednica rozpywu mieszanki Dm od
rednicy rozpywu zaczynu Dz i wskanika wypenienia kruszywa zaczynem kz
(mieszanka z kruszywem do 16 mm) [11].
68
5. Specyfika skadu mieszanki samozagszczalnej
Konieczno spenienia wymaga
urabialnoci i stabilnoci bardzo istotnie wpywa
na skad mieszanki samozagszczalnej (tabl. 4 i 5). Przede wszystkim przyjmuje si may
stosunek w/(c+d) (w - woda, c - cement, d - dodatki mineralne) oraz du ilo frakcji
pyowych (< 0,125 mm). Zwiksza to odporno mieszanki na segregacj i sedymentacj.
Typowe betony samozagszczalne charakteryzuj si w/c < 0,50, w/(c+d) < 0,35 oraz
zawartoci frakcji pyowych 500 ÷ 600 kg/m3.
Cementy do mieszanek samozagszczalnych powinny si charakteryzowa moliwie
ma wododnoci, co uatwia uzyskanie niskiego stosunku w/(c+d) przy jednoczenie
duej pynnoci mieszanki. Kruszywo powinno charakteryzowa si ziarnami o
regularnych ksztatach i maksymalnej wielkoci nie przekraczajcej 20 mm. Punkt
piaskowym powinien zawiera si w przedziale 40 ÷ 60%. Stosowanie kruszywa o
mniejszych ziarnach zmniejsza niebezpiecze
stwo segregacji mieszanki, a ich regularny
ksztat uatwia uzyskanie mieszanki o odpowiedniej zdolnoci do przepywu.
Dodatki mineralne zwikszaj ilo zaczynu bez potrzeby zwikszania iloci
cementu ponad konieczne minimum. Odpowiednio dobierajc rodzaj i ilo dodatków
mineralnych mona w szerokim zakresie ksztatowa waciwoci mieszanki betonowej i
stwardniaego betonu. Zwykle do mieszanek samozagszczalnych stosuje si mczki
kamienne (np. zmielony wapie
, dolomit), które uwaane s za dodatki nie posiadajce
waciwoci wicych. Gdy chce si uzyska betony o wyszych klasach i lepszej
odpornoci na oddziaywanie rodowiska, stosuje si zmielony granulowany uel
wielkopiecowy (zwykle cement hutniczy), róne popioy lotne oraz, gdy wymagane s
bardzo due wytrzymaoci py krzemionkowy. W przypadku popiou lotnego kluczowe
znaczenie dla reologii mieszanki maj straty praenia. W badaniach [14] stwierdzono, e
straty praenia na poziomie wikszym ni 2% powoduj wzrost lepkoci mieszanki a na
poziomie wikszym ni 5% równie znaczcy wzrost granicy pynicia.
Odpowiedni pynno mieszanki samozagszczalnej uzyskuje si stosujc dodatek
superplastyfikatora. Dobrze dobrany superplastyfikator powinien zapewnia wymagane
waciwoci mieszanki przez co najmniej 1 - 1,5h. Zwykle stosuje si superplastyfikatory
na bazie polieterów i polikarboksylanów. Ze wzgldu na liczb czynników determinujcych
efekty dziaania superplastyfikatora, jego dobór przeprowadza si dowiadczalnie. Chocia
superplastyfikatory najczciej nie powoduj napowietrzenia mieszanki, w niektórych
przypadkach ich duy dodatek moe przyczynia si do znaczcego wzrostu iloci
powietrza w mieszance (nawet ponad 5%) [15]. Superplastyfikatory stosowane w duej
iloci mog te znaczco opónia czas wizania. Efekty te naley bra pod uwag przy
doborze superplastyfikatora Szczegóowo metody i zasady doboru superplastyfikatorów ze
wzgldu na warunki technologiczne, waciwoci skadników oraz skad mieszanki
omówiono w np. w [3,4].
W celu wyeliminowania lub zredukowania segregacji i wycieku zaczynu z
mieszanki samozagszczalnej oraz zmniejszenia jej parcia na deskowania stosuje si
domieszki zwikszajce lepko. Efekty dziaania domieszek zwikszajcych lepko
zale przede wszystkim od waciwoci stosowanego cementu i superplastyfikatora.
Naley zwróci uwag, e w niektórych przypadkach dodanie domieszek zwikszajcych
lepko moe równie wpywa negatywnie na wytrzymao na ciskanie mieszanki.
69
70
30,5
49,5
31,2
500
% objtociowo
% iloci kruszywa masowo
% objtociowo
kg/m3
32,3
161
0,83
0,28
445
Percentyl
10%
29,1
44
22,9
39
200
1,28
0,42
605
Percentyl
90%
34,8
54
40
30 - 38
150 - 210
-
380 - 600
Wg zalece
EFNARC
48 - 55
27 - 36
% objtociowo
% iloci kruszywa masowo
Kruszywo (> 4 lub 5 mm)
% objtociowo
Frakcje pyowe (< 0,125 mm)
kg/m3
Zaczyn (woda + frakcje pyowe)
% objtociowo
Woda
kg/m3
objtociowo
Wspóczynnik woda/frakcje pyowe
masowo
*
- zagszczanie wibracyjne, wytrzymao na ciskanie 90 MPa, opad stoka 200 mm
Piasek (< 4 lub 5 mm)
28
42
34,5
525
37
170
0,325
Mediana
Percentyl
10%
27
38
28
450
33
155
0,26
640
45
205
0,39
Percentyl
90%
33
48
Wg zalece
EFNARC
48 - 55
27 - 36
380 - 600
30 - 38
150 - 210
-
Tablica 5. Mediana i rozrzut podstawowych proporcji skadników betonów samozagszczalnych wg [13]
34,8
176
1,03
0,34
Mediana
Jednostka
% objtociowo
kg/m3
objtociowo
Wspóczynnik woda/frakcje pyowe
masowo
*
- zagszczanie wibracyjne, wytrzymao na ciskanie 40 MPa, opad stoka 75 mm
Kruszywo (> 4 lub 5 mm)
Frakcje pyowe < 0,125 mm (razem z cementem i
dodatkami)
Zaczyn (woda + frakcje pyowe)
Woda
Piasek (< 4 lub 5 mm)
Skadnik
Tablica 4. Mediana i rozrzut podstawowych proporcji skadników betonów samozagszczalnych wg [12]
25
35
40
450 - 550
35
120 -180
< 0,40
Beton HPC*
29
160
> 0,45
335
Beton
zwyky*
25
35
46
Stosowanie domieszek napowietrzajcych komplikuje si w przypadku betonów
samozagszczalnych. Napowietrzenie mieszanki i jego zmiany mog znaczco wpywa na
waciwoci mieszanki w trakcie betonowania. Jak wspomniano wczeniej, rodzaj
superplastyfikatora moe wpywa na napowietrzenie mieszanki. Dobierajc domieszk
upynniajc i napowietrzajc do betonu samozagszczalnego naley si wic kierowa
nie tylko kryteriami reologicznymi, ale równie kryterium uzyskania wymaganego stopnia
napowietrzenia mieszanki.
Stosowanie innych domieszek (np. opróniajcych lub przyspieszajcych) w betonie
samozagszczalnym odbywa si na ogólnych zasadach. Moliwy wpyw stosowanych
domieszek na efektywno dziaania superplastyfikatora oraz na waciwoci reologiczne
mieszanki naley sprawdza i uwzgldni podczas doboru jakociowego i ilociowego
skadników.
6. Podsumowanie
Projektowanie betonu samozagszczalnego, chocia zasadniczo nie odbiega od
projektowania betonu zagszczanego tradycyjnie, jest bardziej skomplikowane, ze wzgldu
na konieczno jednoczesnego spenienia ostrych warunków urabialnoci wytrzymaoci i
trwaoci. Wymaga od projektanta wikszego zaawansowania technologicznego i duego
dowiadczenia, zwaszcza w zakresie efektywnego stosowania domieszek. Dobór
skadników i skadu prowadzony jest dowiadczalnie i wymaga zwykle wykonania wielu
zarobów próbnych, przez co jest bardziej czaso i pracochonne. Ze wzgldu na reologiczne
podobie
stwo zapraw i mieszanek korzystne jest wykonywanie bada
na zaczynach, lub
lepiej na zaprawach, i dopiero na ostatnim etapie projektowani optymalizowanie skadu
mieszanki betonowej.
Literatura
1
2
3
4
5
6
7
The European Guidelines for Self-Compacting Concrete. Specification, Production and
Use. SCC European Project Group, 2005.
De Schutter G., Bartos P.J.M., Domone P., Gibbs J.: Self compacting concrete.
Dunbeath: Whittles Publishing, 2008.
Szwabowski J. Goaszewski J.: Technologia betonu samozagszczalnego. Polski
Cement, Kraków, 2011.
Goaszewski J.: Wpyw superplastyfikatorów na waciwoci reologiczne mieszanek
na spoiwach cementowych w ukadzie zmiennych czynników technologicznych.
Zeszyty Naukowe Politechniki lskiej, Gliwice 2006.
Reologia w technologii betonu. Ed Szwabowski J., Wydawnictwo Politechniki
lskiej, Gliwice, 2009.
liwi
ski J., Czogosz R.: Spostrzeenia z praktycznego projektowania skadu betonów
samozagszczalnych. Reologia w technologii betonu. Ed Szwabowski J.,
Wydawnictwo Politechniki lskiej, Gliwice, 2009.
FprEN 206-9:2009 Concrete - Part 9: Additional Rules for Self-compacting Concrete
(SCC).
71
8
9
10
11
12
13
14
15
Walraven J.: Structural applications of self compacting concrete Proceedings of 3rd
RILEM International Symposium on Self Compacting Concrete, Reykjavik, Iceland,
RILEM Publications PRO 33, August 2003.
Cussigh F.: Self - compacting concrete stability control. 1st International Symposium
on Self -Compacting Concrete, RILEM PRO 7, Eds. A. Skarendahl and O. Petersson,
Stockholm, Sweden, 1999, str. 151 ÷ 162.
ACI 237R-07 - Self-Consolidating Concrete. ACI Committee 237, technical committee
document 237R-07, 2007.
Szwabowski J., Goaszewski J.: Waciwoci zaczynu i stopie
wypenienia jam
kruszywa jako czynniki ksztatujce samozagszczalno i wytrzymao betonu.
Cement Wapno Beton, 2/2010
Domone P.L.: Self-compacting concrete: An analysis of 11 years of case studies.
Cement and Concrete Composites, 28 (2), 2006.
Goaszewski J., Kostrzanowska A.: An overview of case studies about self-compacting
high performance concrete. International Conference „Concrete and Concrete
Structures“, Zylina, Slovakia, 2009.
Urban M.: Wpyw wielkoci strat praenia popiou lotnego krzemionkowego na
parametry reologiczne mieszanek nowej generacji. Cement Wapno Beton, 4/2007.
Szwabowski J., aniewska - Piekarczyk B.: Zwikszenie napowietrzenia mieszanki
SCC pod wpywem dziaania superplastyfikatorów karboksylanowych. Cement Wapno
Beton 4/2008.
DESIGNING OF SELF COMPACTING CONCRETE
Abstract
Improving knowledge about self-compacting concrete technology is the main aim of this
paper. Algorithm a most popular methods of self-compacting concrete designing are
presented and discussed in this paper, as well as technical requirements and practical
recommendations.
72
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Wojciech Piasta1
Hubert Sikora2
WPYW RODZAJU CEMENTU NA SKURCZ I PCZNIENIE
BETONU
1. Wprowadzenie
Zjawisko skurczu jest skomplikowanym procesem, na który nakada si w sposób
sumaryczny szereg skadników. Skurcz kompozytów cementowych jest zwizany ze
zmniejszaniem zawartoci wody w mikrostrukturze zaczynu, co zachodzi z dwóch
gównych przyczyn: samoosuszania podczas hydratacji cementu oraz zewntrznego
osuszania kompozytu. Ponadto podczas postpujcej hydratacji na skurcz nakadaj si
procesy zmian fizycznych i chemicznych, gównie krzemianów wapniowych.
Zgodnie z jedn z hipotez, w najdrobniejszych porach kapilarnych (2,5-30nm)
podczas opuszczania ich przez wod dochodzi do zmian cinienia kapilarnego, w wyniku
czego pojawiaj si naprenia w twardniejcym zaczynie [1]. Naprenia te wywouj
odksztacenia, które powoduj zmniejszenie cznej objtoci zaczynu, odczytywane jako
skurcz kapilarny, który czciowo jest odwracalny po ponownym nasyceniu przez wod
zaczynu. Osuszanie betonu jest tym szybsze im wiksza jest jego porowato kapilarna oraz
udzia porów duych, gdy pory kapilarne s gówn drog przemieszczania si wody w
stwardniaym zaczynie. Natomiast porowato i rozkad wielkoci porów w najbardziej
istotny sposób zaley od stosunku w/c. Trzeba jednak pamita o tym, e przy staym
stosunku w/c porowato zaczynu i jej struktura jest funkcj stopnia hydratacji, który w
tych samych warunkach zaley od skadu mineralnego konkretnego cementu i
zastosowanych dodatków. Wedug innej hipotezy cz skurczu nieodwracalnego,
zachodzca w najwikszym zakresie przy duych stopniach hydratacji, zwizana jest
wysychaniem elu C-S-H, czyli utrat wody z mikroporów elowych mniejszych ni 2,5nm
[1]. Efekt ten powoduje zwikszenie iloci wiza
chemicznych w elu fazy C-S-H oraz
zblienie jej warstw.
1
dr hab. in., prof. nzw. w Pol. w., Politechnika witokrzyska, 25-314 Kielce,
al. Tysiclecia Pa
stwa Polskiego 7
2
mgr in., Politechnika witokrzyska, 25-314 Kielce, al. Tysiclecia Pa
stwa Polskiego 7
73
Thomas i Jennings [2] interpretuj mechanizm skurczu, ale tylko nieodwracalnego,
opierajc si na zaoeniu, e w zaczynie cementowym faza C-S-H wystpuje w postaci
elu, który jest agregacj wytrconych czstek wielkoci koloidalnej. Podczas chemicznego
procesu „starzenia” (dojrzewania) wielkoci koloidalnej czstki fazy C-S-H tworz w
czasie ze sob wizania, zwikszajc stopie
polimeryzacji a
cuchów krzemianowych w
elu, dziki czemu wzrasta wytrzymao i sztywno zaczynu, a take jego gsto.
Sprzyja to zmniejszaniu objtoci zaczynu, które szczególnie atwo w sposób trway
wystpuje przy odbieraniu wody z elu C-S-H, co autorzy [2] hipotezy rozwaaj równie
jako cz procesu starzenia. Utrata wody z porowatego elu powoduje kondensacj
a
cuchów krzemianów w ich sieci z moliwoci dalszego wizania powodujc, e
powstajce odksztacenie jest nieodwracalne.
Zastpienie w cemencie czci klinkieru ulem wielkopiecowym przyczynia si do
szerokiego zakresu zmian mikrostruktury stwardniaego zaczynu (betonu), a tym m.in.:
powstawania wikszej iloci fazy C-S-H, innej struktury porów w zaczynie oraz niszego
stopnia hydratacji (szczególnie w pierwszych jej dniach, gdy zachodzi najwikszy skurcz).
Naley zwróci uwag, e przytoczone hipotezy mechanizmu skurczu dotycz wanie tego
samego pola (zakresu) mikrostruktury, w którym zachodz zmiany pod wpywem dodania
ula. Wskazuje to, e dodatek ula w sposób poredni (poprzez zmiany mikrostruktury)
ma take wpyw na skurcz stwardniaego zaczynu (betonu). Natomiast bezporedni wpyw
(prawdopodobnie ograniczenie – czego nie mona odróni, gdy skurcz jest
odksztaceniem sumarycznym) ula na skurcz polega na tym, e ziarna ula (z powodu
wolniejszej hydratacji jego mineraów ni mineraów klinkieru) peni rol dobrze
przyczepnego mikrowypeniacza w zaczynie. Kurdowski i Trybalska [3] wykazali, e
zaczyn z cementu hutniczego (o zawartoci 50% ula) po 1 roku hydratacji moe zawiera
nawet 15% nie przereagowanego ula. Autorzy [3] podkrelili, e niezhydratyzowany
dodatek peni rol mikrokruszywa i moe wpywa na waciwoci fizyczne (w tym take
na odksztacenia) betonu.
Mimo upowszechnienia wykonywania elementów, a nawet konstrukcji
powierzchniowych z betonu napowietrzonego, czsto z cementów z dodatkami ula lub
popioów, nie znane s w literaturze wyniki bada
skurczu betonów napowietrzonych.
2. Materiay i metody bada
Badania odksztace
wasnych – skurczu w powietrzu i pcznienia w wodzie,
zostay przeprowadzone na betonach nienapowietrzonych i napowietrzonych o stosunku
w/c=0,50. Do wykonania betonów uyto nastpujce rodzaje cementów : portlandzki CEM
I 42,5R, portlandzki ulowy CEM II/B-S 42,5N (zwany dalej w tekcie ulowym),
hutniczy CEM III/A 42,5N; portlandzki wieloskadnikowy CEM II/B-M (S-V) 32,5 R
(zwany dalej wieloskadnikowym) oraz portlandzki wapienny CEM II/A-LL 42,5 R
(zwany dalej wapiennym). Wszystkie powysze cementy zostay wykonane z tego samego
klinkieru portlandzkiego, pochodzcego z tej samej cementowni. Z kadym z powyszych
cementów wykonano po dwa betony: bez domieszki napowietrzajcej oraz z domieszk
napowietrzajc, dodawan w iloci 0,20-0,28% masy cementu. Jako kruszywo drobne
zastosowano naturalny piasek kwarcowy (Dziergowice 0,0-2,0 mm), a jako kruszywo grube
naturalne kruszywo otoczakowe (Dziergowice 2-8 mm oraz Wójcice 8-16 mm). Skad
mieszanek betonowych zosta przedstawiony w tablicy 1.
74
Ponadto w celu upewnienia si, czy tendencje zmian odksztacalnoci betonu pod
wpywem rodzaju cementu i napowietrzenia rozcigaj si na szersz skal, zbadano
dodatkowo skurcz i pcznienie betonów napowietrzonego i nienapowietrzonego o tym
samym skadzie (tabl. 1), ale z amanym kruszywem wglanowym (z kopalni Laskowa),
zachowujc t sam objto obu kruszyw grubych – amanego i naturalnego. Do
wykonania betonów z kruszywem amanym uyto naturalny piasek kwarcowy (z piaskowni
Brzegi-Nida) oraz te same trzy rodzaje cementów (portlandzki CEM I 42,5R, ulowy
CEM II/B-S 42,5N, hutniczy CEM III/A 42,5N) i t sam domieszk napowietrzajc, jak
w przypadku betonu z grubym kruszywem naturalnym.
Tablica 1. Skad mieszanek betonowych w zalenoci od rodzaju kruszywa [kg /m3].
beton z kruszywem wglanowym
beton z kruszywem otoczakowym
amanym
naturalnym
K2-8 = 565
K2-8 = 548
K8-16 = 702
K8-16 = 681
C= 350
W=175*
P= 605
W/C=0,50
*-cakowita masa wody dla betonu nienapowietrzonego oraz cakowita masa wody wraz z
mieszank napowietrzajc do betonu np.
Oprócz bada
stwardniaego betonu zostay wykonane nastpujce oznaczenia mieszanek
betonowych:
–konsystencji metod opadu stoka
–zawartoci powietrza metod cinieniow
–gstoci objtociowej mieszanki betonowej
Wyniki bada
mieszanek betonowych przedstawiono w tablicy 2 i 3.
Tablica 2. Wyniki bada
mieszanek betonowych z naturalnym kruszywem otoczakowym.
kruszywo :
naturalne kruszywo otoczakowe
beton
opad stoka, [cm]
nnp
3,0
np
5,6
nnp
1,0
np
5,0
nnp
4,0
np
5,0
CEM II/B-M
(S-V)
nnp
np
3,0
6,0
zawarto powietrza,
[%]
2,2
5,6
2,0
5,2
2,2
5,4
2,2
gsto obj.
mieszanki, [kg/dm3]
2,35
2,26
2,36
2,29
2,37
2,26
2,36
cement
CEM I
CEM II/B-S
CEM III/A
CEM II/A-LL
nnp
3,0
np
4,0
5,8
2,4
5,8
2,25
2,37
2,29
(nnp – beton nienapowietrzony, np- beton napowietrzony)
75
Tablica 3. Wyniki bada
mieszanek betonowych z wglanowym kruszywem amanym.
kruszywo :
wglanowe kruszywo amane
cement
CEM I
CEM II/B-S
CEM III/A
beton
nnp
np
nnp
np
nnp
np
opad stoka, [cm]
3,2
5,3
2,3
5,0
3,5
4,3
zawarto
2,1
5,4
2,0
5,7
2,1
5,2
powietrza, [%]
gsto obj.
mieszanki,
2,40
2,32
2,44
2,34
2,47
2,39
[kg/dm3]
(nnp – beton nienapowietrzony, np- beton napowietrzony)
Od chwili pierwszego pomiaru, tj. po 24 godzinach od chwili wykonania próbki betonowe
z naturalnym kruszywem otoczakowym byy przechowywane w powietrzu o wilgotnoci
wzgldnej 70±5% i temperaturze 20°C. Czas badania odksztace
wynosi do 390 dni, a
nastpnie 45 dni w wodzie. Natomiast próbki betonowe z kruszywem amanym byy
badane przez 180 dni w powietrzu o wilgotnoci wzgldnej 65±5% i temperaturze 18±2°C,
a nastpnie 45 dni w wodzie.
Badania odksztace
przeprowadzono aparatem Amslera, uywajc po 6 próbek kadego
betonu o wymiarach 10x10x50cm z czopikami wbetonowanymi centralnie w czoo.
Pierwszy pomiar próbek wykonywano ju po 24 godzinach od wykonania próbek. Do
oznaczenia wytrzymaoci betonu na ciskanie uyto po 5 próbek 15x15x15cm kadego z
betonów.
3. Omówienie wyników bada
3.1. Skurcz i pcznienie betonów
Wpyw rodzaju cementu.
Na podstawie przeprowadzonych bada
betonów nienapowietrzonych i
napowietrzonych z kruszywem otoczakowym i amanym stwierdzono znaczne rónice w
odksztaceniach wasnych zalene od rodzaju zastosowanego cementu.
Betony z kruszywa naturalnego otoczakowego.
Wród betonów nienapowietrzonych z kruszywa otoczakowego najwiksze
odksztacenia skurczowe, przedstawione na rys. 1, osigny betony z cementu
portlandzkiego i wieloskadnikowego, które wynosiy odpowiednio 620x10-6 po 330 dniach
oraz 632x10-6 po 210 dniach. Natomiast odksztacenia skurczowe betonów z cementu
ulowego i hutniczego wynosiy tylko 350x10-6 i 320x10-6, a wic byy duo mniejsze –
odpowiednio o 43% i 49% – w porównaniu ze skurczem betonu z cementu portlandzkiego
(rys. 1).
Beton z cementu wapiennego do 60 dnia osiga praktycznie takie same wartoci jak
beton z cementu ulowego, natomiast maksymaln warto osign po 240 dniach
(wynoszc 495x10-6), lecz nisz o 20% w porównaniu ze skurczem betonu z cementu
portlandzkiego.
76
Rys. 1. Wpyw cementu na skurcz i pcznienie betonu nienapowietrzonego z kruszywa
otoczakowego (nnp–beton nienapowietrzony).
Dodatkowo naley zaznaczy, e skurcz betonów zawierajcych uel do wieku 14 dni by
jednak nieco wikszy ni skurcz betonu z cementu portlandzkiego. Ponadto naley take
zwróci uwag na warto skurczu betonu wieloskadnikowego, która bya znacznie
wiksza ni wartoci skurczu pozostaych betonów. W wyniku pcznienia w wodzie
zaobserwowano, e wartoci odksztace
betonów do 30 dni z cementem portlandzkim i
wieloskadnikowym byy do 33% nisze od pierwotnych przed pcznieniem.
Na podstawie wyników bada
(rys. 2) stwierdzono znaczne rónice w odksztaceniach
betonów napowietrzonych zalene od rodzaju cementu. Do wieku 75 dni skurcz betonów
napowietrzonych z cementów zawierajcych uel by wikszy ni skurcz betonu z
cementu portlandzkiego. Podobnie zaobserwowano, e do 28 dni beton z cementu
wieloskadnikowego wykaza wikszy skurcz ni w przypadku betonu z cementu
portlandzkiego.
Rys. 2. Wpyw cementu na skurcz i pcznienie betonu napowietrzonego z kruszywa
otoczakowego (np–beton napowietrzony).
77
Natomiast w ko
cowym okresie bada
(tj. od ~130 do 330 dnia) relacje wartoci
odksztace
betonów napowietrzonych odwróciy si i najwikszy skurcz mia beton z
cementu portlandzkiego, który ostatecznie wyniós 560x10-6, natomiast skurcz betonów z
cementów zawierajcych uel by znacznie mniejszy i wynosi w przypadku betonu z
cementu ulowego 492x10-6 i 416x10-6 dla betonu z cementu hutniczego, a dla cementu
wieloskadnikowego wyniós 305x10-6. Zdecydowanie najmniejsz warto odksztacenia
skurczowego osign beton napowietrzony z cementu wieloskadnikowego i by niszy o
46% od skurczu betonu z cementem portlandzkim. Skurcz betonu z cementu wapiennego
osign maksymaln warto (wynoszc 532x10-6) w wieku 254 dni, która bya znacznie
wiksza ni odksztacenia betonów z cementem hutniczym i ulowym i tylko nieznacznie
nisza ni wartoci skurczu cementu portlandzkiego. Ponadto przebieg skurczu betonów
portlandzkiego i wapiennego by bardzo podobny w czasie.
Betony z amanego kruszywa wglanowego.
Na rys. 3 przedstawiono zmiany odksztace
betonów nienapowietrzonych w czasie z
cementem portlandzkim oraz cementami zawierajcymi uel – ulowym i hutniczym z
amanego kruszywa wglanowego. Od 7 dnia bada
zaobserwowano wikszy przyrost
odksztace
skurczowych betonu z cementem portlandzkim w stosunku do pozostaych
betonów. Od 28 do 180 dnia bada
wyranie wida rosnc rónic skurczu betonów z
cementem zawierajcym uel w porównaniu z cementem portlandzkim, która w wieku
180 dni wynosia 24% i 37%, odpowiednio dla cementu ulowego i hutniczego. W
wyniku pcznienia w wodzie zaobserwowano, e wikszy spadek odksztace
posiadaj
betony z cementem ulowym i hutniczym (odpowiednio 60% i 55%) ni beton z
cementem portlandzkim (37%) w stosunku do swych pierwotnych wartoci przed
zanurzeniem w wodzie.
Rys. 3. Wpyw cementu na skurcz i pcznienie betonu nienapowietrzonego z amanego
kruszywa wglanowego (nnp–beton nienapowietrzony).
78
W badaniach betonów napowietrzonych z cementów: portlandzkim, ulowym i
hutniczym i z kruszywem wglanowym amanym (rys. 4) zaobserwowano, e odksztacenia
skurczowe osigaj podobne wartoci do 7 dnia bada
. Od 7 do 180 dnia bada
beton z
cementem ulowym wykazuje niszy skurcz ni beton z cementem portlandzkim do 21%.
Naley zwróci uwag, e do 90 dnia pomiarów odksztacenia betonu z cementem
hutniczym niewiele róniy si od odksztace
betonu z cementem portlandzkim, ale byy
jednak nisze. Dopiero od 90 do 180 dnia bada
obserwujemy wyranie mniejsze wartoci
skurczu betonu z cementem hutniczym i s do 6% nisze ni wartoci betonu z cementem
portlandzkim i wynosz odpowiednio 460x10-6 i 482x10-6. Podczas pcznienia w wodzie
stwierdzono, e najnisze wartoci odksztace
wykazuje beton z cementem ulowym w
porównaniu z odksztaceniami betonu z cementów hutniczego i portlandzkiego.
Rys. 4. Wpyw cementu na skurcz i pcznienie betonu napowietrzonego z amanego
kruszywa wglanowego (nnp–beton nienapowietrzony).
Biorc pod uwag dotychczasowe wyniki bada
skurczu i pcznienia betonów
nienapowietrzonych i napowietrzonych wykonanych z cementów: portlandzkiego,
wieloskadnikowego, ulowego, hutniczego i wapiennego; z kruszywem otoczakowym
oraz amanym wglanowym uznano, e betony z cementów zawierajcych uel wykazuj
najbardziej widoczne rónice w odksztaceniach skurczu i pcznienia w stosunku do
betonów z cementu portlandzkiego. Warto podkreli, e najnisze wartoci skurczu
osign beton z cementem hutniczym przy zastosowaniu zarówno kruszywa otoczakowego
jak i kruszywa wglanowego amanego.
Wpyw napowietrzenia.
Na rys. 5 przedstawiono wyniki bada
odksztace
skurczowych w powietrzu i pcznienia
w wodzie betonów napowietrzonego i nienapowietrzonego z cementów portlandzkiego i
hutniczego i z kruszywa naturalnego otoczakowego w zalenoci od czasu.
79
Rys. 5. Wpyw napowietrzenia na skurcz i pcznienie betonu z cementem portlandzkim i
hutniczym oraz kruszywem otoczakowym (nnp–beton nienapowietrzony, np.-beton
napowietrzony).
Wyniki bada
betonów NNP i NP z cementem CEM I 42,5R wykazuj, e w wieku od 7
dni a do stabilizacji skurczu badanego od 330 do 390 dni, beton napowietrzony osign
mniejsz warto odksztacenia ni beton nienapowietrzony. Maksymalna warto skurczu
betonu nienapowietrzonego wynosia 620x10-6, natomiast betonu napowietrzonego 560x106
. Wzgldna rónica w odksztaceniach w wieku od 150 do 360 dni wynosia okoo 15%, w
stosunku do betonu nienapowietrzonego. Najwiksze rónice pomidzy szybkoci
odksztacenia skurczowego betonu napowietrzonego i nienapowietrzonego obserwowano w
okresie od 28 do 90 dni. Skurcz odwracalny (pcznienie) betonu napowietrzonego i
nienapowietrzonego wynosi odpowiednio 152x10-6 i 201x10-6, a wic w tym przypadku
beton napowietrzony wykaza mniejsze zmiany objtoci ni beton nienapowietrzony.
Mona zaoy, e zaleno ta potwierdza wczeniej stwierdzony wikszy skurcz betonu
nienapowietrzonego (patrz rys. 3 i 4).
Biorc pod uwag wyniki bada
skurczu i pcznienia betonów wykonanych z cementu
portlandzkiego z kruszywem otoczakowym oraz amanym uznano, e napowietrzenie
betonu zmniejsza jego podatno na odksztacenia wasne.
Zupenie inny obraz zmian objtoci wykazay betony wykonane z cementu
hutniczego (rys.5). Napowietrzenie betonu spowodowao zwikszenie skurczu.
Do 7 dni odksztacenia skurczowe betonów napowietrzonego i nienapowietrzonego
przebiegay podobnie i osigny podobny zakres wartoci. Wynosiy odpowiednio 204x106
i 190x10-6. W okresie od 7 do 30 dnia pomiaru nastpi wikszy i bardziej gwatowny
skurcz betonu napowietrzonego, który wyniós 356x10-6, natomiast skurcz betonu
nienapowietrzonego w tym samym czasie osign warto 272x10-6. Od wieku 60 dni a
do zako
czenia bada
skurczu, tj. 330 dni, beton napowietrzony utrzymywa wiksze
wartoci odksztace
ni beton nienapowietrzony, a wzgldna rónica w odksztaceniach
wynosia od 20 do 28% (wzgldem betonu nienapowietrzonego). Najwiksz rónic
pomidzy
wartociami
odksztacenia
skurczowego
betonu
napowietrzonego
i nienapowietrzonego zaobserwowano w wieku 30 dni. Skurcz odwracalny (pcznienie)
betonu napowietrzonego i nienapowietrzonego wynosi odpowiednio 45x10-6 i 112x10-6. W
80
przypadku betonów z cementem hutniczym beton napowietrzony wykaza dwukrotnie
mniejsze zmiany odksztace
ni beton nienapowietrzony.
Na rys. 6 zobrazowano wyniki bada
skurczu w powietrzu i pcznienia w wodzie betonów
napowietrzonego i nienapowietrzonego z cementu wieloskadnikowego i z kruszywa
naturalnego otoczakowego. Dla celów porównawczych na rys. 6 zawarto take
odksztacenia betonów napowietrzonego i nienapowietrzonego z cementu portlandzkiego.
Rys. 6. Wpyw napowietrzenia na skurcz i pcznienie betonu z cementem portlandzkim i
portlandzkim wieloskadnikowym oraz kruszywem otoczakowym (nnp–beton
nienapowietrzony, np.-beton napowietrzony).
Wyniki bada
wykazuj, e w wieku od 2 dni a do stabilizacji skurczu, tj. 150 dni, beton
nienapowietrzony wykaza zdecydowanie wikszy przyrost odksztace
ni beton
napowietrzony. Najwiksza warto skurczu betonu nienapowietrzonego wynosia 632x106
, natomiast betonu napowietrzonego tylko 303x10-6. Najwiksze zrónicowanie w
odksztaceniach skurczowych nastpio w wieku od 7 do 150 dni, gdy przyrost
odksztacenia betonu nienapowietrzonego wyniós 427x10-6, a napowietrzonego tylko ok.
200X10-6. Skurcz odwracalny (pcznienie) betonu napowietrzonego i nienapowietrzonego
wynosi odpowiednio 133x10-6 i 240x10-6, co wiadczy, e beton napowietrzony wykaza
wyranie mniejsze zmiany objtoci ni beton nienapowietrzony.
Zupenie odmienne zmiany objtoci wykazay betony wykonane z cementu
wapiennego (rys. 7). Napowietrzenie betonu spowodowao zwikszenie skurczu.
81
Rys. 7. Wpyw napowietrzenia na skurcz i pcznienie betonu z cementem portlandzkim i
portlandzkim wapiennym oraz kruszywem otoczakowym (nnp–beton nienapowietrzony,
np.-beton napowietrzony).
Do 90 dni odksztacenia skurczowe obu betonów napowietrzonego i
nienapowietrzonego byy w przyblieniu jednakowe (wartoci wynosiy ok. 390x10-6).
Zrónicowanie wartoci odksztace
skurczowych betonu napowietrzonego do
nienapowietrzonego zaszo w okresie od 120 do 210 dnia i wynosio pomidzy
odksztaceniami betonu NNP i NP od 19% do 7%. Najwiksze wartoci skurczu beton
nienapowietrzony osign w 240 dniu, a beton napowietrzony w 254 dniu i wynosiy
odpowiednio 495x10-6 i 532x10-6 i byy mniejsze ni w przypadku betonów z cementu
portlandzkiego. Skurcz odwracalny (pcznienie) betonów napowietrzonego i
nienapowietrzonego wynosiy odpowiednio 34x10-6 i 44x10-6.
Biorc pod uwag wyniki bada
skurczu i pcznienia betonów wykonanych z cementu
portlandzkiego z kruszywem otoczakowym oraz wyniki bada
skurczu i pcznienia
betonów wykonanych z cementu wapiennego z tym samym kruszywem uznano, e
zwikszona ilo kamienia wapiennego w cemencie wapiennym (12%) wpywa ogólnie na
zmniejszenie odksztace
skurczowych betonów NNP i NP, ale napowietrzenie betonu z
cementem wapiennym zwiksza jego podatno na odksztacenia skurczowe. Wpyw
napowietrzenia na odksztacenia tego betonu wymaga dalszych bada
.
Wpyw zawarto
ci ula.
Na podstawie dotychczas przeprowadzonych bada
(rys. nr 8) dokonano wstpnej analizy
wpywu zawartoci ula na skurcz i pcznienie betonów nienapowietrzonych wykonanych
z kruszywa otoczakowego. W okresie ustabilizowania si odksztace
skurczowych
(midzy 150 a 360 dniem) beton z cementu portlandzkiego osiga wartoci ok. 620x10-6.
Natomiast betony z cementów ulowego i hutniczego osigaj odpowiednio wartoci ok.
356x10-6 i 315x10-6, co stanowi ok. 57% i 51% odksztace
betonu z cementu
portlandzkiego.
Mona stwierdzi, e przewidywany skurcz betonu jest tym mniejszy im wicej ula
zawiera cement.
82
Rys. 8. Wpyw zawartoci ula na skurcz i pcznienie betonu nienapowietrzonego z
kruszywem otoczakowym (NNP–beton nienapowietrzony).
Podobna tendencja spadku odksztace
skurczowych wystpia w przypadku betonów
nienapowietrzonych z cementów zawierajcych uel wykonanych z kruszywa
wglanowego amanego. W wieku 150 dni skurcz betonu z cementu portlandzkiego
osign warto 515x10-6, a skurcz betonów z cementów ulowego i hutniczego osign
odpowiednio warto ok. 388x10-6 i 327x10-6, co stanowi ok. 75% i 64% odksztace
betonu z cementu portlandzkiego.
Dla zobrazowania powyszej tendencji zaleno pomidzy wartoci skurczu
a
procentow zawartoci ula w cemencie przedstawiono na rys. nr 9.
Rys. 9. Wpyw zawartoci ula na skurcz betonów nienapowietrzonych w wieku 150 dni.
3.2. Wytrzymao
betonów na ciskanie
W tablicach nr 4 i nr 5 przedstawiono rednie wartoci wytrzymaoci na ciskanie
oraz ich klasyfikacj zgodnie z PN-EN-206-1.
83
Tablica 4. Wytrzymao na ciskanie w wieku 28 dni i klasy wytrzymaoci – betony z
naturalnym kruszywem otoczakowym.
cement
beton
fcm
[MPa]:
klasa
wytrz.
CEM I
nnp*
np*
CEM II/B-S
nnp*
np*
CEM III/A
nnp*
np*
46,1
38,9
51,8
43,2
52
C30/37
C25/30
C35/45
C30/37
C35/45
nnp*
np*
CEM II/A-LL
nnp*
np*
45,8
49,9
44,2
43,3
38,1
C30/37
C35/45
C30/37
C30/37
C25/30
CEM II/B-M(S-V)
*-(nnp – beton nienapowietrzony, np- beton napowietrzony)
Tablica 5. Wytrzymao na ciskanie w wieku 28 dni i klasy wytrzymaoci – betony z
wglanowym kruszywem amanym.
cement
beton
fcm [MPa]:
klasa
wytrzymaoci
CEM I
nnp*
41,9
np*
35,1
C30/37
C25/30
CEM II/B-S
nnp*
np*
42,5
35,7
C30/37
C25/30
CEM III/A
nnp*
41,0
np*
35,2
C30/37
C25/30
*-(nnp – beton nienapowietrzony, np- beton napowietrzony)
Napowietrzenie betonów (z cementów: portlandzkiego, ulowego, hutniczego,
wieloskadnikowego i wapiennego); wykonanych z kruszywa naturalnego otoczakowego;
spowodowao obnienie wytrzymaoci betonu o jedn klas. Wytrzymao na ciskanie
betonów napowietrzonych bya rednio o 11,5-16,6% nisza od betonu
nienapowietrzonego, co daje 3,2-5,2% spadku wytrzymaoci na 1% napowietrzenia.
Podobne obnienie wytrzymaoci na ciskanie wystpio wskutek napowietrzenia betonów
(z cementów: portlandzkiego, ulowego, hutniczego), wykonanych z kruszywa amanego
wglanowego. Wytrzymao na ciskanie betonów napowietrzonych bya rednio o 14,116,2% nisza od betonu nienapowietrzonego, co daje 4,3-4,9% spadku wytrzymaoci na
1% napowietrzenia.
4. Podsumowanie
W efekcie wprowadzenia do mieszanki betonowej z cementu portlandzkiego dodatkowych
ok.3,5 % powietrza poprzez dodanie domieszki napowietrzajcej nastpio zmniejszenie do
12% i 15% skurczu odpowiednio betonu z amanym kruszywem wglanowym i betonu z
kruszywem otoczakowym. Zdaniem autorów spowodowana przez napowietrzenie podobna
tendencja do zmniejszenia odksztace
wasnych betonów z cementu portlandzkiego z
dwoma rónymi rodzajami kruszywa odrzuca obawy, e napowietrzanie betonów z
cementu portlandzkiego moe przyczyni si do pogorszenia waciwoci
odksztaceniowych, jak to ma miejsce w przypadku wytrzymaoci. Zupenie inny obraz
zmian objtoci wykazay 2 betony wykonane z cementów zawierajcych uel.
Napowietrzenie betonów spowodowao zwikszenie skurczu, który by o ok. 28% wikszy
ni betonów nienapowietrzonych. Rozbieny wpyw napowietrzenia na skurcz betonów z
cementu portlandzkiego i z cementów z dodatkami ula wielkopiecowego jest dla autorów
pracy zastanawiajcy i wymaga dalszych bada
i wyjanienia.
84
Na podstawie wyników bada
betonów napowietrzonych i nienapowietrzonych z
rónych rodzajów cementów generalnie stwierdzono, e skurcz betonów z cementu
portlandzkiego i cementu wapiennego jest najwikszy. Znaczce zmniejszenie skurczu
uzyskano w betonach z cementów zawierajcych uel wielkopiecowy. W wynikach bada
betonów zarówno napowietrzonych jak i nienapowietrzonych zaznacza si tendencja coraz
mniejszego skurczu wraz ze wzrostem zawartoci ula w cemencie. Najwiksze
zmniejszenie skurczu – od 36 do 50%, uzyskano, gdy w betonie nienapowietrzonym
cement portlandzki zastpiono cementem hutniczym (zawierajcym 55% ula). Trudno
bez bada
strukturalnych przyzna jednoznaczn suszno wspomnianym we
Wprowadzeniu hipotezom, nie mniej jednak otrzymane wyniki bada
wasnych sugeruj,
e zmiany w mikrostrukturze betonów – zwikszenie zawartoci fazy C-S-H oraz obnienie
porowatoci – spowodowane przez zastosowanie dodatku ula wielkopiecowego,
powoduj zmniejszenie skurczu betonu.
Wystpowanie w cemencie mao aktywnego dodatku w postaci mczki wapiennej
spowodowao równie zmniejszenie skurczu (w porównaniu do betonów z cementu
portlandzkiego) podobnie jak ma to miejsce w cementach zawierajcych uel. Mona
zatem twierdzi, e dodatki do cementu (mniej aktywne chemicznie ni klinkier
cementowy) oddziaywuj na odksztacenia skurczowe betonu jak mikrokruszywo.
Dodatkowo naley podkreli, e w betonach z cementów zawierajcych uel
obnienie porowatoci wpyno równie do istotnie na warto skurczu odwracalnego
(pcznienia), który jest dwukrotnie mniejszy ni w betonach z cementów portlandzkich.
5. Wnioski
Badania wasne, przeprowadzone w celu rozpoznania dotd nieporuszonego w literaturze
zagadnienia skurczu betonu napowietrzonego, pozwalaj wycign nastpujce wnioski:
- porównanie skurczu nienapowietrzonych betonów z piciu rodzajów cementów
pokazuje, e najwikszy skurcz ma beton nienapowietrzony z cementu
wieloskadnikowego, a najmniejszy ma beton nienapowietrzony z cementu
zawierajcego 55% ula wielkopiecowego (CEM III/A)
- porównanie skurczu napowietrzonych betonów z piciu rodzajów cementów
pokazuje, e najwikszy skurcz ma beton napowietrzony z cementu portlandzkiego , a
najmniejszy ma beton wieloskadnikowy z cementu zawierajcego 22% ula
wielkopiecowego i 10% popiou (CEM II/B-M (S-V)) oraz hutniczy zawierajcy 55%
ula (w przypadku porównania trzech betonów napowietrzonych : portlandzkiego,
ulowego i hutniczego)
- przewidywany skurcz betonu jest tym mniejszy im wicej ula zawiera cement
- wprowadzenie do cementu mao aktywnego dodatku w postaci mczki wapiennej
powoduje zmniejszenie skurczu betonów nienapowietrzonych i napowietrzonych
- skurcz napowietrzonego betonu z cementu portlandzkiego jest mniejszy ni betonu
nienapowietrzonego, potwierdzony przez badania betonu z dwoma rónymi
kruszywami (amanym i naturalnym otoczakowym),
- skurcz napowietrzonych betonów z cementów zawierajcych uel wielkopiecowy
(CEM II/B-S i CEM III/A) jest wikszy ni betonów nienapowietrzonych,
- skurcz napowietrzonego betonu z cementu wieloskadnikowego jest prawie
dwukrotnie mniejszy ni betonu nienapowietrzonego, potwierdzony przez badania
betonu z kruszywem otoczakowym,
85
-wyjanienie zagadnienia skurczu betonów napowietrzonych z dodatkami mineralnymi
wymaga dalszych szerokich bada
- skurcz odwracalny (pcznienie) dojrzaego betonu z cementu portlandzkiego jest
wikszy ni betonów z cementów zawierajcych uel
- skurcz odwracalny (pcznienie) dojrzaego betonu z cementu portlandzkiego jest
wikszy ni betonów z cementów zawierajcych mczk wapienn
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
Bentur A., Kung J., Berger R. L., Young J. F., Milstone N. B., Mindess S.,
Lawrence F. V., 7th ICCC Paris, t. III, s. VI-26, Paris 1980,
Thomas J. J., Jennings H. M., A colloidal interpretation of chemical aging of the
C-S-H gel and its effects on the properties of cement paste, CCR, vol. 36, (2006),
30-38
Kurdowski W., Trybalska B., Skad fazowy zaczynu cementowego a waciwoci
betonu, s. 65, Konf. Dni Betonu, Wisa 2004
PN-B-06714-23:1984 : Kruszywa mineralne. Badania – Oznaczanie zmian
objtociowych metod Amslera.
PN-EN-206-1:2003: Beton. Cz 1: Wymagania, waciwoci, produkcja i
zgodno.
INFLUENCE OF CEMENT TYPE ON SHRINKAGE AND SWELLING
OF CONCRETE.
Summary
The studies were carried out to explain an effect of cement type on shrinkage and swelling of aerated
and non-aerated concretes. There were measured linear shrinkage deformations.of altogether 16
aerated and non-aerated concretes made of five cements and two aggregates. The shrinkage
measurements were carried out with the Amsler’s extensometer on prisms 10x10x50cm. According to
the test results, the shrinkage of aerated concrete made of Portland and limestone Portland cement has
been the biggest. It was also found that the bfg-slag added to cement caused a significant decrease in
shrinkage deformations of aerated and non-aerated concretes. Whereas the shrinkage of aerated
concrete made of Portland cement is lower than that of not-aerated concrete. But the aeration of bfgscement concrete results in its higher shrinkage.
86
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Waldemar Pichór1
WACIWOCI KOMPOZYTÓW CEMENTOWYCH Z DU
ILOCI WÓKIEN KRÓTKICH
1.
Wprowadzenie
Jedn z podstawowych wad betonu i zapraw mineralnych jest ich krucho. Materiay
te cechuje stosunkowo niska wytrzymao na rozciganie i niewielka odksztacalno.
Waciwoci te poprawi mona na róne sposoby, a jedn z metod jest dodatek wókien.
Wókna krótkie dodawane s zwykle w stosunkowo niewielkich ilociach np. 0,1%, a ich
rola polega przede wszystkim na ograniczeniu powstawania mikrospka
i hamowaniu
póniejszego ich rozwoju. Stosowane s mae iloci wókien o niewielkiej wytrzymaoci
równie w celu poprawy jednorodnoci mieszanki i ograniczenia spka
skurczowych
powstajcych w czasie hydratacji cementu. Dodane w wikszych ilociach (powyej tzw.
objtoci krytycznej) wókna peni funkcje zbrojc. Po pkniciu kruchej matrycy wókna
mog przenosi obcienia niejednokrotnie przewyszajce wytrzymao matrycy,
szczególnie, e ma to miejsce przy znacznie wikszych odksztaceniach. Zniszczenie
takiego kompozytu zwizane jest z woeniem duo wikszej pracy. Praca ta zuytkowana
jest na dekohezj kruchej matrycy (jak to ma miejsce w materiale bez dodatku wókien), ale
przede wszystkim na zerwanie i wycignicie wókien z matrycy.
Pierwszymi materiaami kompozytowymi na bazie cementu z du iloci wókien
byy pyty azbestowo-cementowe otrzymywane metod Hatchka. Zawarto wókien
w tego rodzaju materiaach zwykle przekraczaa 15%. Gówn korzyci wynikajc
z obecnoci wókien azbestowych w matrycy cementowej byo przede wszystkim
zwikszenie wytrzymaoci na zginanie oraz znaczna poprawa odpornoci na pkanie.
Jednoczenie negatywne doniesienia o szkodliwoci azbestu przyczyniy si do
poszukiwania innych wókien zastpujcych azbest. Obecnie stosowane s na szerok skal
róne rodzaje wókien, przede wszystkim wókna stalowe, szklane i polimerowe
(polipropylenowe, z polialkoholu winylu i kopolimerów poliakrylonitrylu). Na mniejsz
skal stosuje si równie inne wókna: wglowe, celulozowe, a w niektórych bardziej
zawansowanych rozwizaniach mieszanki rónych wókien.
1
dr in., Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie, al. Mickiewicza 30, Kraków. E-mail:
[email protected]
87
Rys. 1. Krzywa naprenie-odksztacenie rejestrowana w czasie rozcigania betonów zwykych,
z dodatkiem wókien i betonów wysokiej klasy z dodatkiem wókien (HP-FRC) [1]
Dziki zastosowaniu nowej generacji wókien fibrobetony wysokiej klasy tzw. High
Performance Fibre Reinforced Concrete (HP-FRC) cechuj si bardzo du podatnoci na
odksztacenie w stosunku do betonów bez wókien i zdolnoci do przenoszenia napre
wielokrotnie przewyszajcych wytrzymao kruchej matrycy cementowej.
2. Podstawy mechaniki pkania kompozytów wóknistych
Najprostszy model kompozytu wóknistego obwarowany jest wieloma zaoeniami.
Przede wszystkim zakada si, e wókno jest cige i jednorodne, zorientowane w jednym
kierunku i idealnie poczone z matryc, take na caej dugoci nie wystpuj niecigoci.
W kompozytach z matrycami kruchymi cech szczególn jest to, e, poza nielicznymi
przypadkami, odksztacenie graniczne we wóknach (powodujce ich pkanie) jest wiksze
od odksztacenia zniszczenia matrycy, a jedno i drugie ma charakter sprysty.
W konsekwencji pknicie matrycy przy rozciganiu kompozytu pojawia si przy
napreniach duo mniejszych od wytrzymaoci wókien a o wytrzymaoci kompozytu
decyduje wytrzymao wókien. W rzeczywistych warunkach bardzo rzadko mamy do
czynienia z wóknami cigymi uoonymi równolegle. W wikszoci przypadków mamy
sytuacj wókien uoonych losowo w 2 lub 3 kierunkach, a wókna maj niewielk dugo
w stosunku do rozmiarów elementu. Dodatkowo przyczepno wókien do matrycy jest
zmienna. W przypadku wókien krótkich ich ko
ce przenosz mniejsze naprenia
a dopiero w pewnej odlegoci od ko
ców wókien osigany jest stan napre
maksymalnych. Jeeli wytrzymao wókien jest znacznie wiksza od wytrzymaoci
matrycy spkanie zostanie zainicjowane w matrycy a cz napre
ulegnie relaksacji.
Dalsze obcianie kompozytu powodowa bdzie wycignicie wókien z matrycy
zwizane z pokonaniem przyczepnoci i si tarcia lub, w przypadku sabo zwizanego
wókna z matryc, tylko z efektem tarcia przy wyciganiu. Mechanizmy te bezporednio
wpywaj na wielko pracy zniszczenia kompozytu. Jeeli wókno bdzie dostatecznie
dugie to obcienie rozcigajce generowane we wóknie poprzez granic kontaktow
wókno-matryca moe osign wartoci przewyszajce wytrzymao na zrywanie
wókna. Jeeli wókno bdzie miao dugo mniejsz od dugoci krytycznej to w czasie
obciania kompozytu najpierw pkniciu ulegnie matryca, a wókno zostanie wycignite
z matrycy bez zerwania. W przeciwnym wypadku wókno najpierw zostanie zerwane,
a nastpnie po pkniciu kruchej matrycy jego zerwany koniec (o dugoci mniejszej lub
równej poowie dugoci wókna) zostanie wycignity z matrycy.
88
a)
b)
Rys. 2. Dugo krytyczna wókna a) schematyczne przedstawienie okrelania dugoci krytycznej
wókna [2], b) zerwane wókno PVA w matrycy cementowej [3]
W rzeczywistych warunkach pojawiaj si dodatkowe efekty wpywajce na
moliwo zrywania wókien krótszych od dugoci krytycznej np. zagicie ko
ców
wókien lub skbienie powstae w czasie mieszania. Przy duych ilociach
wprowadzonych wókien czsto obserwuje si zjawisko spkania wielokrotnego,
a rejestrowana warto moduu i pracy zniszczenia przyjmuje bardzo due wartoci.
Wanym zagadnieniem jest okrelenie iloci wókien, po przekroczeniu której
obserwowa bdziemy efekt wzmocnienia kompozytu, tzn. zwikszenia wytrzymaoci na
rozciganie. Graniczna objto wókien zwana objtoci krytyczn jest okrelana jako
ilo wókien, która powoduje, e kompozyt jest zdolny do przeniesienia maksymalnego
naprenia po pkniciu matrycy równego wytrzymaoci kompozytu przed pkniciem
matrycy. Zwikszenie wytrzymaoci kompozytu uzyska si wtedy, kiedy ilo
wprowadzonych wókien bdzie od tej wartoci wiksza.
Z ekonomicznego punktu widzenia ilo wprowadzanych wókien powinna by
moliwe jak najmniejsza. Obliczone wartoci objtoci krytycznej dla typowych wókien
stosowanych do betonu (stalowych, szklanych, polipropylenowych) mieci si zwykle
w zakresie 0,3 – 0,8%, przy zaoeniu, e s to wókna cige uoone w jednym kierunku.
S to wic iloci stosunkowo niewielkie. Z drugiej strony, w praktyce, mamy do czynienia
z dodatkiem krótki wókien rozmieszczonych przypadkowo w trzech kierunkach, co
znacznie obnia efektywno wzmocnienia kompozytu przez wókna. Wspóczynnik
efektywnoci takiego zbrojenia zwykle nie przekracza 20% wartoci wyznaczonej dla
wókien cigych uoonych jednokierunkowo. Dla wikszoci przypadków objto
krytyczna wókien krótkich przy ich losowym rozmieszczeniu mieci si w zakresie 1–4%.
S to iloci ju stosunkowo due, i poza wzgldami ekonomicznymi wprowadzenie takiej
iloci wókien do mieszanki betonowej znacznie pogarsza jej urabialno a waciwa
homogenizacja nastrcza due problemy technologiczne. W wikszoci przypadków ilo
wprowadzanych wókien do betonu jest znacznie mniejsza od obliczonej objtoci
krytycznej, a ich rola polega nie na zwikszeniu wytrzymaoci betonu na rozciganie, lecz
na osigniciu zdolnoci do przenoszenia mniejszych obcie
po pkniciu kruchej
matrycy, pochanianiu znacznie wikszych iloci energii w procesie niszczenia kompozytu
oraz na znacznej redukcji mikrospka
skurczowych.
O duej energii pkania kompozytów wóknistych decyduj mechanizmy zwizane
z tworzeniem nowych powierzchni (odrywanie wókien od matrycy, zerwanie wókien,
pkanie matrycy) oraz wyciganie wókien z matrycy. Pewien udzia, szczególnie
w przypadku wókien polimerowych lub stalowych, ma równie odksztacenie plastyczne
89
wókien. W pierwszym przypadku zwizane jest ono przede wszystkim z rozciganiem
wókien, natomiast w przypadku wókien stalowych midzy innymi z odginaniem
zagitych ko
ców wókien w czasie ich wycigania z matrycy. Przekazywanie obcienia
na wókno odbywa si poprzez naprenie cinajce na granicy wókno-matryca, a zatem
oprócz doboru rodzaju i iloci wókien pewien wpyw na waciwoci mona osign
równie poprzez modyfikacj matrycy w tym obszarze. W przypadku pojedynczych
wókien, szczególnie bardzo cienkich, i przy stosowanych w praktyce wspóczynnikach
w/c, w wikszoci wypadków nie stwierdzono strefy kontaktowej o zmienionej
mikrostrukturze w stosunku do zaczynu oddalonego od powierzchni wókna. Obserwowano
natomiast krysztay wodorotlenku wapnia w obszarze strefy kontaktowej przede wszystkim
dla wizek wókien szklanych oraz w niektórych przypadkach dla wókien stalowych [4].
W pierwszym przypadku, obecno portlandytu zwizana jest z wystpowaniem pustych
przestrzeni midzy wóknami szklanymi w wizce oraz efektem podcigania kapilarnego
cieczy porowej bogatej w jony wapniowe i póniejszej krystalizacji wodorotlenku wapnia
w porach. Natomiast w przypadku wókien grubych (np. wókien stalowych o rednicy
0,5 mm) dominuje efekt ciany a wolne przestrzenie wokó wókna zwizane s z
mniejszym upakowaniem produktów hydratacji cementu w matrycy. Przy stosowaniu
superplastyfikatorów, intensywnym mieszaniu i modyfikacji powierzchniowej wókien oraz
w przypadku wókien o mniejszych rednicach efekt ten zazwyczaj nie wystpuje.
Specyficzn cech kompozytów cementowych, szczególnie z du zawartoci
wókien, jest zmienno ich waciwoci w czasie. Efekt ten zwizany jest przede
wszystkim ze zjawiskiem zagszczania matrycy w miar postpu hydratacji cementu. Przy
zachowaniu waciwych warunków pielgnacji, szczególnie w pocztkowym okresie,
obserwuje si wzrost wytrzymaoci kompozytów cementowych w dugim czasie.
Z odmienn sytuacj mamy do czynienia w przypadku kompozytów wóknistych, gdy na
waciwoci uytkowe istotny wpyw maj procesy zachodzce na styku wókna z matryc
cementow. Ponadto zagszczajca si matryca staje si coraz bardziej krucha. Zachowanie
si kompozytów cementowych zbrojonych wóknami po dugim czasie róni si
w zasadniczy sposób od betonów zwykych. Mona wyodrbni pewne prawidowoci
o charakterze ogólnym. Zwykle wyrónia si trzy zasadnicze przypadki (schematycznie
przedstawione na rys. 4).
Zmiany waciwoci kompozytów przede wszystkim zwizane s z chemiczn
degradacj powierzchniow wókien, zmianami mikrostruktury w obrbie strefy
kontaktowej wókno-matryca oraz zmianami objtoci oraz spkaniami skurczowymi lub
wywoanymi poprzez obcienia zewntrzne.
Rys. 4. Klasyfikacja zachowania dugoterminowego kompozytów cementowo-wóknistych z uwagi
na wzgldn zmian wytrzymaoci (S) i odpornoci na pkanie (T) [5]
90
Chemiczna degradacja wókien wywoana moe by zasadniczo przez dwa
mechanizmy zwizane z oddziaywaniem roztworów korozyjnych na ich powierzchni.
Korozj wywoywa moe bezporednie oddziaywanie cieczy porowej o pH>13, ale
równie wókna mog by naraone na dziaanie innych roztworów korozyjnych np.
chlorków, które penetrujc mikrospkania w zaczynie dostaj si w bezporednie
ssiedztwo wókien. Te niekorzystne zjawiska mog prowadzi do sytuacji przedstawionej
na rys. 4 jako Typ I dugoterminowego zachowania si kompozytu. O ile spadek
wytrzymaoci ko
cowej jest znaczny, i siga wartoci 30-50% ustabilizowanej wartoci
pocztkowej, to odporno na pkanie po dugim okresie spada praktycznie do zera.
3. Betony z du zawarto
ci wókien stalowych
Typowe wókna stalowe do wzmacniania betonu produkuje si ze stali wglowej lub
jej stopów. W wikszoci aplikacji nie jest wymagane stosowanie specjalnych zabezpiecze
chronicych przed korozj stali z uwagi na wysokie pH panujce w rodowisku zaczynu
cementowego w betonie. W przypadku specjalnych zastosowa
np. betonów
ogniotrwaych, lub betonów pracujcych w szczególnie agresywnych rodowiskach, mona
stosowa wókna modyfikowane powierzchniowo powok metaliczn o wikszej
odpornoci. Wytrzymao na rozciganie wókien stalowych, w zalenoci od ich rednicy
i skadu zwykle mieci si w przedziale 500-2400 MPa, a odksztacenie przy zerwaniu
moe wynosi nawet kilkanacie procent. Ksztat wókien, i ich wymiary, bezporednio
wpywaj na objto wókien, któr mona wprowadzi do betonu, zapewniajc im
jednoczenie dobr homogenizacj. Wókna stalowe produkuje si zwykle w zakresie
rednic 0,25-1,0 mm i dugoci od kilku do kilkudziesiciu milimetrów. W przypadku
wókien produkowanych w wyniku cicia drutu stalowego lub blachy, w wielu
przypadkach wprowadza si dodatkow deformacj samych ko
ców wókien, lub na caej
ich dugoci (np. wókna falowane). Zabieg ten w zasadniczy sposób zwiksza
przyczepno wókien do matrycy cementowej, powodujc ich mechaniczne kotwienie, co
w bezporedni sposób przekada si na wzrost pracy zniszczenia betonu. Utrudnia to
natomiast równomierne rozprowadzenie wókien w mieszance betonowej.
W celu osignicia istotnego polepszenia odpornoci na kruche pkanie betonu oraz
zwikszenia jego pracy zniszczenia, konieczne jest wprowadzenie stosunkowo duej iloci
wókien. Równoczenie, wiea mieszanka betonowa powinna mie zapewnion
wymagan urabialno. Mimo wieloletniej praktyki w stosowaniu wókien stalowych do
betonu jest to cigle gówny problem tej technologii. Wókna stalowe maj tendencj do
zbijania si w grupy tzw. jee, wprost oddajce istot problemu ich dystrybucji.
W konsekwencji, znaczna cz wókien w matrycy betonu bdzie w formie skupie
,
midzy którymi pozostan puste przestrzenie, a z uwagi na mniejsz liczb wókien
stykajc si bezporednio z matryc cementow - proces przenoszenia napre
przez
wókna bdzie ograniczony. W kompozycie takim bd zatem, z jednej strony wystpowa
obszary, w których zbite w kbki wókna bd pracowa nieefektywnie, z drugiej strony
za, miejsca, w których ilo wókien bdzie znacznie mniejsza od projektowanej wartoci.
Stosujc tradycyjne techniki mieszania bez zmiany receptury betonu, w zalenoci od
rodzaju i dugoci wókien, mona wprowadzi okoo 0,5% obj. wókien. Przy wikszych
ilociach, konieczna jest modyfikacja stosu ziarnowego kruszywa (zwikszenie frakcji
drobnej) oraz stosowanie efektywnych superplastyfikatorów. W sprzyjajcych warunkach,
maksymalna objto wókien moliwa do wprowadzenia w typowym mieszalniku, nie
91
przekracza poziomu 1,5-2%. Podstawowym powodem zbijania si wókien stalowych w
mieszance betonowej, co w konsekwencji prowadzi do ich niejednorodnego rozmieszania
w stwardniaym betonie, jest fakt, e zbijanie wókien zachodzi jeszcze przed ich
wprowadzeniem do mieszanki. Dodatkowo, na efekt rozmieszania wpyw moe mie za
szybkie dodawanie duej iloci wókien, lub stosowanie niewaciwego rodzaju
mieszalnika. Istotna jest równie kolejno dodawania skadników, przy czym wókna nie
powinny by dodawane jako pierwsze. Wiksz tendencj do zbijania si w grupy maj
wókna dusze i ze zdeformowanymi ko
cami lub falowane. Naley podkreli, e jeli do
betonu zostan wprowadzone skbione wókna, to w procesie mieszania siy cinania
dziaajce na skadniki mieszanki betonowej s za mae, aby je rozbi na pojedyncze
wókna. Efekt ten jest minimalizowany np. poprzez stosowanie wókien citych z blachy,
sklejonych ze sob w pasma za pomoc lepiszcza organicznego, ulegajcego szybkiemu
rozpuszczeniu w wodzie podczas mieszania betonu.
a)
b)
Rys. 5. Wpyw zawartoci wókien stalowych na urabialno mieszanki betonowej [6]
a) w zalenoci od maksymalnej rednicy ziarna kruszywa, b) wpyw stosunku l/d wókna
Wókna stalowe wprowadzone w duej iloci i o duym stosunku dugoci do rednicy,
silnie ograniczaj urabialno. Z praktycznego punku widzenia, wókna o stosunku l/d
wikszym od 100 ograniczaj j na tyle, e stosowanie ich do betonu jest nieefektywne.
W zalenoci od rednicy kruszywa grubego, istnieje pewien zakres iloci wprowadzonych
wókien, w którym urabialno mieszanki zmienia si stosunkowo w niewielkim stopniu.
Po przekroczeniu wartoci progowej nastpuje gwatowne pogorszenie urabialnoci.
Rys. 6. System BESAB dozowania wókien stalowych do natrysku mieszanki betonowej [7]
92
W celu wprowadzenia wikszej iloci wókien mona zastosowa specjalne metody
mieszania lub wykonywania betonu. Przykadem jest technika betonu natryskowego,
w której, w celu wprowadzenia duej iloci wókien, stosuje si specjalne systemy
dozowania np. w formie bbna zasilajcego. Na rys. 6 przedstawiono schemat systemu
dozowania wókien stalowych bezporednio do dyszy. Wedug danych producenta, t
technik mona wprowadza wókna o maksymalnym stosunku l/d równym 125 do 4% obj.
Podstawow korzyci jest bardzo due podniesienie odpornoci betonu na pkanie.
Implikuje to wikszo zastosowa
, w których wókna stalowe peni rol wzmocnienia,
przede wszystkim dla obcie
dynamicznych. Do typowych zastosowa
zaliczy mona
betonowe nawierzchnie drogowe, pyty lotnisk, obudow kanaów betonowych i tuneli oraz
fundamenty maszyn pracujcych okresowo lub z du wibracj.
Rys. 7. Wpyw dodatku wókien stalowych na waciwoci fibrobetonu a) wytrzymao na zginanie,
b) wzgldna odporno na pkanie betonu. W – udzia wókien, l/d – stosunek dugoci do rednicy
wókien [8]
Wprowadzenie znacznie wikszej iloci wókien, nawet do 20% mona uzyska
stosujc technik infiltracji wókien (Slurry Infiltrated Fibrous Concrete – SIFCON),
w której wókna stalowe umieszcza si w formie, a nastpnie form t wypenia silnie
splastyfikowan zapraw cementow lub zaczynem cementowym. Po stwardnieniu,
uzyskuje si materia o bardzo duej odpornoci na pkanie i wyjtkowo duej zdolnoci do
pochaniania energii w trakcie niszczenia. Odmian tej techniki jest beton zbrojony matami
tzw. Slurry Infiltrated Mat Concrete (SIMCON). w której wókna stalowe wprowadzone s
w formie cienkich mat. Metody te, poza bardzo specjalnymi zastosowaniami, np.
wojskowymi, znajduj ograniczone zastosowanie.
Wzmocnienie efektu zbrojenia wóknami stalowymi mona osign równie poprzez
jednoczesn modyfikacj matrycy betonu. Rozwiniciem technologii betonów z dodatkiem
wókien jest wprowadzenie dodatkowych skadników tzw. proszków reaktywnych (betony
RPC) oraz obróbki hydrotermalnej, dziki czemu, uzyskuje si betony o bardzo duej
wytrzymaoci na zginanie i bardzo wysokiej udarnoci. Z uwagi na unikalne waciwoci,
technologia ta, poza nielicznymi przypadkami, znajduje zastosowanie gównie w inynierii
militarnej (schrony, bariery wybuchowe) oraz przy budowie skarbców i sejfów.
Lista zastosowa
betonu z wóknami stalowymi jest bardzo duga i zaley od inwencji
projektantów i konstruktorów. Naley jednak pamita, e praktycznym limitem
zastosowa
jest kryterium ekonomiczne. Dodatek wókien na poziomie 1% zwiksza cen
betonu okoo dwukrotnie.
93
4. Betony z du zawarto
ci wókien szklanych
Pojedyncze wókna szklane maj zwykle przekrój okrgy, a ich rednica mieci si
zazwyczaj w przedziale 5-20 m. Dugo wókien szklanych, w zalenoci od aplikacji
zwykle nie przekracza 50 mm. Wytrzymao elementarnego wókna silnie zaley od jego
rednicy i mikrouszkodze
powierzchniowych. Wókna szklane o typowym skadzie
cechuj si wytrzymaoci rzdu 1500-2200 MPa. Czsto wókna pokrywane s specjaln
preparacj powierzchniow tzw. apretur, w celu zapewnienia dobrej wspópracy z matryc
cementow.
Podstawowym kierunkiem zastosowa
betonu z wóknem szklanym jest produkcja
prefabrykatów betonowych: cienkociennych pyt elewacyjnych, skorupowych elementów
architektonicznych oraz pyt i krawników drogowych. Inne zastosowania betonu
z wóknami szklanymi spotykane s raczej sporadycznie. W odrónieniu od typowych
zastosowa
betonu, który przede wszystkim obciany jest siami ciskajcymi, elementy
GRC (Glass Reinforced Concrete) projektowane s do pracy na zginanie. Cech szczególn
kompozytów cementowych z wóknami szklanymi jest stosunkowo dua zawarto
wókien (3-5%), pozwalajca na osignicie wytrzymaoci na zginanie na poziomie
15-20 MPa. Zazwyczaj stosunek spoiwa do kruszywa o maksymalnym wymiarze ziarna
4 mm, jest bliski 1,0, a wspóczynnik w/c zapewniajcy odpowiednie waciwoci
reologiczne nie przekracza wartoci 0,35.
Generalnie, mona wyróni kilka podstawowych metod stosowanych do produkcji
elementów betonowych z wóknami szklanymi. Metody produkcji tych kompozytów, w
wikszoci przypadków, s zaadoptowanymi technikami stosowanymi w technologii
kompozytów polimerowych. Niezalenie od wariantów technologicznych mona wyróni
natryskiwanie betonu równoczenie z wóknami, wytwarzanie elementów z wymieszanych
tradycyjnie skadników z wóknami (tzw. premix), wytwarzanie elementów betonowych
metod ekstruzji (równie rur) oraz wysycanie zapraw cementow mat z wókna
szklanego.
Najczciej stosowan technik produkcji elementów GRC jest natrysk mieszanki
betonowej równoczenie z ciciem wókien. W technice tej wizka wókien szklanych
podawana jest do pistoletu natryskowego zaopatrzonego w wirujc gowic tnc. Dugo
wókien szklanych regulowana jest rednic gowicy oraz iloci noy tncych
umocowanych na jej obwodzie. Stosuje si pistolety pozwalajce natryskiwa mieszank
betonow w ukadzie koncentrycznym, tzn. pocite wókna kierowane s rodkiem
strumienia, a mieszanka betonowa wokó strugi wókien lub ukad z dwoma dyszami.
Natrysk w ukadzie koncentrycznym zapewnia mniejsze straty materiau, gównie wókien,
w stosunku do metody z dwoma niezalenymi dyszami, ponadto uzyskuje si lepsz
kontrol iloci i jednorodnoci osadzanego materiau, a tym samym gruboci wyrobu.
W przypadku wyrobów cienkociennych, których grubo jest niewielka, np. 12 mm,
przykadowe pogrubienie wyrobu o 2 mm, powoduje wzrost zuycia materiau ponad 15%.
Produkcja elementów cienkociennych metod natryskiwania betonu cho w zaoeniach
jest do prosta, w rzeczywistoci nastrcza duo problemów. Podstawowym z nich jest
zapewnienie jednorodnoci mieszanki oraz staej gruboci wyrobu. W celu usunicia
powietrza z wyrobów formowanie odbywa si moe z jednoczesnym zagszczaniem na
stole wibracyjnym. Technik ta mona wprowadzi do 5% wókien do mieszanki
betonowej.
94
Pewnym rozwiniciem techniki GRC otrzymywanego technik natrysku jest
stosowanie pokrycia powierzchniowego elementów betonowych [9]. W tym przypadku,
kompozyt stanowicy kilkumilimetrow oson elementu elbetowego ogranicza
powstawanie zarysowa
belek elbetowych.
Rzadziej stosowana jest technika premix, polegajca na wymieszaniu mieszanki
betonowej z krótkimi wóknami w mieszalniku. Istotnym elementem zapewniajcym dobr
homogenizacj jest sposób wprowadzania wókien do mieszanki betonowej. Poza
najprostszym dozowaniem rcznym, stosuje si tu techniki dozowania wagowego
z podajnikiem wibracyjnym, lub cicia wókien bezporednio przed dozowaniem.
a)
b)
Rys. 8. Sposoby dozowania wókien szklanych wprost do mieszanki betonowej
a) wókien krótkich z dwoma wibratorami, b) z ciciem wizki wókien [10]
W obu metodach bardzo istotna jest kolejno dozowania skadników oraz
synchronizacja czasu mieszania z iloci wprowadzanym wókien. W przypadku
dozowania wibracyjnego zwykle stosuje si ukad dwu wibratorów. Zadaniem pierwszego
wibratora jest sukcesywne podawanie wczeniej odwaonego materiau, natomiast drugi
wibrator, o czstotliwoci wikszej od pierwszego ma za zadanie rozpraszanie wókien
podawanych do mieszalnika. Dziki takiemu ukadowi bezporednio do masy wprowadza
si wókna wstpnie rozproszone, dziki czemu eliminuje lub znacznie ogranicza si
zjawisko skbiania wókien podczas mieszania.
W drugim przypadku, cicia wókien odbywa si bezporednio nad mieszalnikiem,
dziki czemu wókna mona wprowadza równomiernie do masy. Wydajno cicia musi
by tak dobrana, aby nie powodowa trudnoci w mieszaniu. O iloci wprowadzonych
wókien decyduje czas pracy i wydajno gowicy tncej, zatem zwykle urzdzenia tego
rodzaju sterowane s przez ukad czasowy. Na rys. 8 przedstawiono schematycznie
stosowane sposoby bezporedniego dozowania wókien do mieszalnika mieszanki
betonowej. Ilo wókien wprowadzanych t metod w zalenoci od ich dugoci, nie
przekracza poziomu 3-4%.
W przypadku kompozytów cementowych z wóknami szklanymi citymi z rovingu
(wizki) o efektywnoci zbrojenia decyduje przede wszystkim rozbicie pocitych wizek na
pojedyncze wókna. Siy cinajce podczas mieszania lub siy wystpujce w strudze
natryskiwanego materiau s niewystarczajce aby skutecznie rozproszy pocit wizk na
elementarne wókna. Dodatkowo obecno pustych przestrzeni midzy wóknami
uoonymi równolegle w nie rozbitych wizkach moe by przyczyn uprzywilejowanej
krystalizacji portlandytu, co dodatkowo zmniejsza przyczepno wókien do matrycy.
95
Rys. 9. Typowy przebieg krzywej naprenie-odksztacenie dla kompozytów GRC
Zwykle, przy wystarczajco duym wspóczynniku w/c obserwowana jest strefa
kontaktowa o zmienionym skadzie w stosunku do miejsc oddalonych od powierzchni
wókien [11]. Te niekorzystne efekty powoduj konieczno wprowadzania wikszych ni
wynikao by to z zaoe
iloci wókien szklanych do matrycy.
5. Betony z wóknami syntetycznymi
Pierwsze prace dotyczce stosowania wókien syntetycznych prowadzone byy ju w
latach 70-tych ubiegego wieku [12]. Wókna z tworzyw sztucznych znajduj dzi
zastosowanie do powszechnie. Produkuje si wókna z wielu tworzyw, o znacznie
rónicych si waciwociach. W zdecydowanej wikszoci stosuje si wókna
polipropylenowe, o niskim module sprystoci. Podstawowym zadaniem tych wókien,
dodawanych do betonu w stosunkowo niewielkich ilociach (zwykle 0,1%), jest
ograniczenie powstawania spka
skurczowych. Niemniej jednak przy duej zawartoci
wókien polipropylenowych równie uzyskuje si efekt zbrojenia. Stosujc wókna
z tworzyw o wyszym module sprystoci od zaczynu cementowego (np. wókna PAN,
PVA), i przy ich wikszych udziaach objtociowych (3-6%), uzyskuje si efekt
znacznego zwikszenia pracy zniszczenia, i w niektórych przypadkach, polepszenia
wytrzymaoci na zginanie.
Rys. 10. Wpyw iloci wókien polipropylenow. na przebieg krzywej naprenie-odksztacenie [13]
96
Mimo sabej przyczepnoci wókien polipropylenowych do zaczynu cementowego,
uzyskuje si zadowalajce rezultaty z ich stosowania. Zasadnicz rol w hamowaniu
propagacji szczelin skurczowych w materiale odgrywa mechaniczne kotwienie wókien,
atwo ulegajcych wyginaniu w procesie ich mieszania. Znacznie wiksz efektywnoci
cechuj si wókna fibrylowane, tworzce swego rodzaju sie w matrycy cementowej,
blokujc rozwój spka
. W tym przypadku, energia pochaniana w czasie wycigania
wókna wydatkowana jest dodatkowo na odrywanie czci wókien oraz ich odksztacanie.
Uzyskiwane wartoci pracy zniszczenia kompozytu przy maych dodatkach wókien (0,1%)
s praktycznie porównywalne z betonem bez wókien. Dopiero wprowadzenie znacznie
wikszych iloci (powyej 1%) pozwala na uzyskanie zauwaalnego zwikszenia tego
parametru.
Kompozyty cementowe z dodatkiem wókien na poziomie 6% maj wiksza
wytrzymao na zginanie od matrycy i bardzo dua prac zniszczenia, niemniej jednak
istotnym ograniczeniem technologicznych jest moliwo homogenizacji tak duej iloci
wókien w mieszance. Jak ju wczeniej wspomniano, wókna polipropylenowe dodaje si
w ilociach 0,1-0,3% w celu redukcji powstawania mikrospka
skurczowych. Ju
wprowadzenie takich niewielkich iloci wókien do mieszanki betonowej powoduje
pogorszenie urabialnoci mieszanki. Zmiana urabialnoci ma charakter liniowy,
proporcjonalny do iloci wókien. W zalenoci od dugoci wókien, a tym samym od ich
liczby w jednostce objtoci, powyej 0,4% mieszanka betonowa jest na tyle zwarta, e
zachowuje swój ksztat.
Rys. 11. Wpyw iloci wókien polipropylenowych na urabialno mieszanki betonowej [14]
Efekt ten moe by wykorzystany do wytwarzania elementów betonowych metod
ekstruzji w sposób cigy, np. krawników lub barier betonowych wzdu autostrad [15].
Równie z tak gstych mieszanek mona wytwarza prefabrykaty betonowe np. pyty, rury
lub elementy kanaów poprzez ich wyciskanie z odpowiednio uksztatowanego ustnika.
Dodatek wókien polipropylenowych do betonu praktycznie moe by stosowany
w kadej aplikacji, i bdzie korzystnie wpywa na wikszo cech betonu poprzez
ograniczenie spka
skurczowych. Jednak istniej pewne obszary zastosowa
, gdzie
dodatek wókien jest preferowany. S to przede wszystkim betonowe nawierzchnie
drogowe, pyty terminali magazynowych i innych rozlegych powierzchni. Wprowadzajc
wókna mona zwikszy odlego midzy dylatacjami, a ewentualne szczeliny skurczowe
jeli wystpi, bd miay znacznie mniejsz szeroko. Dodatkowo, uzyskuje si efekt
97
ograniczenia pylenia z powierzchni betonu po stwardnieniu dziki ograniczeniu
sedymentacji skadników mieszanki oraz jej wikszej jednorodnoci. Dziki ograniczeniu
spka
skurczowych, trwale pozostajcych w materiale, beton z dodatkiem wókien cechuje
si zwikszon trwaoci w stosunku do betonu zwykego. Obecno sabych granic
midzy wóknami polipropylenowymi a matryc cementow dziaa równie hamujco na
rozprzestrzenianie si spka
wywoanych czynnikami zewntrznymi. Betony takie cechuj
si wiksz mrozoodpornoci oraz odpornoci na dziaanie obcie
cyklicznych.
Równie, z uwagi na wiksza jednorodno i szczelno betonu z wóknami, zwikszona
jest si jego odporno na dziaanie agresywnych roztworów wywoujcych korozj
chemiczn.
Wókna z tworzyw sztucznych nie s odporne na podwyszona temperatur i ogie
.
Wada ta okazuje si przydatna w przypadku bezporedniego dziaania ognia na beton.
Wókna pod wpywem ognia ulegaj wypaleniu, a puste miejsca po nich tworz drogi
ewakuacji pary wodnej, odprowadzanej z obszarów pooonych gbiej w materiale.
Zapobiega to moe eksplozywnemu niszczeniu betonu na skutek wzrastajcego lokalnie
cinienia pary wodnej.
Sporód innych rodzajów wókien najczciej stosowane s wókna winylowe (PVA)
i poliakrylonitrylowe (PAN). S to wókna wysokomoduowe, których wytrzymao na
rozciganie mieci si w granicach 700-1500 MPa, a modu sprystoci przekracza
20 GPa. W odrónieniu od innych wókien syntetycznych, wókna PVA cechuje dua
przyczepno do matrycy cementowej, przez co, mimo ich stosunkowo duej
wytrzymaoci, w procesie niszczenia betonu, w przewaajcej wikszoci bd zrywane.
Pozwala to na uzyskanie wytrzymaoci na zginanie rzdu 15-20 MPa, przy zawartoci
wókien nie przekraczajcej 4%. Wókna PVA ulegaj dobrej dyspersji w typowych
mieszalnikach, bez koniecznoci stosowania specjalnych zabiegów uatwiajcych ich
rozmieszanie. S równie czsto wykorzystywane w kompozytach typu HP-FRC,
szczególnie w formie mikrowókien. Jednym z istotnych zastosowa
wókien winylowych
jest substytucja azbestu w technologii wytwarzania pyt wóknisto-cementowych.
Kancerogenne wókna azbestowe zastpowane s przez mieszank wókien PVA
z wóknami celulozowymi. Wókna winylowe peni funkcj zbrojc, nadajc wymagan
wytrzymao pyt, a wókna celulozowe s wóknami procesowymi, których zadaniem jest
filtracja cementu z zawiesiny. Waciwoci mechaniczne pyt zbrojonych mieszank
wókien PVA i celulozowych s porównywalne z wczeniej wytwarzanymi pytami
azbestowo-cementowymi. Mieszaniny rónych wókien stosuje si nie tylko jako substytut
azbestu. W niektórych przypadkach wykorzystuje si zjawisku synergii oddziaywania
wókien midzy sob. Dodatek wókien mieszanych, czyli tzw. zbrojenie hybrydowe
realizowane jest zasadniczo na dwa sposoby. W pierwszym wykorzystuje si wókna
o znacznie rónicych si rednicach (i zwykle (dugociach), uzyskujc zbrojenie na
rónych poziomach mikrostruktury matrycy cementowej, np. mikrowókna PVA o rednicy
12 m, i grube wókna o rednicy 400 m. W drugim przypadku miesza si ze sob wókna
o rónym module sprystoci, odksztacajce si w procesie niszczenia których zadaniem
jest mostkowanie szczelin i wókna wytrzymae, które bd zrywane. Dziki takiej
konfiguracji uzyskuje si materia, zdolny do przenoszenia stosunkowo duych obcie
w szerokim zakresie odksztace
. Wókna syntetyczne równie czsto miesza si z innymi
rodzajami wókien, np. wóknami stalowymi.
98
6. Betony z innymi rodzajami wókien
Coraz czciej pojawiaj si prac, w których przedstawiono moliwoci stosowania
wókien wglowych jako zbrojenia zapraw i betonu. Wókna te efektywnie podnosz
wytrzymao na zginanie i prac zniszczenia przy udziaach rzdu 1-2%. Wókna wglowe
s trwae, o duej wytrzymaoci na rozciganie (powyej 1,5 GPa) i wysokim module
sprystoci. Dziki niskiemu przewodnictwu elektrycznemu, przy dodatku
przekraczajcym próg perkolacji, cakowicie zmieniaj waciwoci elektryczne
kompozytów cementowych. W odrónieniu od znacznie grubszych wókien stalowych,
dodatek na poziomie 0,5-1% jest wystarczajcy, aby zapewni stykanie si wókien ze sob
w matrycy cementowej. Pozwala to na unikalne wykorzystanie betonu do monitoringu
stanu napre
. Przykadowo, beton z dodatkiem 1% wókien wglowych moe by
wbudowany w formie belki w nawierzchni autostrady, a pomiar zmian oporu
elektrycznego tego elementu moe suy do waenia przejedajcych aut bez zwalniania
[16]. Innym, ciekawym zastosowaniem kompozytu cementowego z wóknami wglowymi
jest wykorzystanie jego waciwoci termoelektrycznych do pomiaru temperatury przegród
budowlanych bd betonowych elementów masywnych [17]. Podobnie zreszt mona
wykorzysta bardzo cienkie wókna stalowe [18].
Coraz czciej stosowane s równie wókna celulozowe. Zwykle poddaje si je
mineralizacji w celu poprawy ich waciwoci uytkowych. Mimo dostpnoci i niskiego
kosztu znajduj ograniczone zastosowanie do betonu ze wzgldu na zmian ich wymiarów
liniowych wywoan zmianami wilgotnoci. Gówne zastosowanie wókien celulozowych
to produkcja prefabrykowanych elementów cienkociennych.
7. Podsumowanie
Wprowadzenie duych iloci wókien krótkich, powyej objtoci krytycznej, do
matrycy cementowej zwizane jest ze stosowaniem specjalnych zabiegów, prowadzcych
do ich równomiernego rozmieszczenia. Dziki temu uzyskuje si efektywne zwikszenie
ko
cowej wytrzymaoci na zginanie oraz znaczny wzrost pracy zniszczenia i udarnoci.
Naley jednak pamita, e tylko w niektórych przypadkach, rozwizania takie bd
uzasadnione z ekonomicznego punktu widzenia.
Literatura
[1] ACI Committee 544, State of the art report on Synthetic Fiber-Reinforced Concrete.
ACI, Farmington Hills, MI 2005
[2] Kelly A.: Strong solids. Oxford University Press, Oxford 1973
[3] Pichór W., Dyczek J.: Budowa strefy kontaktowej wókno-zaczyn w kompozytach
cementowych z wóknami polimerowymi. Mat. konf. „Materiay budowlane - nowe
kierunki w chemii i technologii”, 268-283, Kraków AGH 1999
[4] Bentur A., Diamond S., Mindess S.: Cracking process in steel fibre reinforced cement
paste. Cem. Concr. Res., 15, 1985, 331-342
[5] Bentur A., Mindess S.: Fibre reinforced cementitious composites. 2 ed. MCT 15, Taylor
& Francis, London and New York, 2007
[6] Edgington J., Hannant D.J., Williams R.I.T.: Steel fibre reinforced concrete. Current
paper CP69/74, Building Research Establishment, Garston, Watford 1974
99
[7] Edgington J.: Economic fibrous concrete. Proc. Conf. on Fibre Reinforced Materials,
ICE, London, 1977, 115-126
[8] Johnston C.D.: Steel fiber reinforced mortar and concrete. ACI, SP 44, Detroit 1974
[9] Boyd A.J., Banthia N., Mindess S.: Retrofit of shear strength deficient RC beams with
sprayed GFRP. Proc. Int. Symp. “Brittle Matrix Composites 9”, Warsaw 2009, 1-9
[10] Guide to premix manufacture. Cem-FIL® GRC Technical data, 2005
[11] Bentur A., Mindess S., Banthia N., The interfacial transition zone in fibre reinforced
cement and concrete. Engineering and transport properties of the interfacial transition
zone in cementitious composites. RILEM publications, Bagneux, France, Report 20,
1999, 89-112
[12] Hannant D.J.: Fibre cements and fibre concretes. J.Willey and sons, Chichester 1978
[13] Dave N.J., Ellis D.G.: Polypropylene fiber reinforced cement. Int. J. Cem. Comp., 1,
1979, 19-28
[14] Spadea G., Frigione G.: Mechanical and rheological behaviour of polypropylene fibre
reinforced concrete. Il cemento, 2, 1987, 173-185
[15] Materiay informacyjne firmy Synthetic Industries, USA
[16] Zeng-Qiang Shi, Chung D.D.L.: Carbon fiber-reinforced concrete for traffic
monitoring and weighing in motion. Cem. Concr. Res. 29, 1999, 435-439
[17] Sun M., Li Z., Mao Q., Shen D.: Thermoelectric percolation phenomena in carbon
fiber-reinforced concrete. Cem. Concr. Res. 28, 1998, 1707-1712
[18] Sihai Wen, Chung D.D.L.: Seebeck effect in steel fiber reinforced cement. Cem.
Concr. Res. 30, 2000, 661-664
PROPERTIES OF HIGH VOLUME FIBERS REINFORCED CEMENT
COMPOSITES
Summary
This paper describes the technological problems and properties of fiber reinforced cement composites
with relatively high volume of fibers. The methods of composites production and typical applications
are also presented. The mechanical and rheological properties are particularly discussed.
100
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Tomasz Zdeb1
TEORETYCZNE PODSTAWY TECHNOLOGII BETONÓW Z PROSZKÓW
REAKTYWNYCH ORAZ WYBRANE WACIWOCI TYCH KOMPOZYTÓW
1. Wstp
Jedn z najbardziej nowoczesnych grup kompozytowych tworzyw z matryc
cementow stanowi obecnie betony z proszków reaktywnych (RPC – Reactive Powder
Concrete) nalece do grupy UHPC (Ultra High Performance Concrete). Materiay te
klasyfikowane s czsto jako tzw. ceramika niskotemperaturowa. Moliwoci
wykonywania takich materiaów stworzy przede wszystkim postp w technologii spoiw
cementowych, dostpno wysokoefektywnych domieszek upynniajcych oraz szerokie
rozpoznanie mechanizmów oddziaywania dodatków mineralnych na mikrostruktur
i waciwoci tworzyw cementowych.
Ten wieloskadnikowy materia, swoj przecitn wytrzymao na ciskanie
utrzymuje na poziomie okoo 150 do 200 MPa. Wedug dostpnych informacji, jedynym
produkowanym na skal przemysow tworzywem typu BPR jest materia Ductal ®
francuskiej firmy Lafarge [1].
2. Podstawowe zaoenia lece u podstaw teorii i technologii wytwarzania
tworzyw typu BPR
Podobnie jak znana od wielu ju lat grupa betonów wysokowartociowych (BWW)
kompozyty BPR, stanowi efekt wieloletnich bada
zwizanych z poszukiwaniem rodków
pozwalajcych na redukowanie mankamentów typowych dla tradycyjnego cementowego
betonu zwykego. Swoj bardzo wysokie cechy wytrzymaociowe tworzywa te
zawdziczaj przede wszystkim:
x minimalizowaniu porowatoci kompozytu, gównie na drodze obnienia wartoci
wskanika wodno-spoiwowego przy równoczesnym stosowaniu odpowiednich
wysokoefektywnych superplastyfikatorów oraz przez ewentualne prasowanie
mieszanki w pocztkowym okresie hydratacji cementu,
x korzystnej modyfikacji mikrostruktury spoiwowej matrycy tworzywa uzyskiwan na
drodze stosowania odpowiedniej obróbki hydrotermalnej,
1
dr in., Politechnika Krakowska, [email protected]
101
x zwikszeniu gstoci upakowania mieszaniny suchych skadników ziarnistych na
drodze odpowiedniego doboru ich uziarnienia,
x zwikszeniu jednorodnoci materiau przez zastosowanie tylko bardzo drobnego
kruszywa o rednicy nie przekraczajcej ok. 600 μm,
x obnieniu kruchoci otrzymanego, dojrzaego materiau przez dodanie wókien
o odpowiednich waciwociach, ksztatach i wymiarach.
W dalszym cigu przedstawiono bardziej szczegóowo moliwoci realizacji
wymienionych zaoe
.
2.1. Minimalizowanie porowato
ci kompozytu
Skuteczn metod usuwania powietrza z mieszanki betonowej jest jej próniowanie
podczas mieszania. Ze wzgldu na konieczno posiadania odpowiedniego
oprzyrzdowania, metoda ta jest niezwykle rzadko opisywana w literaturze. Wedug
autorów [15] obnienie cinienia do wartoci 50 mbar pozwala na zredukowanie iloci
powietrza poniej 1% obj., przy wprowadzonej iloci wókien stalowych nawet do 10%
obj.
Inny sposób usuwania powietrza z mieszanki BPR polega na jej prasowaniu. Jak
podaje Richard [14] metoda ta, oprócz znacznego ograniczenia porowatoci stwardniaego
materiau, pozwala take na usunicie nadmiarowej iloci wody z próbki. Ponadto,
dugotrwae prasowanie (24h) powoduje kompensacj napre
skurczowych.
Dziki zastosowaniu nowej generacji superplastyfikatorów ilo wody zarobowej
w materiaach typu BPR jest drastycznie obniona w porównaniu z betonami tradycyjnymi.
Przecitny wspóczynnik wodno – spoiwowy nie przekracza wartoci 0,28 i wynosi
zazwyczaj okoo 0,20. Tak maa ilo wody, szczególnie w wyszych temperaturach
dojrzewania, ulega cakowicie przereagowaniu z cementem, co ogranicza moliwo
tworzenia si porów kapilarnych powstajcych w wyniku odparowywania nadmiaru nie
przereagowanej wody.
2.2. Modyfikacja mikrostruktury spoiwowej matrycy tworzywa na drodze stosowania
odpowiedniej obróbki termicznej
Dojrzewanie betonu z proszków reaktywnych w rodowisku pary wodnej
w podwyszonej temperaturze, podobnie jak w przypadku tradycyjnych tworzyw
cementowych, zmienia mikrostruktur jego matrycy spoiwowej. Wedug informacji
literaturowych [5, 6, 14] w badaniach materiaów typu BPR stosowane s zazwyczaj dwa
rodzaje obróbki termicznej. Pierwsza z nich, naparzanie niskoprne w temperaturze okoo
90oC, polega na przyspieszeniu procesów hydratacji cementu i wywoaniu wzrostu
aktywnoci pucolanowej pozostaych skadników przez wzrost rozpuszczalnoci SiO2,
wystpujcego zarówno w postaci amorficznej (py krzemionkowy) jak i krystalicznej
(mczka kwarcowa). Pozytywnym efektem tego zabiegu jest pojawienie si dodatkowych
iloci fazy C-S-H, co bezporednio przekada si na ograniczenie porowatoci kompozytu.
Ponadto, wzrost temperatury podczas hydratacji cementu wpywa korzystnie na
ograniczenie skurczu materiau, który zawiera znaczn ilo spoiwa. Na wykresie (rys. 1.)
pokazano typowy przebieg odksztace
skurczowych BPR dojrzewajcego w warunkach
102
naturalnych oraz ogrzewanego do temperatury 40oC. W skad BPR o wskaniku W/C =
0,20 wchodziy wókna stalowe w iloci 2,5 % obj. [16].
Rys. 1. Przebieg odksztace
skurczowych dla BPR dojrzewajcego w rónych warunkach
termicznych [16]
Drugi rodzaj stosowanej obróbki to obróbka wysokoprna w temperaturze 250oC.
Takie warunki, oprócz zmian zachodzcych take w niszych temperaturach, powoduj
pojawianie si krystalicznych form uwodnionych krzemianów wapniowych. Fazami, które
najczciej spotyka si w tworzywach cementowych poddanym takiemu zabiegowi s
tobermoryt C5S6H5 oraz ksonotlit C6S6H. Sprzeczne s doniesienia, co do bezporedniego
wpywu faz krystalicznych na waciwoci mechaniczne materiau, niemniej jednak
niektórzy badacze odnotowuj wyrany przyrost wytrzymaoci zarówno na ciskanie jak
i na rozciganie przy zginaniu [14]. Ponadto, krystalizacja uwodnionych krzemianów
wapniowych w wolnych przestrzeniach materiau (pory oraz niecigoci wywoane
zarysowaniem) powoduje dalsz redukcj porowatoci kompozytu i tym samym
uszczelnienie jego struktury.
2.3. Zwikszenie jednorodno
ci materiau w wyniku zastosowania bardzo drobnego
kruszywa
Wedug wikszoci badaczy [5, 14] uznaje, e uzyskanie wysokiej jednorodnoci
materiau mona osign stosujc ziarna wypeniacza, których wielko nie przekracza
600 Pm. Jest to zwizane z rzeczywistymi napreniami, jakie panuj na granicy midzy
zaczynem i kruszywem w obcionym materiale. Jak podaje [13] naprenia panujce
w stwardniaym zaczynie cementowym s w przypadku tradycyjnego betonu odwrotnie
proporcjonalne do odlegoci ziaren kruszywa, które zaczyn ten otula. Zastosowanie wic
duej iloci zaczynu cementowego w tworzywie powoduje oddalenie si ziaren wzgldem
siebie i tym samym prowadzi do obnienia napre
panujcych w zaczynie [10]. Podobny
efekt obserwuje si przy ograniczeniu wielkoci ziaren wypeniacza, co pokazano na rys. 2.
Wraz ze zmniejszajc si rednic ziaren kruszywa wzrasta grubo jego otulenia przez
zaczyn, co prowadzi do ograniczenia napre
panujcych w materiale pod obcieniem
zewntrznym lub obcieniem pochodzcym od skurczu.
103
Rys. 2. Stan i poziom napre
w stwardniaym zaczynie cementowym pomidzy dwoma
ziarnami kruszywa [10]
W celu zwikszenia jednorodnoci rzeczywistego stanu napre
w kompozytach
BPR, oprócz ograniczenia wielkoci inkluzji do okoo 600 Pm, stosuje si równie bardzo
du ilo spoiwa, która umoliwia wzajemne oddalenie si ziaren kruszywa. Proporcje
udziau objtociowego spoiwa oraz wielkoci ziaren kruszywa BPR w odniesieniu do
betonów zwykych BZ przedstawia rys. 3. Naley te doda, e w przypadku BPR zaciera
si znaczenie precyzyjnych dotd poj kruszywa i spoiwa oraz roli, jakie te skadniki
odgrywaj w materiale. O ile w betonach tradycyjnych kady ze skadników odgrywa
swoj charakterystyczn rol np. wypeniacza lub matrycy, to w kompozytach typu BPR
zarówno cz kruszywa ze wzgldu na swoj reaktywno i rozmiar bdzie penia rol
aktywnego skadnika matrycy, natomiast cement, który do tej pory traktowany by
wycznie jako spoiwo, ze wzgldu na bardzo ma ilo wody zarobowej w mieszance,
w materiale stwardniaym pozostawi znaczcy udzia nieshydratyzowanych reliktów ziaren
cementu. Ziarna te peni rol inkluzji o znakomitych parametrach fizycznych. Dodatkowo
przyczepno matrycy, tj. fazy C-S-H do tych ziaren cementu jest doskonaa.
Rys. 3. Porównanie charakterystyki skadu oraz wielkoci ziaren kruszywa
w kompozytach BZ i BPR
104
2.4. Gsto
upakowania suchych skadników ziarnistych
Jednym ze sposobów uzyskania maksymalnego upakowania przestrzeni przez
inkluzj w kompozytach ziarnistych jest opracowanie optymalnego rozkadu uziarnienia.
Punktem wyjcia dla tego rodzaju rozumowania bya analiza Fuller’a oraz Thompson’a [8]
przeprowadzona na pocztku XX wieku na potrzeby technologii betonu tradycyjnego.
Wykazuje ona, e najlepsze upakowanie dla kruszywa grubego uzyskuje si, gdy
kumulacyjna krzywa uziarnienia zbliona jest do krzywej o równaniu:
y
§ Din ·
¨¨ n ¸¸ ˜ 100%
© DMax ¹
gdzie:
yi – kumulacyjny % zawartoci i-tej frakcji
Di – rednica i – tej frakcji [mm]
DMax – rednica maksymalnego ziarna [mm]
n – staa równa 0,5
Póniejsze modyfikacje przebiegu rozkadu uziarnienia, wprowadzone na przykad
przez FWHA, polegay jedyne na nieznacznej korekcie wartoci wspóczynnika n, któr
przyjto równ 0,45. W latach trzydziestych ubiegego wieku w odniesieniu do materiaów
drobnoziarnistych, Andreasen [2] ustali warto n = 0,37. Nastpnie w roku 1994 Funk [9]
uwzgldni dodatkowo wielko ziarna minimalnego. Ostatecznie wic, równanie
optymalnej kumulacyjnej krzywej uziarnienia dla materiau drobnoziarnistego ma posta:
y
n
§ Din DMin
·
¨¨ n
¸ ˜ 100%
n ¸
D
D
Max
Min
©
¹
gdzie:
yi – kumulacyjny % zawartoci i-tej frakcji
Di – rednica i-tej frakcji [Pm]
DMax – rednica maksymalnego ziarna [Pm]
DMin – rednica maksymalnego ziarna [Pm]
n – staa równa 0,37
2.5. Obnienie krucho
ci przez dodanie wókien o odpowiednich wa
ciwo
ciach
i wymiarach
Podobnie jak wszystkie inne tworzywa mineralne BPR jest materiaem kruchym.
W materiaach takich warto naprenia niszczcego nieznacznie przekracza to, przy
którym materia odksztaca si jeszcze sprycie. Dodanie wókien w odpowiedniej iloci
i odpowiedniej geometrii moe zasadniczo wpyn na zachowanie si materiau pod
obcieniem oraz na energi potrzebn do zniszczenia kompozytu. Najczciej stosowane
105
w technologii BPR wókna stalowe poprawiaj nie tylko wytrzymao rozciganie,
ciskanie czy udarno ale przede wszystkim powoduj pseudoplastyczny charakter
zniszczenia kompozytu.
Rys. 4. Krzywa sia – odksztacenie (ugicie) wyznaczona przy czteropunktowym zginaniu
na próbkach BPR; beleczki 4x4x16cm [11]
3. Charakterystyka wybranych wa
ciwo
ci mechanicznych kompozytów typu BPR
wytworzonych w Politechnice Krakowskiej
W czci powiconej charakterystyce waciwoci mechanicznych skoncentrowano
si na moliwoci maksymalizowania wytrzymaoci na ciskanie i na rozciganie przy
zginaniu za pomoc obróbki hydrotermalnej w postaci naparzania niskoprnego
i autoklawizacji oraz przez wprowadzenie dodatku wókien stalowych lub szklanych.
Najlepsze efekty uzyskano w przypadku kompozytu zawierajcego wókna stalowe
i poddanego autoklawizacji. Materia ten posiada wytrzymao na ciskanie 315 MPa,
a jego wytrzymao na rozciganie przy zginaniu wynosia 27 MPa.
3.1. Materiay stosowane do wytwarzania BPR
Do wykonania opisywanego tworzywa zastosowano: cement portlandzki CEM I
52,5 R, py krzemionkowy, mczk kwarcow 0/0,20 mm i piasek kwarcowy 0/0,50 mm
oraz jeden z popularnych superplastyfikatorów polikarboksylanowych. Proporcje skadu
mieszanki, bdcej przedmiotem innego, szeroko zakrojonego programu badawczego,
przedstawiono w tablicy 1. Dodatkowym skadnikiem byy proste i gadkie wókna stalowe
oraz wókna szklane ze szka odpornego na alkalia, których waciwoci podano
w tablicy 2.
Tablica 1. Skad mineralnej matrycy BPR
(masowe udziay skadników odniesiono do masy cementu)
Cement CEM I 52,5R
1,00
Py krzemionkowy
0,20
Mczka kwarcowa 0/0,20 mm
0,34
Piasek kwarcowy 0/0,50 mm
0,81
Superplastyfikator
0,02
Woda
0,24
106
Do mieszanki o podanym wyej skadzie dodawano wókna stalowe w iloci 0,5; 1;
2; 3 i 4 % obj. (odpowiednio 39, 78, 155, 233 i 310 kg/m3) lub wókna szklane w iloci
0.25; 0.50; 0.75 i 1.00 % obj. (odpowiednio 7, 13, 20 i 27 kg/m3).
Tablica 2. Waciwoci stosowanych wókien
Wa
ciwo
Wókna stalowe Wókna szklane
Dugo [mm]
6
3
rednica [μm]
175
14
Wytrzymao na rozciganie [MPa]
2200
1700
Modu sprystoci [GPa]
210
72
Gsto [g/cm3]
7,76
2,68
3.2. Przygotowanie próbek i warunki dojrzewania
Z mieszanek o podanym skadzie formowano grawitacyjnie beleczki 40x40x160
mm. Próbki wstpnie dojrzeway w czasie 6 lub 24 godzin w temperaturze +20oC
w warunkach zapewniajcych brak moliwoci odparowania z nich wody. Po
rozformowaniu próbki dojrzeway w trzech zrónicowanych warunkach:
x 27-dniowe dojrzewanie w wodzie (W) o temperaturze +20oC po 24 godzinnym
dojrzewaniu wstpnym,
x naparzanie niskoprne (N) w temperaturze +90oC wedug cyklu pokazanego na
rys. 5a,
x autoklawizacja (A) w temperaturze +250oC i cinieniu 40 bar wedug cyklu
pokazanego na rys. 5b.
a)
b)
Rys. 5. Charaktersytyka stosowanych cykli naparzania (a) i autoklawizacji (b)
3.3. Wyniki bada – wytrzymao
na ciskanie i rozciganie przy zginaniu
Na rys. 6 i 7 przedstawiono wyniki bada
wytrzymaoci na ciskanie i rozciganie
przy zginaniu kompozytów bez i z rón zawartoci wókien stalowych lub szklanych,
dojrzewajcych w rónych warunkach. Wytrzymao na rozciganie przy zginaniu
okrelano kadorazowo na 6 beleczkach 40x40x160 mm, a wytrzymao na ciskanie na
12 wycitych z nich kostkach 40x40x40 mm. W przypadku próbek dojrzewajcych
w wodzie w warunkach normalnych, pokazane na wykresie wartoci dotycz
107
wytrzymaoci 28 dniowej. W przypadku próbek poddanych naparzaniu niskoprnemu
i autoklawizacji podano wytrzymaoci okrelane bezporednio po zako
czeniu obróbki
hydrotermalnej.
a)
b)
Rys. 6. Zaleno wytrzymaoci na ciskanie (a) i wytrzymaoci na rozciganie przy
zginaniu (b) betonu z proszków reaktywnych od zawartoci wókien stalowych i warunków
dojrzewania [20]
BPR bez dodatku wókien posiada, w zalenoci od warunków dojrzewania,
wytrzymao na ciskanie w granicach od 194 do 268 MPa. Najnisza warto dotyczy
BPR dojrzewajcego w wodzie, najwysza poddanego autoklawizacji. Naparzanie
niskoprne w porównaniu z dojrzewaniem w wodzie spowodowao wzrost wytrzymaoci
o okoo 10%, podczas gdy autoklawizacja wzrost o blisko 40%.
Podobny ilociowo wpyw naparzania i autoklawizacji stwierdzono w przypadku
przyrostu wytrzymaoci na ciskanie BPR z rónym dodatkiem wókien. Wytrzymao
BPR z dodatkiem wókien mieci si w granicach od 202 MPa (0,5% obj. wókien,
dojrzewanie w wodzie) do 315 MPa (4% obj. wókien, autoklawizacja). Dla wszystkich
trzech warunków dojrzewania wytrzymao ronie w sposób liniowy wraz z zawartoci
wókien.
Warto zauway, e praktycznie bez wzgldu na stosowane warunki dojrzewania,
wpyw iloci dozowanych wókien stalowych na wytrzymao na ciskanie BPR jest
podobny. Niewielkie rónice in plus zaobserwowano w przypadku BPR
autoklawizowanego zawierajcego wiksze (2 do 4% obj.) iloci wókien.
Wytrzymao na rozciganie przy zginaniu BPR bez wókien zmienia si,
w zalenoci od warunków dojrzewania, od okoo 11 do okoo 19 MPa. Podobnie jak
w przypadku wytrzymaoci na ciskanie, skrajne wartoci dotycz odpowiednio BPR
dojrzewajcego w wodzie i autoklawizowanego. Naparzanie niskoprne spowodowao
w porównaniu z dojrzewaniem w wodzie wzrost wytrzymaoci na rozciganie o okoo
35%, a autoklawizacja wzrost o okoo 75%.
Wytrzymao na rozciganie przy zgnaniu BPR z dodatkiem wókien stalowych
zawiera si w granicach od 12 MPa (0,5% obj. wókien, dojrzewanie w wodzie) do 27 MPa
(4% obj. wókien, autoklawizacja). Wpyw obecnoci wókien na t wytrzymao jest
z oczywistych powodów znacznie wikszy, ni na wytrzymao na ciskanie. Najwikszy,
bo ponad dwukrotny wzrost wytrzymaoci stwierdzono w przypadku BPR dojrzewajcego
w wodzie i zawierajcego wókna w iloci 4% obj. W przypadku naparzania niskoprnego
i autoklawizacji wzrost wytrzymaoci na rozciganie BPR z t sam iloci wókien
wynosi odpowiednio okoo 60 i 45%. Podobnie jak w przypadku wytrzymaoci na
108
ciskanie, wytrzymao na rozciganie dla wszystkich trzech warunków dojrzewania
ronie w sposób liniowy wraz z zawartoci wókien [19].
a)
b)
Rys. 7. Zaleno wytrzymaoci na ciskanie (a) i wytrzymaoci na rozciganie przy
zginaniu (b) betonu z proszków reaktywnych od zawartoci wókien szklanych i warunków
dojrzewania [20]
Przedstawione wyniki bada
, w przeciwie
stwie do wyników uzyskanych
w przypadku stosowanych wókien stalowych, wskazuj na niemal zupeny brak wpywu
zawartoci stosowanych wókien szklanych na wytrzymao na ciskanie analizowanych
BPR. Sytuacja ta ma miejsce niezalenie od warunków dojrzewania.
W odrónieniu od wyników bada
wytrzymaoci na ciskanie, wytrzymao na
rozciganie ronie w sposób liniowy wraz ze zwikszajcym si udziaem wókien
szklanych (rys. 7b). Najwikszy przyrost wytrzymaoci obserwuje si w przypadku
betonów dojrzewajcych w wodzie przy maksymalnej zawartoci wókien (Vf=1,0% obj.)
wzrost ten, w porównaniu z wytrzymaoci bez wókien wynosi 55%. W przypadku BPR
poddawanego naparzaniu wzrost ten wynosi ok. 25%, natomiast najmniejszy wzrost
wytrzymaoci na rozciganie przy zginaniu (ok. 12%) zarejestrowano w przypadku BPR
poddawanego autoklawizacji.
3.4. Wyniki bada – odksztacalno
przy ciskaniu i zginaniu
Ze wzgldu na brak wpywu zawartoci wókien szklanych na charakter zniszczenia
kompozytu BPR w niniejszym rozdziale zaprezentowano wyniki bada
dotyczce wókien
stalowych. Badania odksztacalnoci przy zginaniu prowadzono wedug [3]. Gównym
elementem bada
byo okrelenie przebiegu zalenoci sia – ugicie dla poszczególnych
wariantów warunków dojrzewania oraz zawartoci wókien stalowych (rys. 8). Na ich
podstawie okrelono charakterystyki odksztacalnoci przy zginaniu, a wic: cakowit
energi zniszczenia Etot oraz wspóczynniki I5, I10 i I20 opisane w [3].
109
Rys. 8. Krzywe sia-ugicie zarejestrowane podczas zginania próbek z BPR z rón
zawartoci wókien stalowych dojrzewajcych w wodzie (a), naparzanych (b) i
autoklawizowanych (c). Po prawej stronie pokazano szczegóy krzywych w zakresie
ugicia do 1 mm [18]
Przy wyznaczaniu wartoci I5, I10, i I20 punkt, w którym pojawia si zarysowanie
matrycy BPR oznaczono jako (•). Definiowany jest on jako punkt wyranej utraty liniowej
zalenoci pomidzy si i ugiciem. Wyznaczenie tego miejsca na wykresie jest niezwykle
istotne ze wzgldu na dalsze obliczenia wartoci toughness index. Obliczone rednie
wartoci Etot oraz I5, I10, i I20, zebrano w tablicy 3. Przebieg zmiennoci wartoci cakowitej
energii zniszczenia oraz toughness index dla rónych wariantów dojrzewania
przedstawiono na rys. 9.
110
Tablica 3. Wartoci cakowitej energii zniszczenia oraz toughness index BPR z dodatkiem
wókien stalowych, dojrzewajcych w rónych warunkach hydrotermalnych
Zawarto wókien Vf [%]
0,0
0,5
1,0
2,0
3,0
4,0
obj.
I5 [-]
3,0
4,9
5,5
6,2
5,6
Dojrzewanie
I10 [-]
5,0
8,3
8,8
9,9
7,9
w wodzie
o
I
[-]
6,9
10,4
10,7
12,5
9,9
20
20 C
Etot [kN·mm]
0,3
3,0
6,1
7,4
7,1
10,3
I5 [-]
3,0
5,0
5,1
6,6
5,5
I10 [-]
4,7
8,0
8,4
10,3
7,7
Naparzanie
90oC
I20 [-]
6,3
10,4
10,5
12,9
9,1
Etot [kN·mm]
0,7
3,0
5,9
6,0
8,7
9,2
I5 [-]
2,2
2,5
4,1
4,5
6,7
I10 [-]
2,7
3,1
6,0
7,4
8,6
Autoklawiza
cja 250oC
I20 [-]
2,9
3,4
5,8
7,0
9,3
Etot [kN·mm]
0,9
3,4
6,1
9,2
9,4
10,8
Rys. 9. Wpyw warunków dojrzewania i zawartoci wókien na: a) cakowit energi
zniszczenia Etot, b,c,d) wartoci toughness index odpowiednio I5, I10, I20 [18]
Najsilniej zmieniajc si cech przedstawionych powyej kompozytów jest
cakowita energia zniszczenia Etot. W przypadku materiaów niezawierajcych wókien,
niezalenie od warunków dojrzewania, jej warto nie przekracza 1,0 kNmm. Jednak
111
wystarczy dodatek 0,5% objtociowo wókien, by w przypadku kompozytu
dojrzewajcego w wodzie spowodowa 10 krotny wzrost energii potrzebnej do zniszczenia
materiau. W przypadku materiaów naparzanych oraz autoklawizowanych, ze wzgldu na
wiksze wartoci energii zniszczenia materiaów pozbawionych wókien, przyrost ten jest
mniejszy, bo okoo 4 krotny. Przy zastosowaniu maksymalnej iloci wókien (Vf=4% obj.),
w odniesieniu do kompozytów dojrzewajcych w wodzie, warto omawianej cechy
wzrosa ponad 30 krotnie, natomiast w przypadku materiaów poddanych naparzaniu
i autoklawizacji o okoo 10 razy. Tak wic w najbardziej intensywny sposób dodatek
wókien stalowych w caym badanym zakresie wpywa na materia dojrzewajcy w wodzie.
Wartoci wspóczynników cigliwoci (toughness indices) oraz ich zaleno od
zawartoci wókien, w przypadku materiaów dojrzewajcych w wodzie oraz poddanych
naparzaniu niskoprnemu s niemal identyczne (rys. 9 b,c,d). Najwiksze wartoci I5, I10 i
I20 zarejestrowano przy zawartoci wókien wynoszcej Vf = 3% obj. Przy wikszym
udziale wókien stalowych (Vf = 4% obj.) zaobserwowano charakterystyczny spadek
wartoci wszystkich wyznaczanych wspóczynników w materiaach dojrzewajcych
w wodzie oraz naparzanych. Zjawiska takiego nie zaobserwowano w kompozytach
autoklawizowanych, co prawdopodobnie wynika z wikszej wytrzymaoci samej matrycy.
Podobn tendencj obserwuje Brandt [4] w zaprawach cementowych zbrojonych wóknami
wglowymi, dojrzewajcych w warunkach naturalnych. Obliczone wartoci
wspóczynników cigliwoci I5 i I10 s podobne do podanych przez Katz’a
i wspópracowników [12]. Na próbkach o takiej samej geometrii, dojrzewajcych
w warunkach naturalnych, zawierajcych podobne wókna stalowe (dugo 6mm i rednica
0,16mm), lecz w iloci a 9% obj., autorzy ci otrzymali wartoci wskaników I5 i I10
odpowiednio 6,4 oraz 11,4.
W przypadku BPR poddanych autoklawizacji wartoci wspóczynników cigliwoci
(toughness indices) przy zawartoci wókien Vf3% obj. s zawsze mniejsze, co wynika
z relatywnie duej wartoci energii potrzebnej do powstania pierwszej rysy.
3.5. Mikrostruktura BPR
Przedstawiony wpyw obecnoci wókien i warunków dojrzewania na wytrzymao
na ciskanie i rozciganie przy zginaniu oraz zachowanie si przy zginaniu BPR mog
tumaczy pokazane dalej charakterystyczne obrazy jego mikrostruktury. Wymieni tu
mona co najmniej trzy przyczyny uzyskania ultra wysokich waciwoci mechanicznych
tego rodzaju kompozytu:
x bardzo zwarta i zbita struktura fazy C-S-H (rys. 10),
x bardzo dobra przyczepno fazy C-S-H zarówno do mineralnych inkluzji (ziarna
mczki i piasku kwarcowego) oraz wókien stalowych i szklanych (rys. 11 i 13),
x uszczelnienie pustych przestrzeni mikrostruktury materiau przez krystalizacj
ksonotlitu i tobermorytu podczas autoklawizacji (rys. 14).
Rys. 10 i 11 przedstawiaj mikrostruktur kompozytów dojrzewajcych w rónych
warunkach hydrotermalnych. We wszystkich przypadkach daje si zaobserwowa bardzo
zwart mikrostruktur fazy C-S-H, jej znakomit przyczepno do ziaren cementu (inkluzja
jasna) a take do ziaren kwarcowych (inkluzja ciemna). Na rys. 11 i 13b widoczne s
wókna stalowe oraz szklane szczelnie otoczone produktami hydratacji cementu.
W przypadku BPR poddanego autoklawizacji wystpujce w materiale niecigoci (pory,
mikropknicia itp.) wypenione s krysztaami ksonotlitu i tobermorytu (rys. 14).
112
Rys. 10. Faza C-S-H a) dojrzewanie w wodzie, b) naparzanie, c) autoklawizacja
SEM, pow. 10000x [17]
Rys. 11. Styk wókna stalowego w BPR a) dojrzewanie w wodzie, b) naparzanie,
c) autoklawizacja, pow. 2000x [17]
Rys. 12. Wókno stalowe w BPR a) dojrzewanie w wodzie, b) autoklawizacja,
pow. 500x [17]
113
Rys. 13. Wókno szklane w autoklawizowanym BPR a) pow. 2000x, b) pow. 20000x [17]
Rys. 14. Mikropor wypeniony krysztaami ksonotlitu oraz tobermorytu
a) pow. 2000x, b) pow. 10000x [17]
4. Wnioski
Przedstawione wyniki bada
pozwalaj na sformuowanie podanych dalej
najistotniejszych wniosków.
1/ Z ogólnie dostpnych skadników i przy zastosowaniu w duej mierze tradycyjnych
zabiegów hydrotermalnych moliwe jest uzyskanie materiau o ultrawysokich cechach
wytrzymaociowych. W przypadku tworzywa bez dodatku wókien i normalnego
dojrzewania w wodzie uzyskano wytrzymao na ciskanie blisk 200 MPa
i wytrzymao na rozciganie przy zginaniu okoo 11 MPa. Zastosowanie obróbki
w postaci naparzania niskoprnego pozwala podnie wartoci obydwu wytrzymaoci
odpowiednio do 212 i 14 MPa, za zabiegu autoklawizacji odpowiednio do 268 i 18 MPa.
2/ Dodatek wókien stalowych pozwala na dalsze podwyszenie obydwu rodzajów
wytrzymaoci. Maksymalne ich wartoci (315 MPa na ciskanie i 27 MPa na rozciganie
przy zginaniu) uzyskano w przypadku materiau o zawartoci wókien wynoszcej 4% obj.
(310 kg/m3) i stosowaniu autoklawizacji.
3/ Dodatek stosowanych wókien stalowych w iloci do okoo 3% obj. w sposób istotnie
pozytywny wpywa na waciwoci BPR bez wzgldu na warunki jego dojrzewania.
Obecno tych wókien powoduje zmian zachowania si materiau pod obcieniem
zginajcym. Zniszczenie BPR z wóknami poprzedzone jest odksztaceniami o charakterze
plastycznym. Powysze spostrzeenia uzasadniaj wyniki bada
zalenoci sia-ugicie
oraz wartoci obliczonej cakowitej energii zniszczenia i wspóczynników toughness index.
4/ Dodatek stosowanych w badaniach wókien szklanych powoduje korzystny wzrost
jedynie wytrzymaoci na rozciganie przy zginaniu. Przy ich dozowaniu w iloci 1% obj.
wytrzymao ta wzrasta o okoo 50% w kompozytach dojrzewajcych w wodzie,
114
natomiast w przypadku materiaów naparzanych i autoklawizowanych o odpowiednio 20
i 10%. Wókna te nie powoduj jednak adnych innych zmian we waciwociach
mechanicznych.
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
Acker P., Behloul M.: Ductal technology: a large spectrum of properties, a wide
range of application, International Symposium on Ultra High Performance Concrete,
Kessel Germany, pp.11-23, 2004.
Andreasen A., Andersen J.: Uber die Beziehung zwischen Kornabstufung und
Zwischenraum in Produkten aus losen Kornern (mit einigen Experimenten),
Kolloid-Zeitung 50, 1930, 217-228 – cytowany w [7].
ASTM C1018-97 Standard test method for flexural toughness and first-crack
strength of fiber-reinforced concrete (using beam with third-point loading),
Withdrawn 2006.
Brandt A. M., Cement-based composites, materials, mechanical properties and
performance, Routledge, Taylor and Francis Group, London and New York, 2009.
Cherezy M., Maret V., Frouin L.: Microstructural analysis of RPC (Reactive powder
concrete), Cement and Concrete Research, Vol. 25, 1995, 1491-1500.
Collepardi S., Coppola L., Troli R., Collepardi M.: Mechanical properties of
Modified Reactive powder Concrete, America Concrete Institute, 173, 1997, 1 – 22.
Droll K.: Influence of additions on ultra high performance concretes – grain size
optimization, International Symposium on Ultra High Performance Concrete, Kessel
Germany, 2004, 285-301.
Fuller W., Thompson S.: The laws of proportioning concrete, Proc. Am. Soc. Civil
Eng. 22, 1907 – cytowany w [7].
Fuller W., Thompson S.: The laws of proportioning concrete, Proc. Am. Soc. Civil
Eng. 22, 1907 – cytowany w [7].
Godycki-wirko T.: Mechanika betonu, Arkady, Warszawa 1982.
Katz A., Dancygier A., Yankelevsky D., Sherman D.: Ductility of high performance
cementitious composites, Concrete Science and Engineering: A Tribute to Arnon
Bentur, International RILEM Symposium, Evanston IL, USA, 2004, 117-127.
Katz A., Dancygier A., Yankelevsky D., Sherman D.: Ductility of high performance
cementitious composites, Concrete Science and Engineering: A Tribute to Arnon
Bentur, International RILEM Symposium, Evanston IL, USA, 2004, 117-127.
Lusche M., „Beitrag zum Bruchmechanismus von auf Druck beanspruchten Normal
– und Leichbeton mit geschlossenem Gefuge”, Schriftenreihe der Zementindustrie,
H. 39, Beton Verlag, Dusseldorf 1972 – cytowany w [10].
Richard P., Cheyrezy M.: Composition of reactive powder concrete, Cement and
Concrete Research, Vol. 25, 1995, 1501 – 1511.
Schachinger I., Mazanec O., Schubert J.: Effect of mixing and placement methods
on fresh and hardened Ultra High Performance Concrete (UHPC), International
Symposium on Ultra High Performance Concrete, Kessel Germany, 2004, 575-586.
Staquet S., Espion B.: Early age autogenous shrinkage of UHPC incorporating very
fine fly ash or metakaolin in replacement of silica fume, International Symposium
on Ultra High Performance Concrete, Kessel Germany, 2004, 587-599.
115
[17]
[18]
[19]
[20]
Zdeb T., liwi
ski J.: Mikrostruktura i porowato betonu z proszków reaktywnych,
materiay Konferencji naukowo-technicznej nt. Inynieria Procesów Budowlanych,
Politechnika lska, Wisa, X.2009, 123-130.
Zdeb T., liwi
ski J.: The influence of steel fibre content and curing conditions
on mechanical properties and deformability of reactive powder concrete at bending,
Proc. of the 9th Int. Symp. "Brittle Matrix Composites 9", eds. A.M.Brandt, J. Olek
and I.H. Marshall, Warsaw, October 2009, 33-42.
Zdeb T., liwi
ski J.: Wpyw warunków dojrzewania i dodatku wókien stalowych
na wytrzymao betonu z proszków reaktywnych, Inynieria I Budownictwo,
12/2008, 693-695.
Zdeb T.: Wpyw skadu i technologii wykonania na wybrane waciwoci betonów z
proszków reaktywnych, praca doktorska, Politechnika Krakowska, 2010.
THEORETICAL PRINCIPLES OF REACTIVE POWDER CONCRETES
TECHNOLOGY AND SELECTED MECHANICAL PROPERTIES OF THESE
COMPOSITES
The development of the composites with the cement matrix is due to the application
of the new highly effective carboxylane superplasticizers. They allow to produce at the
current the cement composites, defined as a low-temperature ceramics. The composites
shows new and unique properties due to long investigations carried out to reduce typical
drawbacks of the conventional concretes.
The compressive strength of this multi-component material ranges from 150
to 200 MPa. According to the accessible information, the only RPC material being
produced by industry is Ductal ® of Lafarge, a French company.
Moreover, this paper deals with mechanical properties of RPC containing variable
amount of steel or glass fibres and additionally cured in three different thermal conditions:
in water, steam curing and autoclaving. Depending on curing conditions and fibres content
the compressive strength ranged from 200 to 315 MPa and the flexural strength varied from
10 to 30 MPa.
116
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Beata aniewska-Piekarczyk1
Problem uzyskania odpowiedniego napowietrzenia betonu
samozagszczalnego
1.
Wprowadzenie
Niektóre rodzaje superplastyfikatorów (SP) powoduj powstanie nadmiernej zawartoci
powietrza w samozagszczalnej mieszance [17], [18], [21], [30], pomimo tego, e
zawieraj ju w swym skadzie domieszk przeciwpienic (ang. anti-foaming admixtures)
[20].
Mrozoodporno betonu zwizana jest z odpowiedni struktur porowatoci.
Uzyskiwana jest ona zazwyczaj w wyniku stosowania domieszki napowietrzajcej (AEA).
Nie wiadomo, czy równie napowietrzenie, jako uboczy efekt SP, moe zapewni
mrozoodporno betonowi. W publikacjach [14], [30] wykazano, e napowietrzenie, jako
uboczny efekt dziaania karboksylowego SP, charakteryzuje si niekorzystnym wpywem
na mrozoodporno SCC. Nie wiadomo, czy kady rodzaj SP nie pogarsza
mrozoodpornoci betonu?
Zarówno na efekty dziaania superplastyfikatorów i domieszek napowietrzanych
wpywa temperatura mieszanki [24]. Urabialno betonu bez plastyfikatora maleje zwykle
z temperatur, lecz w przypadku jego dodatku moe wystpowa róne [19]. Efekt
dziaania SP ze wzgldu na zawarto powietrza i pynno SCC zaley te od jego rodzaju,
std w literaturze wiele rónych doniesie
w tym zakresie zachowanie [8], [9], [10], [11],
[21], [26]. S upynniacze, przy których dodatku beton nie wykazuje zmian urabialnoci ze
wzrostem temperatury. Do nich nale np. sole sodowe kwasów karboksylowych,
polikarboksylowych. Po modyfikacji ich skadu mona uzyska upynniacz, który
powoduje wzrost urabialnoci betonu ze wzrostem temperatury betonu. W ko
cu, niektóre
upynniacze nie zmieniaj pod tym wzgldem waciwoci zaczynu, to znaczy, e
urabialno jest odwrotnie proporcjonalne do temperatury [19]. W publikacji [12]
szczególn uwag zwrócono na zoony mechanizm ich dziaania w rodowisku zaczynów
cementowych. Wykazano istotny wpyw temperatury na skuteczno dziaania tego rodzaju
superplastyfikatorów w zalenoci od ilociowego udziau poszczególnych elementów ich
1
dr in., Politechnika lska, Wydzia Budownictwa, Katedra Inynierii Materiaów
i Procesów Budowlanych, e-mail: [email protected].
117
struktury, to jest udziau merów karboksylowych, eteroestrowych i alkiloestrowych.
Przekroczenie pewnej temperatury, w której blokada steryczna na ziarnach cementu staje
si niewystarczajca do utrzymania segregacji ziarn cementu, prowadzi do utraty pynnoci
zaczynu.
Temperatura mieszanki wpywa take na skuteczno dziaania AEA.
W przypadku mieszanek betonowych, których wyniki bada
pokazanych na rys. 1 i 2,
zastosowano t sam ilo domieszki napowietrzajcej, ale przygotowywano je w rónych
temperaturach. W przypadku zimnej mieszanki wskanik rozstawu porów jest podobny do
oszacowanego w przypadku gorcej mieszanki, ale cakowita zawarto powietrza jest
wiksza.
mieszankagorca(30st.C)
10
mieszankazimna(15st.C)
Ac[%]
8
6
4
2
0
0
30
60
90
czas[min]
Rys. 1. Wpyw temperatury na zawarto powietrza w napowietrzonej
mieszance [27]
mieszankagorca(30st.C)
400
mieszankazimna(15st.C)
L[mm]
300
200
100
0
0
30
czas[min]
60
90
Rys. 2. Wpyw temperatury na warto wskanika rozstawu porów napowietrzonej
mieszanki [27]
Celem prezentowanych bada
jest porównanie wpywu rodzaju najnowszej
generacji SP oraz AEA na zawarto powietrza, urabialno, zmian urabialnoci w czasie
samozagszczalnej mieszanki betonowej o rónej temperaturze. Uzyskane wyniki bada
odniesione bd take do charakterystyki porowatoci stwardniaego SCC, w aspekcie jego
odpornoci mrozowej i wytrzymaoci.
118
2. Metodyka bada
Do projektowania i wykonania mieszanek betonowych (tabl. 1) zastosowano cement CEM
II B-S 32,5R z cementowni Górade, mczk wapienn, kruszywo wirowe frakcji
2/8 mm, piasek frakcji 0/2 mm. Kruszywo i piasek byy suszone w suszarce przez dob,
przed badaniami wystudzone. W badaniach zastosowano nastpujce domieszki: SP1
(powodujcy powstawanie nadmiernej zawartoci powietrza) w iloci 0,7% m.C., SP2
(niepowodujcy powstawanie nadmiernej zawartoci powietrza) w iloci 0,9% m.C. oraz
AEA w iloci 0,012% m.C. (tabl. 2). Zastosowano tak ilo domieszek, aby rozpyw SCC
mieci si w klasie SF 2.
Naley zaznaczy, e skad domieszek podany pod tablic 2 jest w znacznym
stopniu przybliony. W skadzie domieszek jest wiele innych zwizków chemicznych,
znanych jedynie ich producentowi, a z oczywistych wzgldów, niepodanych w karcie
technicznej domieszki. Domieszki s dostpne w ofercie handlowej, lecz celowo nie
podano ich nazw oraz producentów.
Tablica 1. Skad SCC
CEM II B-S
32,5R,
kg/m3
442,40
Mczka
wapienna
kg/m3
190,00
w/c
w/s
Piasek 0÷2 mm,
kg/m3
0,45
0,31
693,20
wir 0÷8
mm,
kg/m3
866,49
Objto
zaczynu,
%
41,10
Tablica 2. Rodzaj domieszek zastosowany w SCC
Symbol SCC
Rodzaj domieszek
Badany efekt wpywu domieszek
SCC napowietrzony (nie celowo), w wyniku
SCC1
SP1 „napowietrzajcy”
dziaania SP1
SCC2
SP2 „nienapowietrzajcy”
SCC nienapowietrzony
SCC2A
SP2+AEA
Celowo napowietrzony SCC
Gówne bazy chemiczne domieszek: SP1; SP2- eter polikarboksylowy; VMA- syntetyczne
kopolimery; AFA - polialkohole; AEA- tensydy syntetyczne.
Waciwoci mieszanki betonowej oznaczono nastpujcymi metodami: test
konsystencji mieszanki wedug procedury opisanej w publikacji [4], zawarto powietrza
wg PN-EN 12350-7:2001. Wymienione badania mieszanki przeprowadzono
w temperaturze 10oC, 20oC i 30oC.
W celu oceny wpywu domieszek na zmian urabialnoci mieszanki w czasie, test
konsystencji mieszanki [4] mieszanki przeprowadzano take po jednej godzinie, liczc od
czasu rozpoczcia mieszania skadników mieszanki.
Oznaczenie charakterystyki porowatoci SCC (odpowiadajcego mieszance
o temp. 20oC) wykonano wedug PN-EN 480-11. Wykonano take oznaczenie wartoci
wspóczynnika trwaoci DF [1] wg CEN/TR 15177 – beam test [4]. Badania
mrozoodpornoci betonu F300 przeprowadzono wedug PN-88/B-0625. Natomiast badanie
wytrzymaoci na ciskanie przeprowadzono zgodnie z PN-EN 12350-3:2001.
119
3. Wyniki bada i ich dyskusja
W tablicy 3 zestawiono wyniki bada
waciwoci samozagszczalnej mieszanki
o temperaturze 20oC.
Tablica. 3. Rezultaty bada
SCC
Symbol
D [mm]
T500 [s]
Ac [%]
SCC1
730
3
8,0
SCC2
715
2
2,1
SCC2A
640
2
5,0
*po godzinie, liczc od czasu wymieszania skadników SCC
T500* [s]
3
4
3
D* [mm]
730
685
540
Analizujc obserwowany wpyw domieszek na zawarto powietrza w SCC
(tabl. 3), nasuwaj si nastpujce spostrzeenia.
Wpyw rodzaju SP jest zasadniczy dla cakowitej zawartoci powietrza
w mieszance, pomimo tego, e rozpyw mieszanek mieci si w klasie SF2.
Dodanie AEA do mieszanki z SP2 przyczynia si do zmniejszenia rednicy
rozpywu SCC w wikszym stopniu, ni zawarto powietrza, bdca efektem dziaania
SP1. W literaturze wystpuj sprzeczne wyniki bada
w zakresie wpywu napowietrzenia,
bdcego efektem dziaania AEA, na rednic rozpywu SCC. Rezultaty licznych bada
autorki dowodz, e charakter tego wpywu zaley do iloci zastosowanej AEA.
W przypadku maych iloci AEA moe nastpowa zwikszenie rozpywu SCC, poniewa
AEA jest rodkiem powierzchniowoczynnym. Jednak zwikszenie iloci AEA powoduje
powstanie licznych pcherzyków powietrza, któr oddziaywaj z czstkami staymi
w SCC, co powoduje zmniejszenie rozpywu SCC [30].
Wpyw domieszek na zmian urabialnoci w czasie SCC okazuje si istotny.
W najwikszym stopniu niekorzystne zmiany rednicy i czasu rozpywu nastpiy
w przypadku SCC celowo i ubocznie napowietrzonego.
W tablicy 4 zestawiono wyniki bada
waciwoci SCC o temperaturze 10 oC,
o
20 C i 30oC.
Tablica 4. Waciwoci samozagszczlanej mieszanki betonowej w temp. 10 oC,
20 oC i 30oC
10oC
Symbol
SCC1
SCC2
SCC2A
D
[mm]
700
680
620
T500
[s]
2
1
1
20oC
Ac
[%]
4,5
1,8
3,5
D
[mm]
730
715
640
T500
[s]
3
2
2
30oC
Ac
[%]
8,0
2,1
5,0
D
[mm]
750
725
660
T500
[s]
4
3
3
Ac
[%]
10,0
2,9
6,5
Wraz ze wzrostem temperatury nasila si uboczny efekt SP1, powodujcy zbyt
du zawarto powietrza w SCC. Wpyw temperatury na napowietrzenie SCC z SP1, SP2
oraz z SP2 i AEA jest przeciwny do zaobserwowanego na rys. 1 i 2, gdzie wzrost
temperatury powoduje spadek zawartoci celowo wprowadzonego powietrza (poprzez
zastosowanie wycznie AEA).
Analizujc efekty wpywu temperatury na zachowanie si zaczynu cementowego
zwierajcego w swym skadzie SP, mona doszukiwa si pewnych analogii w zachowaniu
cieczy [3]. Wraz ze wzrostem temperatury ronie energia ukadu. Wraz ze wzrostem
120
temperatury ronie te efektywno dziaania zwizków powierzchniowoczynnych, co
przyczynia si te do obnienia napicia powierzchniowego fazy ciekej i tym samym,
wzrostu napowietrzenia SCC. Bez wtpienia, pcherzyki zwikszaj si w przypadku
wikszej temperatury na skutek rosncego cinienia wewntrznego. Problem ten wymaga
dalszych bada
.
Wzrost temperatury powoduje zwikszenie si rednicy rozpywu oraz
zmniejszenie si czasu rozpywu SCC (tablica 4). W literaturze rozwaa si wiele efektów
dziaania SP w zalenoci od temperatury mieszanki [8], [9], [10], [11]. Wraz ze wzrostem
temperatury moe nastpowa wzrost adsorpcji superplastyfikatora na ziarnach cementu
[23]. Moe te nastpowa zmiana konformacji budujcych superplastyfikator polimerów,
co przekada si na zmniejszenie efektu sterycznego [12]. Powodem wzrostu pynnoci
mieszanki betonowej w podwyszonej temperaturze moe te by wzrost iloci ettringitu,
którego tworzy si wicej w wyszych temperaturach [23], a co wg sprzyja urabialnoci
mieszanki [1].
Porównujc wyniki bada
zestawione w tabl. 3 i 5 wnioskowa mona o duej
niestabilnoci „napowietrzenia” bdcego efektem dziaania SP1. Chocia z drugiej strony,
autorce znane s przypadki, gdy zawarto powietrza w stwardniaym SCC, bdca
ubocznym efektem dziaania SP, moe wynosi a 8% [30].
W tablicy 5 i na rys. 3÷8 zestawiono rezultaty bada
charakterystyki porowatoci
SCC wedug PN-EN 480-11 oraz wyniki badania wytrzymaoci i mrozoodpornoci SCC.
Na skutek oddziaywania analizowanych domieszek ulegaj zmianie wielkoci porów oraz
ich cakowity udzia, co nie jest bez znaczenia wzgldem wytrzymaoci SCC. Rónica
miedzy wytrzymaoci SCC z SP1 i Z SP2 jest znaczna, std naley sprawdzi uprzednio
dziaanie SP, na przykad na podstawie badania zaprawy, przez zastosowaniem go w
mieszance betonowej.
1,4
Zawartosc powietrza
Skumulowana zawartosc powietrza
1,2
5,0
1
4,0
3,0
0,6
[%]
0,8
2,0
0,4
0,2
1,0
0
0,0
10
20
30
40
50
60
80
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
350
400
450
500
1 000
1 500
2 000
2 500
3 000
4 000
[%]
6,0
>Pm]
Rys. 3. Charaterystyka porowatoci SCC1
121
Zawartosc powietrza
Skumulowana zawartosc powietrza
1,6
0,8
1,4
0,7
1,2
0,6
1,0
0,5
0,8
0,4
0,6
0,3
0,4
0,2
0,2
0,1
0,0
0
[%]
[%]
0,9
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
0,16
0,18
0,20
0,22
0,24
0,26
0,28
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
3,00
4,00
-0,2
[mm]
Rys. 4. Charaterystyka porowatoci SCC2
Zawartosc powietrza
Skumulowana zawartosc powietrza
3,5
0,7
3,0
0,6
2,5
0,5
2,0
0,4
1,5
0,3
1,0
0,2
0,5
0,1
0,0
-0,5
10
20
30
40
50
60
80
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
350
400
450
500
1 000
1 500
2 000
2 500
3 000
4 000
0
[%]
[%]
0,8
>Pm]
Rys. 5. Charaterystyka porowatoci SCC2A
Rys.6. Obraz porów powietrznych SCC1. Podziaka na rysunku wyznacza dugo 0,5 mm
122
Rys. 7. Obraz porów powietrznych SCC2. Podziaka na rysunku wyznacza dugo 0,5 mm
Rys. 8. Obraz porów powietrznych SCC2A. Podziaka na rysunku wyznacza dugo
0,5 mm
Tablica 5. Charakterystyka porów powietrznych i mrozoodporno SCC
Symbol
SCC1
SCC2
SCC2A
A,
%
4,47
1,86
3,80
CL, mm
0,29
0,84
0,33
D,
mm-1
20,83
10,88
20,21
A300,
%
1,55
0,22
1,39
fcm,
Mpa.
61,7
74,4
55,9
Ubytek fcm po 300
cyklach, %
-3,0
49,3
-3,3
Wpyw rodzaju SP na charakterystyk porowatoci SCC jest istotny. Wskanik
rozstawu porów, odpowiadajcy betonowi wykonanym z SP2, jest prawie trzykrotnie
wikszy od wskanika rozstawu porów betonu wykonanego z SP1. Powierzchnia waciwa
porów „napowietrzonego” betonu jest prawie dwukrotnie wiksza. Zawarto porów A300
w obu betonach róni si siedmiokrotnie. Napowietrzenie, bdce ubocznym dziaaniem
SP, w analizowanym przypadku, zapewnio mrozoodporno SCC rzdu F300.
Tablica 6. Wspóczynnik trwaoci SCC
Seria
SCC1
SCC2
SCC2A
0 cykli
100
100
100
25 cykli
104
102
102
75 cykli
104
102
103
100 cykli
107
103
101
150 cykli
104
100
103
250 cykli
107
81
106
300 cykli
107
65
105
Rezultaty badania wspóczynnika DF (rys. 1) równie wskazuj na bardzo dobr
mrozoodporno SCC z SP1 oraz z SP2 i AEA (DF 80%). SCC wykonany z SP2 jest
mrozoodporny tylko do 250 cykli. Po 300 cyklu wspóczynnik DF osign warto
krytyczn, odpowiadajc ju niemrozoodpornemu betonowi wg [1], tj. DF60%.
123
Autorce znane s jednak przypadki, gdy SCC wykonany z SP1 nie zapewnia mu
odpornoci mrozowej [29], [18]. Wyjanienie tej zmiennoci wpywu rodzaju SP na
mrozoodporno SCC wymaga dalszych bada
. Ponadto, efekt dziaania SP ze wzgldu na
„napowietrzenie” SCC bardzo zaley od temperatury (tabl. 4).
Zgodnie z oczekiwaniem, stosowanie AEA zapewnia najkorzystniejsze dla
mrozoodpornoci SCC wartoci parametrów porów powietrznych. Powierzchnia waciwa
porów betonu napowietrzonego jest niemal dwukrotnie wiksza, wskanik rozstawu porów
betonu napowietrzonego jest prawie trzykrotnie mniejszy, zawarto porów A300 jest ponad
szeciokrotnie wiksza ni w przypadku SCC z SP2.
W przypadku betonów naraonych na cykliczne zamraanie i odmraanie
wymagania odnocie parametrów porów powietrznych w klasie XF1÷XF4 s zestawione
w tablicy 7. Porównanie wyników bada
zestawionych w tablicy 5 i 6 oraz wymogów
wobec parametrów porów powietrznych mrozoodpornego betonu, przedstawionych
w tablicy 7, sugeruje konieczno dalszych bada
nad skorelowaniem parametrów
porowatoci betonu z danym jego stopniem mrozoodpornoci. Konieczno ta zostaa ju
wspomniana w publikacji [29].
Tablica 7. Wymagania dotyczce napowietrzenia betonu [7]
Norma
Wymagane
Klasa ekspozycji mrozowej
XF1
XF2
XF3
XF4
Norma EN
206-1
Norma polska
PN-B-06265
Min. zawarto powietrza w
mieszance [%]
-
4,0
4,0
4,0
Bez zmiany
Bez
zmiany
Bez
zmiany
Bez
zmiany
Bez
zmiany
-
2,5
2,5
4,0
-
1,0
1,0
1,8
-
-
-
0,18
-
4,5
4,5
4,5
-
3,5
3,5
3,5
-
0,20
0,20
0,20
-
dobra
dobra
dobra
-
3,5% przy dmax=63 mm
4,0% przy dmax=32 mm
4,5% przy dmax=16 mm
5,5% przy dmax=8 mm
Norma
austriacka
ÖNORM B
4710-1
Norma du
ska
DS. 2426
Min. zawarto powietrza w
mieszance [%]
Min. zawarto mikroporów A300
[%]
Max. Wskanik rozmieszczenia
porów CL [mm]
Min. zawarto powietrza
w mieszance [%]
Min. zawarto powietrza A
w betonie [%]
Max. Wskanik rozmieszczenia
porów CL [mm]
Odporno betonu na zuszczenia
powierzchniowe
Norma
niemiecka
Min. zawarto powietrza A
w betonie [%]
Niemieckie
Federalne
Ministerstwo
Komunikacji
ZTV BetonStB 01
Beton z domieszk
napowietrzajc
i uplastyczniajc lub
upynniajc
Min. zawarto powietrza
w mieszance [%] (rednia
dzienna)
124
Beton na nawierzchnie dróg
5,0
4,0
Min. zawarto mikroporów A300
1,5
1,8
[%]
Max. Wskanik rozmieszczenia
0,20
0,20
porów CL [mm]
Oznaczenia:CL – wskanik rozmieszczenia porów powietrznych w stwardniaym betonie wg PN-EN
480-11, A – zawarto powietrza w stwardniaym betonie wg PN-EN 480-11, A300 – zawarto
mikroporów o wymiarze rednicy mniejszej ni 0,3 mm w stwardniaym betonie wg PN-EN 480-11.
Normowe wymagania wzgldem rozkadu porów powietrznych w stwardniaym
betonie stosowane s take w niektórych stanach USA i w Kanadzie [6], [28], [22],
Wskazania ACI [13] ograniczaj warto wskanika rozstawu porów do wartoci 0,20 mm.
Niemniej podjto prób znalezienia korelacji pomidzy klasycznymi a szybkimi metodami
oceny mrozoodpornoci betonu na cykliczne zamarzanie-rozmarzanie. W przypadku
betonów zwykych uzyskano dobr wspózaleno pomidzy wynikami otrzymanymi
metod ameryka
sk ASTM C 666 a dopuszczaln wartoci wskanika rozstawu porów.
W wyniku bada
stwierdzono, e w betonie o w/c=0,40÷0,45 krytyczna warto
wskanika rozstawu porów wynosi okoo 0,400 Pm, i beton jest odporny na 300 cykli
zamraania-rozmraania. Natomiast norma kanadyjska A23.1 CSA wymaga, aby dla
betonów zwykych rednia warto wskanika rozstawu porów nie przekraczaa 230 Pm.
Obecnie przesunito ta warto do 260 Pm [24]. Z uwagi, e podczas pompowania betonu
warto tego wskanika wzrasta [25], Ministerstwo Transportu w Kanadzie zakazao
wbudowywania betonu wysokiej wytrzymaoci za pomoc pomp na wszystkich mostach.
Przykadowe wyniki bada
[26] wpywu pompowania na charakterystyk porowatoci
betonu wysokowartociowego przedstawiono na rys. 9 i 10. Mieszank betonow
pompowano z wysokoci 20 m. Po procesie pompowania mieszanki ulegy zanikniciu
pcherzyki powietrza o wymiarze mniejszym ni 50 Pm, prawdopodobnie z powodu
cinienia wywieranego na mieszank betonow. Z tego wzgldu uboczny efekt SP,
w postaci zbyt duego napowietrzania mieszanki, moe w warunkach polowych ulega
znacznemu osabieniu, podobnie jak napowietrzenie bdce efektem dziaania zastosowania
AEA.
iloporówna1cm2
120
przedpompowaniem
popompowaniu
pompowaniehoryzontalne
100
80
60
40
20
0
0
100
rednicapora[Pm]
200
300
Rys. 9. Wpyw sposobu pompowania na udzia wielkoci pcherzyków powietrza
w mieszance betonu wysokowartociowego [26]
125
iloporówna1cm2
80
pompowaniewertykalne
przedpompowaniem
popompowaniu
60
40
20
0
0
100
rednicapora[Pm]
200
300
Rys. 10. Wpyw sposobu pompowania na udzia wielkoci pcherzyków powietrza
w mieszance betonu wysokowartociowego [26]
4. Wnioski
Naley zaznaczy, e ponisze wnioski dotycz tylko analizowanych rodzajów domieszek,
nie naley ich generalizowa. Celowo nie podano nazw producentów domieszek, aby
sprzyja, czy te nie sprzyja danym ich producentom.
W zakresie przeprowadzonych przez autora bada
stwierdzono, e:
x
Niektóre rodzaje SP korzystnie wypywaj na mrozoodporno SCC.
Napowietrzenie, bdce ubocznym dziaaniem SP1, a które nie byo efektem
dziaania AEA, zapewnia mrozoodporno SCC. Jednak napowietrzenie bdce
efektem dziaania AEA w obecnoci nienapowietrzajcego SP2 charakteryzuje si
znacznie korzystniejsz porowatoci ze wzgldu na mrozoodporno SCC.
Ponadto, SCC jest mrozoodporny mimo innych ni zalecaj normy europejskie
wartoci parametrów porów powietrznych.
x
Efekt dziaania SP i AEA istotnie zaley od temperatury mieszanki. Wraz ze
wzrostem temperatury potguj si uboczny efekt SP w postaci „napowietrzania”
samozagszczalnej mieszanki betonowej. Wraz ze wzrostem temperatury zwiksza
si take rozpyw SCC. Natomiast czas rozpywu ulega skróceniu.
x
Rodzaj SP i AEA istotnie wpywaj na zmian urabialnoci SCC w czasie.
Urabialno celowo i ubocznie napowietrzonego SCC pogarsza si w wikszym
stopniu ni betonu nienapowietrzonego.
x
Jak wykazay wyniki bada
[26], w wyniku procesu pompowania mieszanki
betonowej celowe jej napowietrzenie ulega znacznemu pogorszeniu. Wobec tego,
take uboczny efekt dziaania SP w warunkach polowych moe by znacznie
zmniejszony.
Literatura
[1]
126
Atcin P.-C., Jolicoeur C., MacGregor J.G.: A look at certain characteristics of
superplasticizers and their use in the industry, Concrete International, 16, Nr 15,
1994, s. 45-52.
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
[17]
[18]
[19]
[20]
[21]
[22]
ASTM C 666, Standard Test Method for Resistance of Concrete to Rapid Freezing
and Thawing, Annual Book of ASTM Standards, 1991.
Atkins P. W.: Chemia fizyczna, PWN, 2003.
CEN/TR 15177, Testing the freeze-thaw resistance of concrete – Internal structural
damage, Technical Report, April 2006.
European Project Group: The European guidelines for self-compacting concrete:
specification, production and use, 2005.
Glinicki M. A., Ciela, J., Fordo
ski K.: Zagadnienia trwaoci mostów betonowych
w normach europejskich, Midzynarodowa Konferencja EKO-MOST 2006, Kielce,
16-17 maja 2006, s. 115-124.
Glinicki M. A.: Europejskie wymagania na beton napowietrzony w klasie
rodowiska XF. Drogownictwo, nr 3/2005, s. 86-88.
Goaszewski J.: Wpyw superplastyfikatorów na waciwoci reologiczne mieszanek
na spoiwach cementowych w ukadzie zmiennych czynników technologicznych,
Zeszyty Naukowe Politechniki lskiej, Gliwice 2006.
Goaszewski, 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.
Goaszewski, 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.
Goaszewski,
J
Ksztatowanie
urabialnoci
mieszanki
betonowej
superplastyfikatorami. Wydawnictwo Politechniki lskiej, Budownictwo z. 99,
Gliwice 2003, s 215.
Grzeszczyk S., Sudo M.: wpyw temperatury na skuteczno dziaania
superplastyfikatorów nowej generacji. cement wapno Beton, 6/2003, s. 325-331.
Guide to durable concrete. Reported by ACI Commiittee 201, ACI Journal, Vol. 74,
No. 12, 1979, s. 573-582.
Hanehara S., Kazuo Yamada K.: Rheology and early age properties of cement
systems, Cement and Concrete Research 21 (2008), s. 175-195.
Kamal H, Khayat KH., ASSAAD J. : Air-Void Stability in Self –Consolidating
Concrete. ACI Materials Journal, V. 99, No. 4, July-August, 2002, s. 408-416
Kamal H., Khayat K. H., Assaad J.: Air-Void Stability in Self–Consolidating
Concrete, ACI Materials Journal, V. 99, No. 4, July-August, 2002, s. 408-416.
Khayat K. H.: Optimization and performance of the air-entrained, self-consolidating
concrete, ACI Materials Journal, Vol. 97, 2000, No. 5, s. 526-535.
Kobayashi M., NAKAKURO E., KODAMA K., NEGAMI S.: Frost resistance of
superplasticized concrete, ACI SP-68, 1981, s. 269-282.
Kurdowski W.: Chemia cement i betonu, Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa
2010.
aniewska-Piekarczyk B.: Wpyw domieszki zmniejszajcej zawarto powietrza
na waciwoci mieszanki oraz samozagszczajacego sie betonu, Cement-WapnoBeton 3/2010.
Litvan G.: Air entrainment in the presence of superplasticizers. ACI Journal, Vol.
80, No. 4, 1983, s. 326-331
Meyer F.: Air void distribution in concrete for the Great Belt Link, West Bridge.
Nordic Concrete Research, Publication No.21, 17 p.
127
[23]
[24]
[25]
[26]
[27]
[28]
[29]
[30]
Nawa T., Ichiboji H., Kinoshita M.: Influence of temperatur on fluidity of cement
paste containg superplasticizer with polyethylene oxide graf chains, 6th
CAMET/ACI International Conference “Superplasticizer and Other Chemical
Admixtures in Concrete”, 2000, s.195-210.
Newlon H., Mitchell T.M.: Freezing and Thawing. Significance of Test and
Properties of Concrete and Concrete-Making Materials. P. Klieger, J. F. Lamond,
ASTM Publication, USA, 1994.
Philleo R. E.: Freezing and Thawing Resistance of High Strength Concrete. National
Cooperative Highway Research Programme Synthesis of Highway practice 129,
Transportation Research Board, National Research Council, Washington 1986.
Pleau R., Pigeon M., Lamontagne A, Lessard M.: Influence of pumping on the
characteristics of the air-void system of high-performance concrete. Transportation
Research Board, Washington, USA, January 22-28, 1995.
Saucier F., Pigeon M., Cameron G.: Air void stability – part V: Temperature,
general analysis, and performance index. ACI Mater. J. 1991, 88, (1), s. 25-36.
Schell H., Konecny J.: Development of an End-Results Specification for Air Void
parameters of Hardened Concrete In Ontario’s Highway Structures, 82nd Annual
Meetein, Transportation Research Board, Washington, 2003, 18 str.
Szwabowski J., aniewska-Piekarczyk B.: Wymogi wzgldem parametrów
struktury porowatoci mrozoodpornego samozagszczalnego betonu (SCC),
Cement-Wapno-Beton, nr 3, 2008, s. 155.
Szwabowski J., aniewska-Piekarczyk B.: Zwikszenie napowietrzenia mieszanki
pod wpywem dziaania superplastyfikatorów karboksylowych. Cement-WapnoBeton, nr 4, 2008, s. 205-215.
THE PROBLEM OF ADEQUATE AIR-ENTRAINMENT OF SELFCOMPACTING CONCRETE
Summary
In paper, the influence of SP, AEA and temperature on air-content, workability,
change workability after time and compressive strength, frost-resistance, durability
coefficient (DF) and porosity characteristics according to PN-EN 480-11 of hardened selfcompacting concrete (SCC) was discussed. The research results proved that the investigated
admixtures and temperature have significant influence on tested concrete mix and hardened
SCC properties.
128
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Tomasz Ponikiewski1
KSZTATOWANIE URABIALNOCI FIBROBETONU
SAMOZAGSZCZALNEGO
1. Wprowadzenie
Obecny stan wiedzy nie jest wystarczajcy do efektywnego ksztatowania
urabialnoci mieszanek samozagszczalnych z dodatkiem zbrojenia rozproszonego.
Konieczne s dalsze badania, zwaszcza uwzgldniajce wpyw zmiennych waciwoci
geometrycznych i materiaowych wókien. Technologia betonu samozagszczalnego
pozwala na ksztatowanie struktury obiektów inynierskich w sposób szybszy i
bezpieczniejszy ni w przypadku zastosowania betonu o tradycyjnych waciwociach.
Zabiegi technologiczne formowania elementów betonowych z betonu samozagszczalnego
s znacznie uproszczone a efekty ko
cowe pozwalaj na eksponowanie struktur
stwardniaego betonu w szerszym zakresie. Jedn z modyfikacji rozpatrywanych betonów
jest dodawanie do ich objtoci wókien rónego rodzaju w postaci zbrojenia
rozproszonego. Nie jest to zagadnienie nowe w technologii betonu [1][2][5][4][5][6][8][8]
[9], lecz w przypadku betonów o waciwociach samozagszczalnoci stanowi aktualny
obszar bada
[11][13][14].
Ogólna
tendencja
poprawy
charakterystyk
stwardniaego
betonu
samozagszczalnego wraz ze wzrostem zawartoci wókien w jego objtoci, powoduje
pogarszanie urabialnoci tyche mieszanek w trakcie ich formowania. Aktualnym
problemem, take w przypadku betonów samozagszczalnych modyfikowanych wóknami
stalowymi i syntetycznymi, jest trudno realizacji procesów technologicznych w trakcie
robót betonowych. Zmusza to do rozpoznania rzeczywistej natury ich urabialnoci
i okrelenia wpywu dodawania wókien na zjawiska zachodzce w wieym
i stwardniaym betonie samozagszczalnym.
Celem prezentowanych bada
byo okrelenie urabialnoci mieszanek
samozagszczalnych z dodatkiem wókien stalowych i syntetycznych. W badaniach
rozpatrywano zmienn dugo i udzia objtociowy wókien. Wyniki bada
zaprezentowano dla dwóch klas konsystencji mieszanek samozagszczalnych.
Przeprowadzono badania testem rozpywu oraz testem reologicznym.
1
dr in., Katedra Inynierii Materiaów i Procesów Budowlanych, Politechnika lska,
e-mail: [email protected]
129
2. Zaoenia i metodyka bada
W referacie zostay przedstawione wyniki bada
urabialnoci wykonane normowym
testem rozpywu. Dla wybranych skadów mieszanek (z dodatkiem wókien syntetycznych)
wykonano badania metod reometrycznego testu urabialnoci (RTU). Zostay one
przeprowadzone za pomoc reometru do zapraw i mieszanek betonowych – BT–2. (rys.1).
Istota RTU zostaa omówiona szczegóowo w literaturze [9].
a)
b)
Rys. 1. Reometr BT-2 do wyznaczania parametrów reologicznych mieszanek betonowych
a) widok ogólny aparatu podczas procedury pomiarowej; b) odczyt parametrów
reologicznych mieszanki samozagszczalnej na podstawie krzywej pynicia
Wyniki pomiarów reometrycznych aproksymowano dwuparametrowym modelem
reologicznym Binghama. Pozwolio to na okrelenie dwóch podstawowych parametrów
reologicznych – granicy pynicia g oraz lepkoci plastycznej h. Skad badanej mieszanki
samozagszczalnej przedstawiono w tablicy 1. Badania wykonano uwzgldniajc wpyw
nastpujcych czynników:
x
x
x
x
x
materia wókien – stalowe i syntetyczne;
rodzaj wókien stalowych (patrz tabela 2);
udzia wagowy wókien stalowych: 20 – 120 kg/m3 (0,25 – 1,5)% objtoci;
rodzaj wókien syntetycznych (patrz tabela 3);
udzia wagowy wókien syntetycznych: 1 – 10 kg/m3 (0,1 – 1,1)% objtoci;
Zastosowano w badaniach superplastyfikator na bazie eteru polikarboksylanowego.
Charakterystyka wókien stalowych zostaa opracowana m.in. na podstawie [12].
Zastosowane do bada
wókna zostay wytypowane z dosy licznej grupy dostpnych na
rynku. Dobór mia na celu zaprezentowanie wpywu wókien o rónych parametrach
materiaowych i geometrycznych na urabialno mieszanek samozagszczalnych. Wókna
stalowe dozowano w iloci 20÷120 kg/m3 proporcjonalnie do ich geometrii (udzia
objtociowy wókien w mieszance odwrotnie proporcjonalny do dugoci wókien).
Wókna syntetyczne dozowano w iloci 2÷10 kg/m3 proporcjonalnie do ich gstoci
objtociowej oraz parametrów geometrycznych. Naley zaznaczy, e ksztat wókien, ze
wzgldu na zmienno ich geometrii, jest dodatkowym czynnikiem, wpywajcym na
130
wyniki bada
, lecz nakadajcym si na rozpatrywane pozostae parametry zmienne
wókien.
Tablica 1. Skad mieszanki samozagszczalnej
SKADNIK
CEM II B-M (S-V)
490
CEM I
Piasek 0-2 mm
806
Kruszywo otoczakowe 2-8 mm
806
Superplastyfikator Glenium ACE 48 (3.5 % m.c.)
17,15
Superplastyfikator Glenium SKY 592 (2,5 % m.c.)
Stabilizator RheoMatrix (0.4 % m.c.)
1,95
PARAMETRY
Punkt piaskowy (%)
50
W/C
0,44
Klasa konsystencji (SF)
SF3
kg/m3
600
800
800
15,00
2,41
50
0,31
SF2
Tablica 2. Charakterystyka geometryczno-materiaowa badanych wókien stalowych
Nazwa
Dugo
(mm)
rednica
(mm)
Przekrój
poprzeczny
SW 50/1.0
50±10%
1,0±10%
okrgy
DM 6/0,17
6±10%
0,17±10%
okrgy
SF 01-32
32±10%
3,80±10%
sierpowaty
KE 20/1,7
20±10%
SW 35
35±10%
1)
1,70±10%
2,30±2,95
1)
prostoktny
Ksztat
Materia
Stal
niskowglowa
Stal
niskowglowa
2)
cz okrgu
Wytrzym. na
rozc.(N/mm2)
1100±15%
2100±15%
S355 J2 G3
980±15%
DC01
770±15%
Stal
niskowglowa
800±15%
2)
Oznaczenia: szeroko (mm); grubo 0,50±10%;
Tablica 3. Charakterystyka geometryczno-materiaowa badanych wókien syntetycznych
Nazwa
Dugo
(mm)
rednica
Klasa
Ksztat
SBF 5
5±10%
16 [μm]
koowy
proste
SBF 12
12±10%
16 [μm]
koowy
proste
FS 25
25
0,66 [mm]
FS 40
40
0,66 [mm]
FS 12
12
28 [μm]
II;
makrowókna
II;
makrowókna
Ia;
mikrowókna
odksztacone
odksztacone
Proste,
pojedyncze
Materia
Polimerowobazaltowe
Polimerowobazaltowe
Polipropylen,
polietylen
Polipropylen,
polietylen
Polipropylen
Wytrzym. na
rozc.(N/mm2)
1 680
1 680
600
600
600
Zostaa opracowana i wdroona procedura przygotowania mieszanek betonowych,
pozwalajca zachowa technologiczn powtarzalno wyników.
131
Kolejno postpowania w procedurze przygotowania mieszanki betonowej:
1. Dozowanie kruszywa
2. Dozowanie piasku
3. Dozowanie cementu
4. Dozowanie wókien
5. Wstpne mieszanie skadników – 3 minuty
6. Dozowanie 2/3 iloci wody
7. Dozowanie 1/6 iloci wody wraz z pen dawk superplastyfikatora
8. Mieszanie skadników – 2 minuty
9. Dozowane 1/6 iloci wody z pen dawk stabilizatora
10. Mieszanie wszystkich skadników – 2 minuty
3. Wyniki bada i ich omówienie
Na rys. 2 przedstawiono wpyw rodzaju i udziau objtociowego wókien stalowych
na rednic rozpywu Dmax oraz czas rozpywu T500 mieszanek samozagszczalnych.
Mieszanka bez dodatku wókien speniaa dwie klasy konsystencji. Generalnie wraz ze
wzrostem iloci dozowanych wókien stalowych, pogarsza si urabialno mieszanek z ich
dodatkiem. Stwierdzono brak utraty samozagszczalnoci SCC ze wszystkimi badanymi
wóknami stalowymi dla zawartoci wókien do 40 kg/m3. Przy dozowaniu 60 kg/m3,
nastpia najwiksza utrata samozagszczalnoci (Dmax z 780 do 720 mm) dla mieszanki z
dodatkiem wybranych wókien stalowych dugich. Zaobserwowano niewielki spadek
rednicy rozpywu dla mieszanek z zawartoci 80 kg/m3 wókien stalowych krótkich.
Warto rednicy rozpywu dla wókien najduszych 50 mm jest praktycznie niezmienna w
przedziale dozowania 60÷100 kg/m3. Utrata parametrów samozagszczalnoci nastpia dla
mieszanki z dodatkiem wókien najkrótszych przy zawartoci 120 kg/m3. Czas rozpywu
T500 badanych mieszanek samozagszczalnych wzrasta wraz ze wzrostem zawartoci
Rys. 2a. Badania mieszanek samozagszczalnych testem rozpywu; wpyw rodzaju
i udziau objtociowego wókien stalowych na rednic rozpywu Dmax,
132
Rys. 2b. Badania mieszanek samozagszczalnych testem rozpywu; wpyw rodzaju
i udziau objtociowego wókien stalowych na czas rozpywu T500
wókien w mieszance. Dla zawartoci wókien w przedziale 80-100 kg/m3 zaobserwowano
brak zwikszenia si czasu rozpywu mieszanek w przypadku 3 typów wókien.
Przykadowe testy rozpywu badanych mieszanek samozagszczalnych z dodatkiem
wókien stalowych przedstawiono na rys. 3.
a)
b)
Rys. 3. Test rozpywu mieszanki samozagszczalnej: a) bez wókien; b) zawierajcej
wókna stalowe dugoci 35 mm – 60 kg/m3
Na rys. 4 przedstawiono wpyw rodzaju i udziau objtociowego wókien
syntetycznych na rednic rozpywu Dmax oraz czas rozpywu T500 mieszanek
samozagszczalnych. Stwierdzono zmniejszanie si rednicy rozpywu mieszanki
samozagszczalnej wraz ze zwikszaniem si zawartoci wókien w mieszance.
133
Najwiksze zmniejszenie rednicy rozpywu stwierdzono dla mieszanek z dodatkiem
mikro-wókien polipropylenowych. Ju przy zawartoci tych wókien na poziomie 2 kg/m3
warto Dmax spada do wartoci 490 mm i mieszanka utracia cechy samozagszczalnej.
Dla mieszanek z makro-wóknami polipropylenowymi o zawartoci 6 kg/m3 otrzymano
rednic 400 mm. W przypadku pozostaych rozpatrywanych wókien w przedziale
zawartoci 2÷4 kg/m3 rednica rozpywu bya zbliona i wynosia 670-690 mm. Czas
rozpywu zwiksza si wraz ze wzrostem iloci wókien syntetycznych w mieszance.
Zwikszanie iloci mikro-wókien polipropylenowych najszybciej powoduje wyduenia
czasu rozpywu mieszanki.
a)
b)
Rys. 4. Badania mieszanek samozagszczalnych testem rozpywu; wpyw rodzaju i udziau
objtociowego wókien syntetycznych na: a) rednic rozpywu Dmax b) czas rozpywu T500
134
Przykadowe testy rozpywu badanych mieszanek samozagszczalnych z dodatkiem
wókien syntetycznych przedstawiono na rys. 5. Naley zaznaczy, e wszystkie mieszanki
z dodatkiem wókien stalowych i syntetycznych charakteryzoway si wskanikiem
wizualnej stabilnoci VSI oceny mieszanek samozagszczalnych równym VSI 0.
a)
b)
Rys. 5. Test rozpywu mieszanki samozagszczalnej zawierajcej: a) wókna bazaltowe
dugoci 5 mm – 6 kg/m3; b) makro-wókna polipropylenowe dugoci 40 mm – 4 kg/m3
Na rys. 6. przedstawiono wpyw rodzaju i udziau objtociowego wókien
syntetycznych na warto granicy pynicia g mieszanek samozagszczalnych z ich
dodatkiem. Na podstawie uzyskanych wyników mona stwierdzi, e warto granicy
pynicia wzrasta wraz ze wzrostem udziau objtociowego wókien w mieszance.
Wykazano wpyw materiau wókien na warto granicy pynicia. W przypadku mikrowókien polipropylenowych stwierdzono najwikszy przyrost granicy pynicia g dla
zawartoci 2 kg/m3 w mieszance samozagszczalnej. W przedziale zawartoci 2÷4 kg/m3,
mieszanki z makro-wóknami polipropylenowymi oraz bazaltowymi charakteryzuj si
stosunkowo najnisz wartoci granicy pynicia. Dla zawartoci 6 kg/m3 wókien
bazaltowych dugoci 5 mm mieszanka z ich dodatkiem wykazuje najmniejszy przyrost
wartoci granicy pynicia. Dla zawartoci 6 kg/m3 wókien dugich bazaltowych
dodawanych do mieszanki, nastpuje relatywnie najwyszy wzrost granicy pynicia.
Na rys. 7. przedstawiono wpyw rodzaju i udziau objtociowego wókien
syntetycznych na warto granicy pynicia h mieszanek samozagszczalnych z ich
dodatkiem. Generalnie warto lepkoci plastycznej wzrasta wraz ze wzrostem udziau
objtociowego wókien w mieszance. Najwikszy przyrost lepkoci plastycznej uzyskano
dla mieszanek z makro-wóknami polipropylenowymi. Spadek lepkoci plastycznej
uzyskano dla mieszanek z wóknami bazaltowymi dugoci 25 mm w odniesieniu do
mieszanki wzorcowej. Mieszanki z mikro-wóknami polipropylenowymi analizowane w
przedziale zawartoci 1÷2 kg/m3 wykazyway si nieznacznym przyrostem lekkoci
plastycznej.
135
Rys. 6. Badania mieszanek samozagszczalnych testem reometrycznym; wpyw rodzaju
i udziau objtociowego wókien syntetycznych na warto granicy pynicia g
Rys. 7. Badania mieszanek samozagszczalnych testem reometrycznym; wpyw rodzaju
i udziau objtociowego wókien syntetycznych na warto lepkoci plastycznej h
136
4.
Podsumowanie i wnioski kocowe
Analiza wpywu wókien stalowych oraz syntetycznych na szybko utraty
samozagszczalnoci mieszanek z ich dodatkiem bya przedmiotem niniejszego artykuu.
Przedstawione badania betonów samozagszczalnych modyfikowanych wóknami
wykazuj wpyw ich dodatku na pogarszanie si urabialnoci mieszanki
samozagszczalnej.
Pomimo pogarszania si urabialnoci mona uzyska mieszanki samozagszczalne
z dodatkiem wókien stalowych oraz syntetycznych. Samozagszczalno mieszanek
betonowych pogarsza si wraz ze wzrostem udziau objtociowego wókien w mieszance
samozagszczalnej. Z punktu widzenia zachowania samozagszczalnoci mieszanek z
dodatkiem wókien stalowych, ich zawarto na poziomie 80 kg/m3 nie powoduje
znacznego pogorszenia urabialnoci.
Rozpatrywane wókna syntetyczne równie wpywaj na pogarszanie urabialnoci
mieszanek samozagszczalnych z ich dodatkiem. Wykazano najwiksze pogarszanie
samozagszczalnoci mieszanek z dodatkiem mikro-wókien polipropylenowych dugoci
12 mm. Mieszanka z zawartoci 2 kg/m3 tych wókien utracia waciwoci mieszanki
samozagszczalnej. Mieszanki z dodatkiem wókien polimerowo-bazaltowych utraciy
waciwoci mieszanki samozagszczalnej przy zawartoci 6 kg/m3. Najmniejsze
pogorszenie samozagszczalnoci uzyskano dla mieszanek betonowych z dodatkiem
wókien polipropylenowo-polietylenowych. Dozowanie tych wókien w iloci do 4 kg/m3
powoduje zmniejszanie si rednicy rozpywu mieszanek samozagszczalnych z ich
dodatkiem o okoo 90 mm.
Badania reologiczne mieszanek samozagszczalnych potwierdziy trend wzrostu wartoci
granicy pynicia g wraz ze wzrostem iloci dozowanych wókien syntetycznych. Badania
potwierdziy korelacj uzyskanych wyników pomidzy testem technologicznym rozpywu a
reometrycznym testem urabialnoci.
Literatura
[1] ACI Committee 236-237: SP-233CD: Workability of SCC: Roles of Its Constituents
and Measurement Techniques, ACI, 2006.
[2] ACI Committee 544: 544.3R-08: Guide for Specifying, Proportioning, and Production
of Fiber-Reinforced Concrete, ACI, 2008.
[3] Barragán B., Zerbino R., Gettu R., Soriano M., de la Cruz C., Giaccio G., Bravo M.:
Development and application of steel fibre reinforced self-compacting concrete,
6th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced Concretes (FRC) – BEFIB 2004,
Varenna, Italy, 457 – 466.
[4] Brandt A.M.: Zastosowanie wókien, jako uzbrojenia w elementach betonowych,
Konferencja: Beton na progu nowego Milenium, Kraków, 9-10.11.2000, 433-444.
[5] Ding Y., Thomaseth D., Niederegger Ch., Thomas A., Lukas W.: The investigation on
the workability and flexural toughness of fibre cocktail reinforced self-compacting
high performance concrete, 6th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced Concretes
(FRC) – BEFIB 2004, Varenna, Italy, 467 – 478.
137
[6] Kaszy
ska M.: Beton samozagszczalny – rozwój technologii i wyniki bada
,
Konferencja „Dni betonu”, Wisa, 2004, 95 – 110.
[7] Brandt A.M., Cement-based composites. Materials, mechanical properties and
performance, Taylor & Francis, USA & Canada 2009.
[8] Grünewald S.: Performance-based design of self-compacting fibre reinforced concrete,
Doctor`s thesis, 2004.
[9] Khayat K.H., Roussel Y. Testing and performance of fibre-reinforced selfconsolidating concrete. In: Proceedings of the First RILEM International Symposium
on Self-compacting Concrete, Stockholm, Sweden, September 1999, RILEM
Publications, Bagneux, France, pp 509 - 521.
[10] Szwabowski J., Reologia mieszanek na spoiwach cementowych, Wydawnictwo
Politechniki lskiej, Gliwice 1999.
[11] Khayat K.H., Ghoddousi P., Kassimi F., Effect of fiber type on workability and
mechanical properties of SCC, In: Proceedings of the Third North American
conference on the Design and Use of Self-consolidating Concrete SCC Chicago 2008.
[12] http://www.fiberbet.eu
[13] Ponikiewski T.: The rheological properties of fresh steel fibre reinforced selfcompacting concrete, in: Proc. Int. Symp. `Brittle Matrix Composites 8`, A.M.Brandt,
V.C.Li, I.H.Marshall, Warsaw 2006.
[14] Ponikiewski T.: Investigation on random distribution of fibres in cement composites,
in: Proc. Int. Symp. `Brittle Matrix Composites 9`, A.M.Brandt, J. Olek, I.H.Marshall,
Warsaw 2009.
THE WORKABILITY SHAPE OF FRESH FIBRE REINFORCED
SELF-COMPACTING CONCRETE
Summary
In the paper the methodology and test results of the investigation are presented and discussed
on the influence of steel and synthetic fibres on rheological properties of Fibre Reinforced SelfCompacting Concrete (FRSCC). The rheological parameters of FRSCC – behaves as
a Bingham body, their rheological parameters yield value g and plastic viscosity h were determined
by using new kind of rheometer BT2 to mortar and concrete mix research. In the research, an
experimental verification of a significance of an influence: kind and volume fraction of fibres, lengths
and shape of fibres on rheological properties of FRSCC was investigated. The rheological properties
of steel FRSCC from workability point of view are better than for SCC with other types of fibres.
138
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Janusz Szwabowski1
Patrycja Miera2
WPYW WÓKIEN STALOWYCH NA WYBRANE
WACIWOCI BETONU SAMOZAGSZCZALNEGO
1.
Wprowadzenie
Fibrobetony samozagszczalne z wóknami stalowymi nale do grupy betonów,
których cechy techniczne nie s jeszcze wystarczajco rozpoznane. Gówny problem polega
na duej rónorodnoci ksztatów i wymiarów wókien stalowych. Dodatkowo korzystne
technologicznie udziay objtociowe wókien pogarszaj samozagszczalno mieszanek
fibrobetonowych. Poniszy artyku jest powicony rozpoznaniu tego problemu
i moliwym wyjanieniu.
2.
Cel, zakres i metodyka bada
Celem bada
jest okrelenie wpywu udziau objtociowego wókien stalowych na
samozagszczalno i wytrzymao na ciskanie fibrobetonu samozagszczalnego
(FRSCC). Badania przeprowadzono w dwóch etapach przy czym w kadym z nich badania
prowadzono na dwóch rónicych si midzy sob stosunkiem w/c FRSCC. W obu etapach
okrelono wpyw udziau objtociowego wókien stalowych na rednic rozpywu (SF),
czas rozpywu (t500), granic pynicia (g), lepko plastyczn (h) oraz na wytrzymao na
ciskanie (fc) fibrobetonów samozagszczalnych. W etapie II zbadano dodatkowo
wytrzymao na rozciganie przy zginaniu (fcf) FRSCC.
Do bada
FRSCC w etapie I zastosowano wókna stalowe haczykowate o dugoci
30 mm i rednicy 0,62 mm, a w II etapie zastosowano wókna stalowe faliste o dugoci
30 mm i rednicy 0,70 mm. W oparciu o wyniki bada
Ponikiewskiego [1][2][3] ksztat
wókien dobrano ze wzgldu na najwikszy moliwy do zastosowania udzia objtociowy
wókien stalowych w FRSCC przy utrzymaniu samozagszczalnoci. W betonach
zwykych przyjmuje si, e korzystne efekty zbrojenia rozproszonego uzyskuje si przy
udziale objtociowym 2,0 %. Niniejsze badania powinny okreli czy taki udzia jest
1
2
prof. dr hab. in., Politechnika lska.
mgr in., Politechnika lska.
139
moliwy do uzyskania w FRSCC. Skady FRSCC dla poszczególnych etapów
przedstawiono w tablicach 1 i 2.
Tablica 1. Skad FRSCC I etapu.
Skadniki
Jednostki
B1
B2
w/c
[-]
0,40
0,55
kz
[-]
1,40
1,45
Cement CEM II/B-S 32,5R
[kg/m3]
540,1
394,7
Mczka wapienna
[kg/m3]
0,0
148,0
Woda
[kg/m3]
214,5
215,5
Piasek
[kg/m3]
726,5
716,4
wir 2 ÷ 8
[kg/m3]
887,9
875,7
Superplastyfikator
[% mc]
0,57
0,70
Udzia objtociowy wókien
[% obj.]
0,00; 0,50; 0,75; 1,00; 1,25
stalowych (WSTh)
Tablica 2. Skad FRSCC II etapu.
Jednostki
B3
B3a
w/c
[-]
0,39
0,39
kz
[-]
1,35
1,35
Cement CEM III/A 32,5N
3
[kg/m ]
494,8
494,8
LH/HSR/NA
3
Mczka wapienna
[kg/m ]
54,8
54,8
Woda
[kg/m3]
192,4
192,4
Piasek
[kg/m3]
908,8
908,8
wir 2 ÷ 8
[kg/m3]
432,0
432,0
wir 8 ÷ 16
[kg/m3]
259,2
259,2
Superplastyfikator
[% mc]
0,94
0,94
Domieszka napowietrzajca
[% ms]
0,0024
(AEA)
Udzia objtociowy wókien
0,00;
0,00;
stalowych (WSTf)
[% obj.]
0,50;
0,50;
1,00;
1,00;
Skadniki
B4
0,50
1,30
B4a
0,50
1,30
367,6
367,6
157,6
183,6
908,8
432,0
259,2
1,11
-
157,6
183,6
908,8
432,0
259,2
1,11
0,0024
0,00;
0,50
0,00;
0,50
Przygotowanie mieszanek fibrobetonowych byo nastpujce:
mieszanie suchych skadników (za wyjtkiem wókien) – 1min;
nastpnie dodano wod z rozprowadzonym w niej superplastyfikatorem – mieszano
5 min (w przypadku wykonania FRSCC B3a i B4a po 1 min mieszania dodano
domieszk napowietrzajca i mieszano jeszcze 4min);
nastpnie dodano wókna –mieszano 1 min.
Po 20 minutach (liczc od pocztku mieszania) przemieszano mieszank betonow
ponownie i wykonano badania rednicy i czasu rozpywu wg projektu normy badania
mieszanek samozagszczalnych [4] oraz badania granicy pynicia (g) i lepkoci plastycznej
(h) mieszanek fibrobetonowych za pomoc reometru BT2. Badania wytrzymaoci
na ciskanie FRSCC prowadzono na próbkach szeciennych o boku 150 mm po 28 dniach
140
[5][6] [7], za badanie wytrzymaoci na rozciganie przy zginaniu na belkach o wymiarach
150x150x600 mm [8].
3.
Wyniki bada i ich omówienie
Wyniki bada
rednicy rozpywu (SF), czasu rozpywu (t500), granicy pynicia (g)
i lepkoci plastycznej (h) mieszanek fibrobetonowych etapu I przedstawiono na rysunkach
1 – 2.
Rys. 1 Wpyw udziau objtociowego wókien stalowych haczykowatych na rednic
i czas rozpywu mieszanek fibrobetonowych etapu I. Wartoci przy znacznikach oznaczaj
udzia objtociowy wókien w fibrobetonie.
Rys. 2. Wpyw udziau objtociowego wókien stalowych haczykowatych na granic
pynicia i lepko plastyczn mieszanek fibrobetonowych etapu I. Wartoci przy
znacznikach oznaczaj udzia objtociowy wókien w fibrobetonie.
141
Badania mieszanek fibrobetonowych z etapu I wykazay stopniowe ograniczenie
rednicy rozpywu (SF) mieszanek fibrobetonowych wraz ze wzrostem udziau
objtociowego wókien (rys.1). Maksymalny moliwy do zastosowania udzia
objtociowy wyniós 1,25% obj. Przy udziale objtociowym 1,50% obj. mieszanki
utraciy samozagszczalno. Potwierdzaj to pomiary granicy pynicia (rys.2), których
warto wzrastaa wraz ze wzrostem udziau wókien stalowych haczykowatych.
Szczególnie wysoki przyrost granicy pynicia obserwuje si w betonie o w/c = 0,55.
Badania czasu rozpywu t500 wykazay, e wraz ze wzrostem udziau objtociowego
wókien zwiksza si czas rozpywu (rys.1) z 3,0 s dla mieszanek betonowych bez wókien
do 5,2 s dla mieszanek betonowych z wóknami w udziale objtociowym 1,25 % obj.
Wyduenie czasu rozpywu jest wynikiem wzrostu lepkoci plastycznej, na co wskazuj
wyniki badania zamieszczone na rys. 4. W tym przypadku wzrost lepkoci plastycznej jest
wikszy dla betonu o w/c = 0,40. Równie czas rozpywu t500 dla mieszanek o w/c = 0,40
i udziale objtociowym 0,50 i 075 % obj. jest duszy ni dla odpowiednich mieszanek
o w/c = 0,55.
Wyniki bada
rednicy rozpywu (SF), czasu rozpywu (t500), granicy pynicia (g)
i lepkoci plastycznej (h) etapu II przedstawiono na rysunkach 3 – 4.
Rys. 3 Wpyw udziau objtociowego wókien stalowych falistych na rednic i czas
rozpywu mieszanek betonowych etapu II. Wartoci przy znacznikach oznaczaj udzia
objtociowy wókien w fibrobetonie.
Badania rednicy rozpywu (SF) i czasu rozpywu (t500) etapu II wykazay, e wraz
ze wzrostem udziau objtociowego wókien stalowych falistych w fibrobetonie B3a
wzrasta rednica i czas rozpywu mieszanek fibrobetonowych (rys.3). Natomiast
w fibrobetonie B4a po dodaniu 0,5% obj. wókien nastpia utrata samozagszczalnoci (SF
= 375 mm). Ograniczenie rednicy rozpywu i wzrost czasu pynicia zwizane jest
oczywicie ze wzrostem granicy pynicia i lepkoci plastycznej mieszanki betonowej co
potwierdzaj wyniki bada
przedstawione na rysunku 4. Z bada
etapu II wynika równie,
e im wiksza jest rednica rozpywu mieszanki bez wókien tym wicej wókien mona
doda do mieszanki betonowej. Maksymalny udzia wókien przy zachowaniu
samozagszczalnoci dla fibrobetonu B3 wyniós 1,0% obj. za dla fibrobetonu B4 0,50%
obj. Jednak w etapie II mieszanki betonowe bez wókien charakteryzoway si wiksz
granic pynicia i lepkoci plastyczn ni mieszanki w etapie I std moe wynika szybka
142
utrata samozagszczalnoci przy zwikszaniu udziau objtociowego wókien stalowych
w II etapie.
Rys. 4 Wpyw udziau objtociowego wókien stalowych falistych na granic pynicia
i lepko plastyczn mieszanek fibrobetonowych etapu II. Wartoci przy znacznikach
oznaczaj udzia objtociowy wókien w fibrobetonie.
W odpowiedzi na pytanie czy wzrost udziau objtociowego wókien stalowych
haczykowatych wpywa na wytrzymao na ciskanie fibrobetonu samozagszczalnego
mona stwierdzi, i wókna te nie wpywaj istotnie na wytrzymao na ciskanie
fibrobetonu samozagszczalnego B1 i B2 (rys.5).
Rys. 5 Wpyw udziau objtociowego wókien stalowych haczykowatych na wytrzymao
na ciskanie fibrobetonów etapu I.
Podobne wyniki uzyskano z badania fibrobetonów etapu II. W tym przypadku
równie badania nie wykazay wpywu wókien stalowych falistych na wytrzymao
na ciskanie (rys.6). Wytrzymao na ciskanie fibrobetonów napowietrzonych znacznie
143
si obniya w porównaniu z nienapowietrzonymi, co jest znanym skutkiem
napowietrzenia. Dodatkowo sprawdzono wytrzymao na zginanie belek wykonanych
z napowietrzonych i nienapowietrzonych fibrobetonów etapu II. Wytrzymao na zginanie
obniya si we wszystkich fibrobetonach o udziale objtociowym wókien 0,50% obj.
(rys. 7).
Rys. 6 Wpyw udziau objtociowego wókien stalowych falistych wytrzymao
na ciskanie fibrobetonów etapu II.
Rys. 7 Wpyw udziau objtociowego wókien stalowych falistych na wytrzymao
na zginanie fibrobetonów etapu II.
4.
144
Wnioski
W zakresie przeprowadzonych bada
mona sformuowa nastpujce wnioski:
oba rodzaje wókien stalowych wraz ze wzrostem ich udziau objtociowego
zmniejszaj rednic rozpywu i zwikszaj czas rozpywu mieszanek
fibrobetonowych.
Równoczenie
ronie
odpowiednio granica pynicia
i lepko plastyczna badanych FRSCC.
w mieszance fibrobetonowej napowietrzonej B3a obecno wókien stalowych
falistych powoduje wzrost rednicy rozpywu natomiast w mieszance B4a powoduje
utrat samozagszczalnoci.
wzrost udziau objtociowego wókien stalowych haczykowatych i falistych nie
zmienia istotnie wytrzymaoci na ciskanie nienapowietrzonych fibrobetonów
samozagszczalnych.
w napowietrzonym fibrobetonie B3a wókna stalowe faliste podwyszaj
wytrzymao na ciskanie
wytrzymao na zginanie napowietrzonych i nienapowietrzonych fibrobetonów
samozagszczalnych obnia si wraz ze wzrostem udziau objtociowego wókien
stalowych falistych
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
Ponikiewski T.: Wpyw wókien na samozagszczalno mieszanki betonowej. VIII
Sympozjum Naukowo - Techniczne "Cement - waciwoci i zastosowanie", Reologia
w technologii betonu. Gliwice, czerwiec 2006, s. 109-118.
Ponikiewski T.: Wpyw wókien stalowych na waciwoci reologiczne
i mechaniczne betonów samozagszczalnych. VII Sympozjum Naukowo Techniczne, Reologia w technologii betonu. Gliwice, czerwiec 2005, s. 83-94.
Ponikiewski T.: Zwizki samozagszczalnoci i wytrzymaoci fibrobetonu
w aspekcie zmiennych czynników technologicznych. XI Sympozjum Naukowo Techniczne, Reologia w technologii betonu. Gliwice, czerwiec 2009, s. 69-76.
FprEN 12350-8:2009 Testing fresh concrete – Part 8: Self-compacting concrete –
Slump –flow test.
PN-EN 12390-1: 2001 Badania betonu – Cz 1: Ksztat, wymiary i inne
wymagania dotyczce próbek do badania i form.
PN-EN 12390-2: 2001 Badania betonu – Cz 2: Wykonywanie i pielgnacja
próbek do bada
wytrzymaociowych.
PN-EN 12390-3 Badania betonu – Cz 3: Wytrzymao na ciskanie próbek
do badania.
PN-EN 12390-5: 2001 Badania betonu – Cz 5: Wytrzymao na zginanie próbek
do badania.
145
INFLUENCE OF STEEL FIBERS ON SELECTED PROPERTIES
OF SELF COMPACTING CONCRETE
Summary
In this paper are presented both influence of increase of volume fraction steel fibers in mixes on
self compacting, compressive strength and bending strength of self compacting concrete. The
researches were carried out on two 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. Steel fibers reduce compressive
strength in air-entrained concretes. In non air-entrained concretes, the influence of steel fibers on
compressive strength is diversified.
146
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Monika Dbrowska1
KOROZJA SIARCZANOWA BETONU.
MECHANIZM I METODY BADA
1. Wprowadzenie
Beton naley do najczciej stosowanych materiaów inynierskich dzisiejszych
czasów, który w czasie eksploatacji naraony jest na dziaanie rónych rodowisk
korozyjnych. Najwiksze zagroenie wystpuje w budownictwie morskim, komunalnym,
ekologicznym, hydrotechnicznym, drogowym, górniczym [8, 11, 18].
Do najczciej spotykanych korozji zalicza si korozj chlorkow, siarczanow,
wglanow (karbonatyzacj), wywoan wod morsk, ugujc lub kwasow [8, 14, 18].
W niniejszym artykule skupiono uwag na korozji siarczanowej. Przeanalizowano w
skrócie mechanizm niszczenia betonu pod wpywem siarczanów oraz przedstawiono
metody bada
oceny odpornoci kompozytów cementowych na korozje siarczanow.
2. Mechanizm korozji siarczanowej
Korozja siarczanowa wystpuje najczciej w konstrukcjach naraonych na dziaanie
wód gruntowych lub wody morskiej. W tych pierwszych jony siarczanowe s przewanie
pochodzenia naturalnego (mog si w nich znajdowa si due iloci rozpuszczonego gipsu
i/lub anhydrytu). ródem siarczanów mog te by nawozy sztuczne, czy cieki
przemysowe. W takich wodach czasami wystpuje siarczan amonu, który jest najbardziej
agresywny w stosunku do matrycy cementowej. Natomiast w wodzie morskiej jonom
siarczanowym towarzysz due iloci jonów chlorkowych, sodowych i magnezowych, co
jeszcze potguje niszczce oddziaywanie na beton [14, 18, 25].
Agresja siarczanowa jest jedn z najgroniejszych korozji wystpujcych w trakcie
cyklu ycia konstrukcji lub obiektu betonowego [8, 14, 18]. Powoduje ekspansj, spkania,
uszczenie, a nawet cakowite zniszczenie betonu (elementu, konstrukcji). Szybko
1
mgr in., Politechnika lska, Centrum Technologiczne BETOTECH Sp. z o.o.
opiekun naukowy: dr hab. in. Zbigniew Giergiczny prof. nzw. Politechniki lskiej
e-mail: [email protected], [email protected]
147
zniszczenia matrycy cementowej zaley w pierwszej kolejnoci od przepuszczalnoci
betonu i szybkoci dyfuzji jonów [11, 14, 16, 18].
Najmniejsz odporno na jony siarczanowe sporód skadników betonu wykazuje
stwardniay zaczyn cementowy, a zwaszcza portlandyt Ca(OH)2 oraz uwodnione gliniany
wapnia. Dlatego te cementy portlandzkie siarczanoodporne HRS zwykle zawieraj mniej
ni 3 % C3A, a suma faz C3A i C4AF powinna by mniejsza ni 25 % [14, 18]. Bardzo
wczenie zwrócono uwag na korzystny wpyw dodatków pucolanowych i hydralucznych,
zwaszcza ula wielkopiecowego, na odporno cementów na agresj siarczanow [11,
14]. Uwaa si, e te dodatki pucolanowe i hydrauliczne zmniejszaj ilo Ca(OH)2 w
wyniku reakcji pucolanowej, tworzc dodatkowe iloci fazy C-S-H, która doszczelnia
mikrostruktur oraz wypenia pknicia powstae w wyniku procesów korozyjnych.
Cementy z dodatkiem ula (cementy hutnicze CEM III) nie wykazuj zmian korozyjnych
nawet po roku przebywania w roztworze Na2SO4 [8], dlatego zawarto C3A w tych
cementach nie jest ju tak istotna zwaszcza, gdy ula jest wicej ni 55-60 % masy
cementu [14, 18]. Przyjmuje si, e gdy ula jest mniej to zawarto C3A w klinkierze
powinna by mniejsza ni 8 %.
W korozji siarczanowej, która jest bardzo zoonym procesem wan role odgrywaj
zarówno czynniki chemiczne, jak i fizyczne. Reakcje chemiczne obejmuj powstawanie
wtórnego/opónionego gipsu i etryngitu, odwapnienie fazy C-S-H i strcanie brucytu (jeli
medium korozyjnym jest MgSO4). Wszystkie te reakcje wi si ze wzrostem objtoci
i to wanie prowadzi do napre
i powstania mikrospka
, a w konsekwencji do
zniszczenia betonu. Ekspansywne produkty korozji pocztkowo powoduj wzrost
szczelnoci, co powoduje take wzrost wytrzymaoci, po którym widoczny jest gwatowny
jej spadek. Do skutków fizycznych agresji siarczanowej naley zaliczy ekspansj,
spkania, uszczenie czy spadek wytrzymaoci, a w przypadku silnej korozji moe doj
do cakowitej destrukcji betonu (elementu, konstrukcji) [14, 18]. Uwaa si, e bezpieczn
granic zawartoci jonów siarczanowych wyraonych jako SO3 nie powinna przekracza
4,0 % masy cementu [25].
Wyrónia si dwa rodzaje ataku siarczanowego na beton: wewntrzny i zewntrzny.
Pierwszy przypadek zachodzi w betonach o nadmiernej zawartoci jonów SO42– (gównie w
wyniku duej zawartoci gipsu w cemencie) i/lub poddawanych obróbce termicznej w
temperaturze wyszej ni 60 °C. Dochodzi tu do tworzenia si opónionego etryngitu.
Proces jest grony dla betonu, poniewa etryngit powstaje w momencie, kiedy beton ju
stwardnia i dochodzi do zwikszenia objtoci produktów, co powoduje mikrospkania
[14, 25].
Drugi przypadek odpowiada sytuacji, w której beton poddawany jest dziaaniu soli
siarczanowych. Reaguj one z matryc cementow, a zwaszcza z Ca(OH)2. Szybko
korozji betonu uzaleniona jest od rodzaju kationu, jaki towarzyszy jonom SO42–.
Agresywno ta spada wg szeregu NH4+ > Mg2+ > Na+ > Ca2+. Tak wic najbardziej
agresywne w stosunku do matrycy cementowej s (NH4)2SO4 i MgSO4, a najmniej
agresywny
–
CaSO4. Niska agresywno siarczanu wapnia wynika z jego niskiej rozpuszczalnoci.
Reaguje on jedynie z fazami glinianowo-elazowymi, tworzc etryngit – reakcja (1) [5,
14, 18, 25].
2Ca 2 2SO42 C3 A ˜ CaSO4 ˜12 H 2O 20H 2O o C3 A ˜ 3CaSO4 ˜ 32 H 2O
148
(1)
Z kolei siarczan sodu reaguje w pierwszej kolejnoci z Ca(OH)2, zgodnie z reakcj
(2), dajc jako produkt gips wtórny. Gdy stenie roztworu gipsu przekroczy iloczyn
rozpuszczalnoci, nastpuje jego krystalizacja. Jeli stenie Na2SO4 jest wystarczajco
wysokie jony Ca2+ i SO42– reaguj dalej z uwodnionymi glinianami wapnia tworzc etryngit
wtórny/opóniony – reakcja (3). Dla powstawania etryngitu konieczna jest obecno
portlandytu jako róda jonów Ca2+. Zarówno gips, jak i etryngit wtórny, maj wiksz
objto od substratów [5, 14, 18, 25].
Na 2 SO4 Ca(OH)2 2 H 2O o 2 NaOH CaSO4 ˜ 2 H 2O
(2)
2Ca 2 2SO42 C3 A ˜ CaSO4 ˜12 H 2O 20 H 2O o C3 A ˜ 3CaSO4 ˜ 32 H 2O
(3)
1,75C-S-H xNa 2 SO4 2 xH 2 O o (1,75 x )C-S-H 2 xNaOH xCaSO 4 ˜ 2 H 2 O
(4)
Siarczan sodu bardzo powoli reaguje równie z faz C-S-H. Dawniej uwaano, e
Na2SO4 nie powoduje odwapnienie fazy C-S-H, lecz autorzy [24] potwierdzili ten
mechanizm korozji. Reakcja Na2SO4 z C-S-H rozpoczyna si dopiero po wyczerpaniu
Ca(OH)2 [14]. Mona j schematycznie zapisa zgodnie z reakcj (4).
Niszczenie matrycy cementowej w wyniku dziaania roztworu MgSO4 jest znacznie
szybsze ni w przypadku roztworu Na2SO4. Przyczyn tego zjawiska jest fakt, e
wodorotlenek sodu {patrz równanie (1)}, zmniejsza rozpuszczalno wodorotlenku wapnia,
a zatem zmniejsza ilo dostpnego substratu – Ca(HO)2. Reakcje siarczanu magnezu s
analogiczne do reakcji z Na2SO4 [5, 14, 25]. W pierwszej kolejnoci reaguje z
portlandytem, a jako produkt korozji wytrca si brucyt, Mg(OH)2 – reakcja (5).
MgSO4 Ca(OH)2 2H 2O o Mg(OH ) 2 p CaSO4 ˜ 2H 2O
(5)
Ze wzgldu na nisk rozpuszczalno Mg(OH)2 w stosunku do Ca(OH)2 reakcja ta
przebiega do ko
ca, czyli do wyczerpania si jednego ze substratów. Brucyt jest to
galaretowata substancja pozbawiona jakichkolwiek waciwoci wicych i
wytrzymaociowych, która nie jest w stanie przenosi obcie
konstrukcyjnych. Jednak
gównym mechanizmem niszczenia matrycy cementowej przez MgSO4 jest odwapnienie
fazy C-S-H, zgodnie z reakcj (6).
1,75C-S-H xMgSO 4 2 xH 2 O o (1,75 x )C-S-H xMg (OH ) 2 xCaSO 4 ˜ 2 H 2 O
(6)
Reakcja ta zachodzi przy niskiej wartoci pH i w nasyconym roztworze Mg(OH)2. W jej
wyniku powstaje el krzemionkowy o nieograniczonym pcznieniu, brucyt i gips. Dwa
pierwsze zwizki nie wykazuj waciwoci wytrzymaociowych, natomiast ekspansja
gipsu powoduje naprenia w betonie. W przypadku siarczanu magnezu odwapnienie fazy
C-S-H nastpuje o wiele szybciej ni dla Na2SO4, dlatego MgSO4 jest tak grone dla
trwaoci betonu. Niska rozpuszczalno wodorotlenku magnezu powoduje zuboenie
roztworu porowego w jony OH– {reakcja (5)} czyli zmniejszenie pH roztworu. Niskie pH
powoduje rozpad etryngitu i innych faz. Przykadem jest rozkad siarczano-glinianów z
utworzeniem gipsu i gibbsytu Al(OH)3 – reakcja (7).
149
C3 A ˜ 3CaSO4 ˜ 32H 2O 3MgSO4 aq o 6CaSO4 ˜ 2H 2O 3Mg(OH ) 2 2 Al(OH )3
(7)
Wodorotlenek glinu ma posta elu bez waciwoci wytrzymaociowych [8, 11, 14, 25].
Poziom pH < 10,5 odpowiada ko
cowemu etapowi korozji.
Sporód wymienionych siarczanów najszybsz korozj wywouje (NH4)2SO4 [14,
25]. Podczas reakcji siarczanu amonu z portlandytem powstaje gazowy amoniak, zgodnie z
reakcjami (8) i (9). Procesy te prowadz do obnienia pH roztworu porowego, co z kolei
powoduje, e produkty hydratacji staj si niestabilne a w ko
cowym etapie ulegaj
rozkadowi.
( NH 4 ) 2 SO4 Ca(OH)2 2H 2O o 2 NH 4 2OH CaSO4 ˜ 2H 2O
(8)
2 NH 4 2OH o 2 NH 3 n 2 H 2 O
(9)
Gazowy NH3 ulatnia si ze rodowiska reakcji i z tego wzgldu proces niszczenia przebiega
bardzo szybko. Po wyczerpaniu si wodorotlenku wapnia, analogicznie do MgSO4,
nastpuje bardzo szybki rozkad fazy C-S-H z wydzielaniem si Ca(OH)2 [14].
Ciekawostk jest, e szybko korozji siarczanowej spada ze wzrostem temperatury.
Jest ona najszybsza w temperaturze 5 °C i maleje stopniowo, by w temperaturze 80 °C
osign niewielk warto. W warunkach niskich temperatur moe dochodzi do
powstawania thaumasytu. Optymaln temperatur dla tworzenia thaumasytu to 0-5 °C [14,
25]. Moe on powstawa na drodze dwóch reakcji w wyniku [14]:
reakcji fazy C-S-H z jonami Ca2+, SO42–, CO3– w rodowisku wodnym – reakcja (9)
rozkadu fazy C-S-H i etryngitu pod dziaaniem CO2 – reakcja (10).
C-S-H 2(CaSO4 ˜ 2H 2O) CaCO3 CO2 23H 2O o Ca6 [Si(OH)6 ]2(CO3 )2(SO4 )2 ˜ 24H 2O (10)
C3 A ˜ 3CaSO4 ˜ 32H 2O C-S-H CaCO3 CO2 xH 2O o
o Ca6 [Si(OH )6 ]2 (CO3 ) 2 (SO4 ) 2 ˜ 24H 2O CaSO4 ˜ 2H 2O [ Al(OH )3 ]2 3Ca(OH 2 ) (11)
W wyniku korozji thaumatyzowej powstaje biay proszek bez waciwoci wicych. Ten
rodzaj korozji jest szczególnie grony, poniewa zostaje zniszczona podstawowa faza (faza
C-S-H), odpowiedzialna za wytrzymao cementu/betonu. Ze wzgldu na nisk
temperatur, w której zachodzi ten rodzaj korozji naraone s na ni fundamenty,
podziemne rurocigi ciekowe, infrastruktura drogowa [14, 25].
Rys. 1 Rozmieszczenie stref reakcyjnych w próbce zaczynu zanurzonej w roztworze
Na2SO4 lub MgSO4 [24]
150
W betonie ulegajcym korozji siarczanowej obserwuje si strefowe zmiany skadu
(rys. 1), zwizane ze zmniejszajcym si steniem jonów SO42–. Przy powierzchni
zewntrznej obecny jest gips wtórny, a dopiero gbiej znajduje si strefa wzbogacona w
etryngit, który tworzy mieszanin mikronowych czstek z C-S-H. Etryngit w warstwach
przypowierzchniowych nie wystpuje, poniewa szybko karbonatyzuje i przechodzi w
thaumasyt [14, 24].
3. Metody bada odporno
ci cementu na korozj siarczanow
Metody badawcze powinny jak najbardziej oddawa rzeczywiste warunki, na jakie
naraony jest beton, ednak nie jest to moliwe, ze wzgldu na to, i reakcje korozyjne s
procesami dugotrwaymi. Bardzo czsto pierwsze objawy niszczenia matrycy cementowej
daj o sobie zna dopiero po wielu miesicach, a nie rzadko latach. Zatem, wszystkie
dostpne procedury badawcze maj charakter przyspieszonych testów i z tego powodu nie
w peni oddaj warunki rzeczywiste.
Raport Komitetu Technicznego [6] wyrónia 3 rodzaje matryc do badania korozji
siarczanowej: zaczyn, zaprawa i beton. Najbardziej rozpowszechnion metod badania
korozji siarczanowej s testy na zaprawach [6, 10, 11, 17, 18, 25]. Ich zalet jest uywanie
tylko jednego rodzaju kruszywa (piasku normowego), próbki s stosunkowo mae, co
pozwala oszczdzi miejsca i odczynników chemicznych oraz wykonywa pomiary na
sprzcie dostpnym w prawie kadym laboratorium. Badania mona prowadzi na
zaprawach o staym w/c lub staej konsystencji w zalenoci od potrzeb. Wad bada
na
zaprawach jest fakt, e zaprawa nie odzwierciedla wszystkich warunków wystpujcych
w betonie (elemencie, konstrukcji).
Z kolei do bada
na zaczynach nie jest konieczny skomplikowany sprzt
laboratoryjny, a wyniki testów prowadzonych w rónych laboratoriach s porównywalne.
Dodatkowo na zaczynach mona przeprowadzi analiz rentgenowsk XRD, termiczn
DTA, czy obserwacje mikroskopowe SEM. Testy na zaczynach maj take wiele wad. Nie
oddaj warunków wystpujcych w betonie, poniewa charakteryzuj si niskim w/c i
brakiem obecnoci strefy kontaktowej zaczyn-kruszywo. Równie wykonywanie bada
na
betonie jest dyskusyjne. Mimo, e matryca betonowa w sposób najbardziej zbliony do
rzeczywistoci oddaje rzeczywiste warunki, to zmienno kruszywa i jego uziarnienia
uniemoliwia prowadzenia bada
porównawczych. Rozpatrujc wszystkie zalety i wady
najbardziej odpowiedni matryc do badania odpornoci na korozj siarczanow jest
zaprawa [11, 18].
W dostpnych procedurach najczciej mierzonym parametrem s zmiany dugoci/
ekspansja zaprawy normowej [6, 18]. Odporno na agresj siarczanow cementu mona
równie oceni poprzez pomiar zmian wytrzymaoci na ciskanie i/lub zginanie, utrat
masy, wygld (zmiany zachodzce na powierzchni badanych próbek), zmian. Badania
odpornoci korozyjnej mog by prowadzone przy cakowitym zanurzeniu próbek
w rodowisku korozyjnym, czciowym zanurzeniu w roztworze, cyklicznym suszeniu i
nasycaniu roztworem agresywnym.
3.1.
Badania przy cakowitym zanurzeniu w roztworze korozyjnym
Metody bada
przy cakowitym zanurzeniu w roztworze korozyjnym s najbardziej
rozpowszechnionym rodzajem bada
odpornoci na agresj siarczanow. Obecnie
dostpnych jest wiele norm. Mona do nich zaliczy m. in. norm polsk PN-B-19707 [19],
projekt
151
Tablica 1 Metody bada
odpornoci zapraw na dziaanie siarczanów
Opis
Ameryka
ska
Polska
ASTM C 1012 PN-B-19707
[4]
[19]
Europejska
prEN 196-X
[20]
Francuska
NF P 18-837
[21]
Wittekindt
(VDZ)
[6]
SVA
Wyduenie
Wyduenie
[6]
Ekspansja
Ekspansja
Ekspansja
Ekspansja
Modu
sprystoci
< 0,10 %
po 12 m-cach
< 0,5 % po 1
roku
–
–
Wymiary próbek
[mm]
25×25×285
20×20×160
20×20×160
20×20×160
40×40×160
10×40×160
10×40×160
Stosunek
S/V [mm2/mm3]
0,17
0,21
0,21
0,21
0,11
0,26
0,26
1:3
1:3
1:3
1:3
1:3
Badana cecha
Kryterium siarczanoodpornoci
Proporcja cement:
piasek
1:2,75
0,5 %
0,5 %
po 56 dniach po 91 dniach
0,6
0,5
Rodzaj piasku
ASTM C 109
EN 196-1
EN 196-1
EN 196-1
Niemiecki
norm. I i II
EN 196-1
Stal
nierdzewna
Stal nierdz.
lub brz
Stal nierdz.
lub brz
Stal nierdz.
lub brz
Stal
nierdzewna
Stal
nierdzewna
Ubijanie
Wstrzsanie
(10 uderze
)
Wstrzsanie
(60 uderze
)
Wibracja
Wibracja
Materia na
bolczyki
Zagszczanie
Warunki
dojrzewania próbek
Roztwór
Stenie
SO42– [g/l]
Temp. roztworu [ºC]
2 dni w formie, a nastpnie 12
dni w wodzie nasyconej
Ca(OH)2 o temp. 20 ºC
0,5
1 dzie
w formie, a nastpnie
13 dni w wodzie o temp. 20 ºC
0,5
1 dzie
w formie, a nastpnie
14 dni w wodzie, a póniej
w temp. 40 ºC
0,5
1 dzie
w formie, a nastpnie
27 dni w wodzie nasyconej
Ca(OH)2 o temp. 20 ºC
0,485 nnap.
046 nap. *
1 dzie
w formie, a nastpnie
27 dni w wodzie o temp. 20 ºC
w/c
1 dzie
w formie w 35 ºC,
a nastpnie w wodzie o temp.
23 ± 2 ºC a próbki osign
wytrzymao 20 MPa
(mierzon na kostkach 50 mm)
*
Na2SO4
Na2SO4
Na2SO4
MgSO4
sztuczna
woda morska
Na2SO4
Na2SO4
Na2SO4
33,8
5 % Na2SO4
16 ± 0,5
16 ± 0,5
30,0
29,8
29,8
23 ± 2
20 ± 1
20 ± 1
20
20 i 5
20
co 28 dni
co 28 dni
co 28 dni
co 28 dni
co 28 dni
po 1, 2, 3, 4, 8,
13, 15 tyg i 4,
6, 9, 12 m-cu
co 28 dni
co 28 dni
co 28 dni
co 28 dni
co 28 dni
Tak
Nie
Nie
Nie
Nie
Nie
Czstotliwo
wymiany roztworu
Czstotliwo
pomiarów
Pomiar pH
*
nnap – nienapowietrzony zaprawa cementowa; nap – napowietrzony zaprawa cementowa
152
Tablica 1 cd. Metody bada
odpornoci zapraw na dziaanie siarczanów
Opis
Rosyjska
GOST 4798
[6]
Koch&
Steinegger
[6]
Wytrzymao Wytrzymao
na
na
zginanie
zginanie
Ameryka
ska Australijska
ASTM C 452 AS 2350.14
[2]
[25]
Chi
ska
BG 749
[25]
Chi
ska
BG 2450
[25]
Zmiana
dugoci
Ekspansja
Wytrzymao Wytrzymao
na
na
zginanie
zginanie
> 80 %
> 70 %
w stosunku do
w stosunku do
Kryterium siarczanopróbek
próbek
odpornoci
kontrolnych
kontrolnych
po 1, 2, 4 i 6
po 77 dniach
miesicach
< 0,04 %
po 14 dniach
< 0,09 %
po 16
tygodniach
> 80 %
w stosunku do
próbek
kontrolnych
po 6
miesicach
Wymiary próbek
[mm]
10×10×30
10×10×60
25×25×285
15×40×160
10×10×60
10×10×30
Stosunek
S;V [mm2/mm3]
0,47
0,43
0,17
0,28
0,47
0,47
1:3,5
1:3
1: 2,75
dodatek
gipsu aby
SO3 = 7 %
1:3,5
1:2,5
0,4
0,6
0,485 nnap.*
046 nap. *
Konsystencja
normowa
0,5
Kwarcowy
0,4-0,5 mm
Niemiecki
norm I i II
ASTM C 109
Rodzaj piasku
Materia na
bolczyki
Stal
nierdzewna
Wstrzsanie
(60 uderze
)
Stenie
SO3 [g/l]
1 dzie
w wilgotnym
powietrzu, a nastpnie
20 dni w wodzie
o temp. 20 ºC
Roztwór
2 dni w wilgotnym
powietrzu, a nastpnie
13 dni w wodzie
Zagszczanie
Warunki
dojrzewania próbek
(NH4)2SO4
Na2SO4
1 lub 2
Temp. roztworu [ºC]
29,8
20
Ubijanie
Woda
Na2SO4
Na2SO4
Na2SO4
0
33,8
5 % Na2SO4
Nie podano
22,4
3 % Na2SO4
23 ± 2
23
20 ± 5
20
Czstotliwo
wymiany roztworu
co 30 dni
co 7 dni przez
28 dni, póniej
co 28 dni
Czstotliwo
pomiarów
co 30 dni
po 14 dniach,
póniej brak
wymaga
Pomiar pH
*
0,5
1 dzie
w formie w 20
± 3 ºC, , a nastpnie 7
dni w wodzie o temp.
50 ºC
w/c
1 dzie
w formie
w 20 ºC, a nastpnie 14
dni w wodzie o temp.
20 ºC
Proporcja cement:
piasek
Przez 22–23 h
w formie, a nastpnie
przez przynajmniej
30min w wodzie
o temp. 23 ± 2 ºC
2 dni w formach,
a nastpnie
w nasyconej wodzie
wapiennej o temp. .23
± 2 ºC
Badana cecha
Nie
Nie
< 7,0
nnap – nienapowietrzony zaprawa cementowa; nap – napowietrzony zaprawa cementowa
153
europejskiej – pr ENV 196-X:1995 [20], ameryka
skie – ASTM C 452 [2] i ASTM C 1012
[4], francusk – NF P 18-837 [21], rosyjsk – GOST 4798 [6], australijsk – AS 2350.14
[25], czy chi
skie – BG 749 i BG 2420 [25]. Oprócz tego istniej nieznormalizowane
procedury, np.: metoda Wittekindta [11].
W tablicy 1 przedstawiono porównanie rónych metod badawczych odpornoci na
korozj siarczanow. Mona zauway, pewne cechy charakterystyczne [6]:
wysoki stosunek powierzchni do objtoci, z wyczeniem normy rosyjskiej (GOST)
i ameryka
skiej ASTM C 452
we wszystkich przypadkach stosowany jest roztwór Na2SO4 o wysokim steniu (od
16 do 34 g/l SO4) (za wyjtkiem normy rosyjskiej GOST 4798),
roztwór korozyjny jest wymieniany w okresach miesicznych (nie dotyczy to normy
ASTM C 1012 i C 452),
stosowane s piaski normowe,
ocena odpornoci na siarczany dokonywana jest stosunkowo wczenie (z wyczeniem
norm ASTM C1012 i PN-B 19707, BG 749),
raczej maa odtwarzalno.
3.1.1.
Badanie wg normy PN-B-19707
Procedura zawarta w normie PN-B-19707 Cement. Cement specjalny. Skad,
wymagania i kryteria zgodnoci pozwala okreli odporno cementu na dziaanie jonów
siarczanowych. Badanie polega na wyznaczeniu ekspansji oraz obserwacji zmian
destrukcyjnych (pkni, rys, wykwitów, wycieków, zmian barwy, odprysków itp.) na
powierzchni beleczek w porównaniu do przetrzymywanych w wodzie [19].
Test wykonuje si na 6 beleczkach z zaprawy normowej z metalowymi bolczykami
o wymiarach 20×20×160 mm. Próbki formuje si z 450 g cementu, 225 g wody i 1350 g
piasku zgodnie z PN-EN 196-1 z dwiema rónicami: zapraw zagszcza si tylko poprzez
10 wstrzsów (a nie 60) i ukada w formie tylko w jednej warstwie (a nie w dwóch). Po
rozformowaniu próbek (po 24 lub 48 h) umieszcza si je w wodzie zdemineralizowanej do
28 dnia tak, aby beleczki znajdoway si 2 mm od dna pojemnika i w odlegoci
przynajmniej 5 mm pomidzy siebie. Po tym czasie mierzy si ich dugo pocztkow lo
na aparacie Graff-Kaufmanna. Nastpnie 3 beleczki umieszcza si w wodzie
zdemineralizowanej, a pozostae 3 w roztworze Na2SO4 lub Na2SO4 · 10H2O o steniu
jonów
SO42–
równym
16 ± 0,5 g/l. Co 28 dni wykonuje si pomiar dugoci beleczek lt i obserwuje zmiany ich
wygldu zewntrznego przez okres 52 tygodni. Przez cay okres badania nie zmienia si
wody, w której zanurzone s próbki kontrolne (najwyej uzupenia jej brak, aby poziom by
stay). Natomiast roztwór siarczanu sodu wymienia po kadym pomiarze. Po czasie t
oblicza si zmiany liniowe 'lt kadej beleczki. Na tej podstawie wyznacza si rednie
zmiany dugoci dla próbek przetrzymywanych w wodzie 'lt (H2O) i w roztworze siarczanu
sodu 'lt (Na2SO4), a nastpnie warto ekspansji Xt wg wzorów:
'lt
154
lt lo
˜100%
160
(12)
Xt
'lt ( Na2SO4 ) 'lt ( H 2O )
(13)
gdzie:
'lt – zmiana dugoci beleczki po czasie t [%],
lo – dugo pocztkowa zmierzona przed umieszczeniem w roztworze korozyjnym [mm],
lt – dugo po czasie t [mm],
160 – dugo nominalna beleczki [mm],
Xt – ekspansja po czasie t [%],
'lt (Na2SO4) – rednia zmiana dugoci beleczek po czasie t przechowywanych w Na2SO4 [%],
'lt (H2O) – rednia zmiana dugoci beleczek po czasie t przechowywanych w wodzie [%].
Cement uznaje si za odporny na dziaanie siarczanów, jeli ekspansja po roku jest
mniejsza ni 0,5 % i nie stwierdzono wystpowania rys, pkni, zmian barwy, wykwitów,
itd. na powierzchni próbki.
Metodyka badawcza wg projektu normy europejskiej prENV 196-X:1995 Methods
of testing cement. Past X: Determination of the resistance of cements to attack by sulfate
solution or by sea water jest identyczna jak ta opisana wczeniej w normie PN-B 19707 za.
C. Jednak projekt normy europejskiej dopuszcza inne roztwory: siarczan magnezu lub
sztuczn wody morskiej. Stenie jonów SO42– w roztworze Mg2SO4, jest takie samo jak w
przypadku Na2SO4 – 16 g/l, natomiast skad sztucznej wody morskiej jest nastpujcy: na
1000 g wody destylowanej lub dejonizowanej naley doda: 30,0 g NaCl; 6,0 g
MgCl2 · 6H2O; 5,0 g MgSO4 · 6H2O; 1,5 g CaSO4 · 2H2O; 0,2 g KHCO3 [20].
3.1.2.
Badanie wg amerykaskich norm ASTM C 452 i ASTM C 1012
Wg ameryka
skich norm wyróniamy dwie procedury do oceny odpornoci
korozyjnej cementu na siarczany: ASTM C 452 Potential Expansion of Portland-Cement
Mortars Exposed to Sulfate i ASTM C 1012 Length Changes of Hydraulic-Cement Mortars
Exposed to a Sulfate Solution.
Metodyka badawcza zawarta w normie ASTM C 452 ma zastosowanie tylko dla
cementów portlandzkich [2]. Badanie przeprowadza si na 6 beleczkach z metalowymi
bolczykami o wymiarach 25×25×285 mm wykonanych z zaprawy, w której spoiwem jest
mieszanina cementu portlandzkiego i gipsu. Gips naley doda w takiej iloci, aby
zawarto SO3 wyniosa 7 %. W badaniach rutynowych moliwe jest stosowanie beleczek o
wymiarach 25×25×160 mm, jednak w przypadku spornym, rozstrzygajce s wyniki
uzyskane na beleczkach o dugoci 285 mm. Skad zaprawy normowej róni si od
standardów europejskich i wynosi 400 g spoiwa (tu cementu + gipsu), 1100 g piasku i
194 ml wody dla zapraw nienapowietrzanych lub 184 ml wody dla zapraw
napowietrzanych. Procedura mieszania zaprawy jest identyczna jak ta podana w normie
PN-EN 196-1. Zapraw naley uoy w dwóch warstwach, a kad warstw beleczki
zagci poprzez 32 uderzenia ubijaka w cigu 10 sekund. Formy przechowuje si przez
22-23 h w temperaturze 23 ± 2 °C w szafie klimatycznej. W cigu 30 minut po
rozformowaniu umieszcza si próbki w wodzie o temperaturze 23 ± 2 °C tak, aby
znajdoway si przynajmniej 13 mm pod wod i 6 mm od siebie. Objto uytej wody
powinna by co najwyej 5 razy wiksza od objtoci próbek, co ma zapobiega
wymywaniu jonów. Wod trzeba wymienia co 7 dni przez pierwsze 4 tygodnie, a
155
nastpnie co 28 dni, jeli badanie jest prowadzone dalej. Pierwszego pomiaru dugoci
dokonuje si po 24 h ± 15 min od momentu zmieszania skadników zaprawy, a nastpnie
po 14 dniach, zgodnie z procedur opisan w normie ASTM C 490 [3]. Pomiary zmian
dugoci mona prowadzi dalej, jednak norma nie okrela z jak czstotliwoci [2].
Zmian dugoci dla kadej beleczki oblicza si z dokadnoci 0,001 %, zgodnie ze
wzorem (14) [3]:
L
L x Li
˜ 100 %
G
(14)
gdzie:
L – zmiana dugoci beleczki po x czasie [%],
Lx – dugo pocztkowa zmierzona przed umieszczeniem w roztworze korozyjnym [mm],
Li – dugo po czasie t [mm],
G – nominalna dugo [mm] – równa 250 mm dla beleczki 285 mm, lub 125 mm dla
beleczki 160 mm,
Cement uznaje si za odporny na dziaanie siarczanów, jeli ekspansja po 14 dniach
jest mniejsza ni 0,04 % i nie stwierdzono wystpowania rys, pkni, zmian barwy,
wykwitów, itd. na powierzchni próbki [10, 25].
Z kolei norma ASTM C 1012 jest przeznaczona do badania odpornoci na korozj
siarczanow wszystkich rodzajów cementów [4]. Test przeprowadza si na 6 beleczkach z
metalowymi bolczykami o wymiarach 25×25×285 mm. Próbki przygotowuje si z 500 g
cementu, 1375 g piasku i 242,5 ml wody dla zapraw nienapowietrzanych lub 230 ml wody
dla zapraw napowietrzanych. Oprócz próbek zaprawydo pomiaru zmian dugoci naley
zaformowa 21 kostek o wymiarze 50 mm, na których oznacza si wytrzymao na
ciskanie. Beleczki s umieszczane w roztworze korozyjnym dopiero po osigniciu przez
zapraw wytrzymaoci 20 MPa. Procedura mieszania zaprawy i formowania próbek jest
identyczna jak w ASTM C 452. Formy przechowuje si przez 23,5 ± 0,5 h w temperaturze
35 ± 3 °C w szafie klimatycznej. Po rozformowaniu umieszcza si próbki w nasyconej
wodzie wapiennej o temperaturze 23 ± 2 °C, a do osignicia wytrzymaoci 20 MPa. Co
jaki czas (np. co dziennie) Po uzyskaniu przez próbki szecienne wytrzymaoci 20 MPa
wykonuje si pierwszy pomiar dugoci, a nastpnie zanurza beleczki w 5,0 % roztworze
Na2SO4 (ponad dwa razy wiksze stenie ni w normie PN-B 19707) i temperaturze 23 ±
2 °C. Objto uytego roztworu powinna by 4 ± 0,5 razy wiksza od objtoci próbek –
czyli na kad beleczk trzeba wla 625-800 ml roztworu. Pomiar wykonuje si po 1, 2, 3,
4, 8, 13, 15 tygodniach od umieszczenia w roztworze korozyjnym. Dodatkowo badanie
mona prowadzi dalej po 4, 6, 9, 12 miesicach Zmiany dugoci oblicza si z
dokadnoci 0,001 %, zgodnie ze wzorem (14). Cement uznaje si za odporny na dziaanie
siarczanów, jeli ekspansja po pó roku jest mniejsza ni 0,1 % i nie stwierdzono
wystpowania rys, pkni, zmian barwy, wykwitów, itd. na powierzchni próbki [6].
Mimo swoich ogranicze
ASTM C 452 jest nadal stosowana ze wzgldu na krótki
czas otrzymania wyniku – 14 dni [10, 25]. Natomiast metoda ASTM C 1012 jest
najbardziej rozpowszechnionym badaniem odpornoci korozyjnej, co potwierdza literatura
[1, 13, 21, 25].
156
3.1.3.
Propozycja znormalizowanej procedury badawczej
W 2006 roku grupa ekspertów CEN z Komitetu Technicznego 51 zaproponowaa
projekt znormalizowanej procedury badawczej do oceny odpornoci na korozj
siarczanow. Propozycja testu jest wynikiem przegldu przez ekspertów dostpnych metod
badania korozji siarczanowej [6].
Badanie polega na pomiarze spadku wytrzymaoci beleczek przetrzymywanych w
roztworze korozyjnym w stosunku do beleczek przetrzymywanych w wodzie wapiennej.
Zgodnie z zaoeniami, badanie przeprowadza si na beleczkach o wymiarach
40×40×160 mm przygotowanym zgodnie z EN 196-1 z dwoma wyjtkami: wskanik w/c
podniesiono z 0,5 do 0,6; a stosunek piasku do cementu zmieniono na 3,375:1. Zatem
zaprawa skada si 400 g cementu, 240 g wody i 1350 g piasku normowego. Ilo próbek
zaley od czasu trwania badania. Po rozformowaniu (po 24 godzinach) beleczki umieszcza
si na 3 miesice w nasyconej wodzie wapiennej o temperaturze 20 ºC (lub na 28 dni
o temperaturze 35 ºC). Po tym czasie, przed umieszczeniem próbek w medium
agresywnym, próbki zanurza si na kilka godzin w rozcie
czonym H2SO4 w celu
zabezpieczenia próbek przed powierzchniow karbonatyzacj. Nastpnie cz beleczek
umieszcza si w roztworze Na2SO4 o steniu jonów SO42– równym 10g/l o temperaturze
20 ºC i/lub mniejszej ni 10 ºC, a pozostae próbki pozostawia si w nasyconej wodzie
wapiennej. Poniewa temperatura 20 ºC nie odzwierciedla warunkach panujcych w caej
Europie powinno si okreli odporno na korozj siarczanow w równie w temperaturze
poniej 10 ºC, w której moe powstawa thaumasyt. Beleczki s cakowicie zanurzone w
roztworze korozyjnym. Przez cay okres badania roztwór jest mieszany i okresowo
wymieniany. Kontroluje si te odczyn pH medium korozyjnego (sugerowane pH to
8±0,5). Komitet Europejski proponuje dwa okres trwania badania: 1 rok, w tym 9 miesicy
w roztworze agresywnym lub 2 lata, w tym 21 miesicy w roztworze agresywnym.
3.1.4.
Badania nienormowe
Jeli chodzi o badania znormalizowane na próbkach betonowych lub zaczynach to
brak w tym zakresie danych literaturowych. Amerykanie testowali metod badawcz na
próbkach betonowych o rednicy 150 mm i wysokoci 300 mm poddanych dziaaniu
jednego z trzech rodowisk korozyjnych: Na2SO4 o steniu 14 g/l, Na2SO4 o steniu
68 g/l, lub naprzemiennemu zanurzaniu przez 16 h w Na2SO4 o steniu 14 g/l i suszeniu
w temp. 54 ºC na powietrzu przez 8 h. Ocenie podlega ubytek masy po roku lub 2 latach
oddziaywania medium korozyjnego [6, 23].
Bukowska i in. [5] prowadzili badania zgodnie z pr ENV 196-X jednake w
badaniach zastosowano dwa róne stenia roztworu siarczanu sodu: 16 g/l i 52 g/l SO42–.
Równoczenie, oprócz zmian dugoci, mierzono spadek wytrzymaoci próbek po 3
miesicach ekspozycji na siarczany.
We Francji, Roziere i in. [21], prowadzili badania nad korozj siarczanow na
zaprawach i betonach. Badania na zaprawach prowadzono zgodnie z procedur zawart
w normie francuskiej NF P 18-837 (tabl. 1), natomiast do bada
betonu uyto belek
o wymiarach 70×70×280 mm. Zgodnie z wymaganiami normy EN 206-1 próbki byy
przechowywane w warunkach o wilgotnoci wzgldnej powyej 90 %, a do uzyskania
50 % wytrzymaoci projektowanej, a nastpnie w temp. 20 ºC i wilgotnoci wzgldnej
50 %. Po 28 dniach beton zanurzono w dwóch roztworach Na2SO4 o steniach 3 i 30 g/l,
157
wymienianych raz na miesic. pH roztworu kontrolowano przy pomocy odpowiednio 0,02
i 0,04 M H2SO4. Miar korozji zaprawy/betonu bya ekspansja, utrata masy i zmiana
moduu sprystoci w porównaniu do próbek przechowywanych w wodzie. Czas badania
wynosi 1,5 roku.
Podobne badania prowadzi Al-Akhras [1]. Ekspansj bada na belkach betonowych
o wymiarach 75×75×300 mm, natomiast wytrzymao na ciskanie bada na kostkach
o boku 100 mm. Próbki, zaraz po rozformowaniu, byy pielgnowane w nasyconej wodzie
wapiennej przez róny okres – 3, 7, lub 28 dni. Równie próbki odniesienia
przechowywano w wodzie wapiennej. Roztwór korozyjny przygotowano i wymieniano
zgodnie z procedur zawart w normie ASTM C 1012. Odporno korozyjn oceniano na
podstawie ekspansji, zmiany masy, wygldu (rysy, pknicia, itp.) oraz ubytku
wytrzymaoci na ciskanie w porównaniu do próbek odniesienia. Testy trway 18
miesicy. Przeprowadzono take przyspieszone badania w autoklawie. Trzydniowe próbki
wystawiono na dziaanie siarczanów przez 3 h pod cinieniem 2 MPa.
Monteiro i in. [17] prowadzili badania na szeciennych próbkach zaczynu
o wymiarze 12,7 mm zanurzonych w 4 % roztworze Na2SO4 o pH = 7,2 (pH byo
kontrolowane w czasie testu). Po 7 dniach przechowywania w temp. 50 ºC i 100 %
wilgotnoci wzgldnej, zmierzono pocztkow wytrzymao, a pozostae szecianiki
umieszczono w medium korozyjnym. Jako miar odpornoci korozyjnej przyjto spadek
wytrzymaoci po 28 i 63 dniach w stosunku do wytrzymaoci wyjciowej.
3.2.
Badania przy cz
ciowym zanurzeniu w roztworze korozyjnym
Eustache i in. [9] opracowali metod badania odpornoci korozyjnej cementu przy
czciowym zanurzeniu próbek zapraw w roztworze MgSO4 o steniu 19,5 g/l SO42–.
Badanie wykonywali na próbkach o wymiarach 20×20×100 mm. Stosunek piasku do
cementu wynosi 3:1 a w/c – ok. 0,5 (utrzymywali sta konsystencj). Po 28 dniach
pielgnacji w wodzie o temp. 20 ºC okrelili pocztkow wytrzymao próbek, a pozostae
umiecili w roztworze siarczanu do okoo poowy wysokoci. Miar odpornoci na
siarczany by spadek wytrzymaoci badanych próbek po 2, 5, 10 miesicach ekspozycji w
medium agresywnym.
Inne badania przy czciowym zanurzeniu w roztworze prowadzono w USA [22].
W eksperymencie wykorzystano belki betonowe o wymiarach 152×152×762 mm, które
umieszczono poziomo na gboko 75 mm w ziemi nasyconej Na2SO4 o steniu 65 000
ppm w stosunku do masy ziemi. Próbki poddano 10 cyklom nawilania i suszenia (warunki
podobne do naturalnych) w cigu roku. Miar odpornoci na agresj siarczanow by
spadek wytrzymaoci i ocena wizualna.
3.3.
Badania przy naprzemiennym suszeniu i nasycaniu
Hekal i in. [12] bada odporno korozyjn na zaczynach. Próbki miay ksztat
walczyków o rednicy 25 mm. Po 28 dniach pielgnacji w warunkach laboratoryjnych
próbki umieszczano w roztworze MgSO4 o steniu 80 g/l SO42–, a póniej suszono
w temp. 60 ºC. Jeden cykl badania wynosi 10 dni. Miar odpornoci na siarczany by
spadek wytrzymaoci po 90, 120, 180 dniach.
W szwajcarskiej normie SN 505262/1 próbki betonowe suszy si przez 2 dni
w 50 ºC, a póniej przez 5 dni zanurzone s w roztworze Na2SO4 o steniu 34 g/l SO42–
o temp. 20 ºC. Wykonuje si 4 cykle. Miar odpornoci jest zmiana dugoci próbek
w porównaniu do próbek poddanych tej samej procedurze, ale zanurzonych w wodzie [11].
158
Inni badacze adaptowali procedur stosowan przy badaniach odpornoci ska
naturalnych [7]. Walce o rednicy 50 mm poddaje si 120 cyklom suszenia w temperaturze
105 ºC i zanurzania w roztworze Na2SO4 (42 g/l SO42-). Miar odpornoci jest zmiana masy
i wytrzymao na ciskanie.
4. Podsumowanie
Problem oceny odpornoci cementów na korozj siarczanow jest skomplikowany z
uwagi na zoono procesów fizycznych i chemicznych zachodzcych w betonie. Naley
pamita, e na trwao betonu wpywa wiele czynników: skad betonu, jego porowato,
rodzaj rodowiska agresywnego, sposób przygotowania, uoenia, pielgnacji mieszanki
betonowej, wilgotno i temperatura rodowiska, obcienia wystpujce w konstrukcji.
Szybko korozji bdzie zaleaa od rodzaju kationu towarzyszcego jonom SO32–. Dla
betonu najgroniejsze jest dziaanie (NH4)2SO4, a najwolniej reaguje CaSO4. Najczciej
wystpujcymi rodzajami korozji siarczanowej jest agresja w wyniku Na2SO4 lub MgSO4.
Odporno na agresj siarczanow cementu najczciej bada si na zaprawach, przy
cakowitym zanurzeniu w roztworze, co znajduje potwierdzenie w dostpnych normach, a
jako kryterium oceny przyjmuje si zmiany dugoci beleczek.
W Polsce stosowan metod badawcz jest procedura opisana w normie PN-B
19707, natomiast w wiatowej literaturze najczciej odporno na agresj siarczanow
bada si zgodnie z ameryka
ska norm ASTM C 1012. Obie te metody opieraj si na
pomiarze zmian objtoci poprzez pomiar dugoci órbek z zaprawy normowej . Ciekaw
alternatyw dla tych testów jest propozycja Komitetu Europejskiego, gdzie zaproponowano
ocenia odporno na siarczany cementu poprzez porównanie wytrzymaoci na ciskanie
stwardniaych zapraw przetrzymywanych w medium korozyjnym i wodzie.
Literatura
[1] Al-Akhras N.M., Durability of metakaolin concrete to sulfate attack, Cement and
Concrete Research, 2006, s. 1727-1734
[2] ASTM C 452-02 Standard test method for potential expansion of Portland-cement
mortars exposed to sulfate
[3] ASTM C 490-00 Standard test method for use of apparatus for the determination of
length change of hardened cement paste, mortar, and concrete
[4] ASTM C 1012-04 Standard test method for length change of hydraulic-cement
mortars exposed to a sulfate solution
[5] Brylicki W., Czynniki determinujce trwao betonu i iniekcyjnych zaczynów
cementowych, Sympozjum Naukowo-Techniczne „Cementy w budownictwie,
robotach wiertniczo-inynieryjnych oraz hydrotechnice”, Pia, 2001
[6] Bukowska M., Pacewska B., Wili
ska I., Influence of spent catalyst used for catalytic
cracking in fluidized bed on sulphate corrosion of cement mortars: I. Na2SO4
medium, Cement and Concrete Research, 2004, s. 759-767
[7] CEN/TC 51/WG12/TG1, Sulphate Resistance Testing – State of the Art, 2006
[8] De Almeida R., Resistance of high strength concrete to sulphate attack: soaking and
drying test, 2nd International Conference „Durability of concrete”, Montreal, ACI SP126, 1991, vol. 2, s. 1073–1092
[9] Deja J., Trwao zapraw i betonów ulowo-alkalicznych, Polski biuletyn
Ceramiczny, vol. 83, Kraków 2004
159
[10] Eustache J., Magnam R., Method for determining resistance of mortars to sulfate
attack, Journal of American Ceramic Society, 1972, s. 237-239
[11] Felekoglu B., Ramyar K., Tosun K., Musal B., Sulfate resistance of different types of
Turkish Portland cements by selecting the appropriate test method, Construction and
Building Materials, 2006, s. 819-823
[12] Giergiczny Z., Metody badania odpornoci na korozj chlorkow i siarczanow,
II Sympozjum naukowo-techniczne „Trwao betonu”, Gliwice, 2008, s. 77-96
[13] E.E. Hekal E.E., Kishar E., Mostafa H., Magnesium sulfate attack on hardened
blended cement pastes under different circumstances, Cement and Concrete Research,
2002, s. 1421-1427
[14] Irassar E.F., Gonzalez M., Rahhal V., Sulphate resistance of type V cements with
limestone filler and natural pozzolana, Cement and Concrete Composites, 2000,
s. 361-368
[15] Kurdowski W., Chemia cementu i betonu, PWN, Warszawa 2010, Polski Cement,
Kraków 2010
[16] Mehta P.K., Schiessl P., Raupach M., 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
[17] Monteiro P.J.M., Roesler J., Kurtis K.E., Harvey J., Accelerated test for measuring
sulfate resistance of hydraulic cements for Caltrans LLPRS Program, Report
Prepared for California Department of Transportation, 2000
[18] Neville A.M., Waciwoci betonu, Polski Cement, Kraków, 2000
[19] PN-B-19707 Cementy. Cement specjalny. Skad, wymagania i kryteria zgodnoci,
Zacznik C Oznaczenie odpornoci cementu na agresj siarczanow
[20] prENV 196-X:1995 Method of testing cement. Part X: Determination of the
resistance of cements to attack by sulfate solution or by sea water
[21] Roziere E., Loukili A., El Hachem R., Grondin F., Durability of concrete exposed to
leaching and external sulphate attacks, Cement and Concrete Research, 2009,
s. 1188-1198
[22] Stark D., Performance of concrete in sulfate environments, Portland Cement
Association, Report RD 129, 2005
[23] Stephens J.B., Carrasquillo R.L., Evaluating performance-based test and specification
sulfate resistance in concrete, Texas Dept. of Transportation, Report No-1706-3,
2000
[24] Taylor H.F.W., Gollob R.S., Microstructural and microanalytical studies of sulfate
attack. II. Sulfate-resisting Portland cement: Ferrite composition and hydration
chemistry, Cement and Concrete Research, vol. 24, 1994, s. 1374-1358
[25] Xu A., Shayan A., Baburamani P., Test methods for sulfate resistance of concrete and
mechanism of sulfate attack. A state of the art review, Review Report 5, 1998
SULPHATE CORROSION OF CONCRETE
MECHANISM AND TEST METHODS
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. Hereby paper
presents the mechanism of sulphate attack to concrete and review different methods of sulphate
160
corrosion tests.
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Wojciech Drod1
REAKCJA ALKALICZNA ASR W BETONIE – METODY BADA
1.
Wstp
Reakcje zachodzce pomidzy reaktywnym kruszywem a matryc cementow
prowadz do jednego z rodzajów korozji betonu zwanej korozj alkaliczn betonu (AAR).
Zagadnienie AAR obejmuje dwa rodzaje procesów korozyjnych w konstrukcjach
betonowych: reakcj ASR (z ang. alkali-silica reaction) oraz znacznie rzadziej spotykan
reakcj ACR (z ang. alkali-carbonate reaction).
Termin ASR wystpuje w literaturze fachowej od 1940 roku, w którym
opublikowano pierwszy raport opisujcy destrukcj betonu w hrabstwie Stanton (USA)
w wyniku reakcji chemicznych pomidzy kruszywem i cementem. Wczeniejsze wzmianki
dotyczce zniszczenia kilkuletnich konstrukcji betonowych (równie w USA) datowane s
na lata dwudzieste ubiegego wieku [22]. Obecnie, obok Stanów Zjednoczonych problem
reakcji ASR dotyczy gównie Kanady, Niemiec oraz pa
stw skandynawskich. W innych
krajach problem ten nie do ko
ca jest zidentyfikowany.
Podstawowymi czynnikami koniecznymi do wystpienia reakcji alkalicznej ASR
w betonie s: alkalia z cementu, reaktywne kruszywo oraz wystarczajca wilgotno [20].
Uwaa si, e gówn rol w procesach korozyjnych ASR odgrywaj jony sodu
i potasu pochodzce z klinkieru portlandzkiego. Jednake ródem dostpnych alkaliów dla
procesu korozyjnego mog by równie inne skadniki betonu: domieszki chemiczne,
dodatki mineralne, kruszywa oraz alkalia z oddziaywania rodowiska zewntrznego, np. z
zimowego utrzymania dróg (NaCl).
Analizujc oddziaywanie alkaliów z cementu bardzo wanym zagadnieniem jest
uwzgldnienie proporcji ich cakowitej zawartoci do tzw. alkaliów dostpnych (inaczej
okrelanych reaktywnymi, czynnymi, efektywnymi bd wymywalnymi). Publikuje si
wiele bada
i pogldów na temat dostpnych alkaliów pochodzcych z rónych cementów i
dodatków mineralnych [11, 14, 21].
1
mgr in., Instytut Ceramiki i Materiaów Budowlanych w Warszawie, Oddzia Szka i
Materiaów Budowlanych w Krakowie, 31-983 Kraków, ul. Cementowa 8, e-mail:
[email protected].
Opiekun naukowy: dr hab. in. Zbigniew Giergiczny, prof. ndzw. w Politechnice lskiej.
161
Kruszywa zawierajce reaktywne formy krzemionki, takie jak bezpostaciowy opal,
wóknisty lub kryptokrystaliczny chalcedon, trydymit, krystobalit czy kwarc, w stanie
napre
, charakteryzuj si potencjalnie du reaktywnoci alkaliczn [12, 13, 20].
Mather uwaa natomiast, e: „Kade kruszywo jest alkalicznie reaktywne: kruszywa róni
si jedynie rodzajem reakcji, jej stopniem i tempem” [15].
Produktem reakcji alkalicznej ASR w betonie jest pczniejcy el, który zwikszajc
swoj objto powoduje powstanie napre
w stwardniaym betonie. W rezultacie
prowadzi to do powstania charakterystycznej siatki spka
konstrukcji betonowej i jej
destrukcji (rys. 1).
Rys. 1. Pknicia konstrukcji betonowej mostu wywoane reakcj ASR [22]
Zagadnienie korozji alkalicznej ASR jest zoonym problemem, nadal
niedostatecznie poznanym i wyjanionym. Tematyka ta jest przedmiotem
midzynarodowych sympozjów, konferencji ukierunkowanych i prac komitetów
normalizacyjnych. Ostatnia, 13-ta konferencja ICAAR odbya si w czerwcu 2008 roku w
Trondheim [19].
W niniejszym artykule dokonano przegldu najczciej stosowanych
i rekomendowanych na wiecie metod badania oceny wpywu reakcji ASR na waciwoci
betonu (ekspansj). W pracy zaprezentowano równie wasne wyniki wymywalnoci
alkaliów z rónych dodatków mineralnych stosowanych jako skadniki gówne cementu,
bd jako dodatki typu II w skadzie betonu.
162
2.
Mechanizm reakcji ASR
Produktem reakcji zachodzcej pomidzy alkaliami z cementu i kruszywem
zawierajcym reaktywne formy krzemionki jest el, który posiadajc due powinowactwo
wzgldem wody z matrycy cementowej w betonie zwiksza swoj objto. Proces
ekspansji elu powoduje powstanie napre
w stwardniaym betonie, a nastpnie prowadzi
do jego spka
. Reakcja ASR podzielona jest na kilka nastpujcych po sobie etapów.
Schematyczny przebieg reakcji chemicznych przedstawiono na rys. 2.
Rys. 2. Przebieg reakcji ASR [20]
W pierwszej fazie reakcji ASR reaktywna krzemionka kruszywa zostaje
rozpuszczona pod wpywem dziaania rodowiska alkalicznego (NaOH, KOH). W wyniku
zerwania wiza
krzemowo-tlenowych nastpuje przyczenie kationów Na+, K+
i formowanie ekspansywnego elu alkaliczno-krzemianowego. Wedug Wanga
163
i Gillotta w dalszym przebiegu reakcji ASR dochodzi do podmiany jonów alkaliów jonami
wapnia i tworzenie elu (C-N-K-S-H) [26].
3.
Metody bada ekspansji wywoanej reakcj ASR
Destrukcyjne procesy betonu wywoane reakcj ASR s bardzo powolne
i zazwyczaj ich rezultaty uwidaczniaj si po kilku, a nawet kilkunastu latach. Ocena
potencjalnego wystpienia reakcji alkalicznej pomidzy danym rodzajem kruszywa
a wybranym cementem ma fundamentalne znaczenie przy projektowaniu mieszanki
betonowej. Weryfikacja skadników receptury betonu w kontekcie reakcji ASR
dokonywana jest z wykorzystaniem szeregu procedur badawczych.
Podstaw bada
reakcji ASR jest okrelenie reaktywnoci kruszyw. Jednake jej
okrelenie w betonie jest zoonym problemem i pomimo przeprowadzenia wielu bada
w
tym zakresie jeszcze nie jest to zagadnienie rozwizane. Bezporednie metody, najczciej
dotycz pomiaru ekspansji beleczek z betonu, bd beleczek zapraw wykonanych z
badanego kruszywa o potencjalnej reaktywnoci alkalicznej. Do oceny kruszywa stosowane
s równie metody chemiczne oraz petrograficzne [2-7].
Jak wspomniano we wstpie analizujc problem alkalicznoci cementu, oprócz
cakowitej zawartoci alkaliów naley równie uwzgldnia poziom ich wymywania w
trakcie procesów hydratacji tj. dostpnoci. W tym obszarze istnieje take moliwo
zastosowania kilku procedur badawczych [1, 8, 25].
Identyfikacja wystpienia reakcji ASR w konstrukcji betonowej nie jest atwa i
jednoznaczna. Ze wzgldu na jej powolny przebieg potrzeba kilku lat do odrónienia
destrukcji betonu wywoanej reakcj alkaliów z reaktywn krzemionk od innych procesów
korozyjnych. Obserwacje na poziomie makrostruktury nie daj pewnoci, e zachodzi
wanie ta reakcja. Badania mikrostruktury wraz z przeprowadzeniem analizy elementarnej
mikroobszarów pozwalaj na jednoznaczne stwierdzenie, e w betonie wystpuje reakcja
ASR.
Sporód wszystkich metod badania reakcji ASR wykorzystywanych na caym
wiecie naley wyróni dwie kompleksowe grupy procedur oceny reaktywnoci kruszywa
z cementem z uwagi na przebieg reakcji ASR. S to metody opracowane i rekomendowane
przez:
ASTM – z ang. American Society for Testing and Materials (Ameryka
skie
Stowarzyszenie Bada
i Materiaów)
oraz
RILEM – z fran. Réunion Internationale des Laboratoires et Experts des Matériaux,
systèmes de construction et ouvrages (Midzynarodowy Zwizek Laboratoriów i
Ekspertów Materiaów Budowlanych, Systemów i Struktur).
3.1. Metody bada oceny ASR wedug ASTM
Ameryka
skie procedury badawcze ujte w normach ASTM s najprawdopodobniej
najpowszechniej stosowanymi metodami badania do przebiegu reakcji ASR w betonie
(zaprawie). Naley równie zaznaczy, e pozostae metody badania reakcji alkalicznej
stosowane na caym wiecie stanowi adaptacj wytycznych zawartych we wspomnianych
normach ASTM. Szeroka gama proponowanych przez ASTM komplementarnych testów
164
dotyczcych problemu ASR decyduje o ich praktycznej przydatnoci w ocenie tego
zagadnienia. Ameryka
skie normy przedmiotowe reakcji ASR podano w tablicy 1.
Tablica 1. Metody badania reakcji ASR wg ASTM.
Norma
Opis
ASTM C295 [7] Badanie petrograficzne kruszyw do betonu
Ocena potencjalnej reaktywnoci kruszywa metod
ASTM C289 [6]
chemiczn
Badanie ekspansji alkalicznej beleczek z zapraw metod
ASTM C1260 [2]
przyspieszon
ASTM C227 [5] Badanie ekspansji beleczek z zapraw metod dugoterminow
ASTM C1293 [3] Badanie ekspansji beleczek z betonu metod dugoterminow
Badanie ekspansji beleczek z zapraw przy uyciu dodatków
ASTM C1567 [4]
mineralnych metod przyspieszon
Badanie efektywnoci pucolan i mielonego granulowanego
ASTM C441 [9] ula wielkopiecowego w zapobieganiu ekspansji wywoanej
reakcj ASR
Badanie petrograficzne produktów reakcji ASR w
ASTM C856 [10]
stwardniaym betonie
Wstpna ocena reaktywnoci alkalicznej kruszywa moe by dokonana przy
zastosowaniu procedury opisanej w normie ASTM C295. Metoda ta pozwala na
rozpoznanie potencjalnie reaktywnych skadników kruszywa z wykorzystaniem
mikroskopii optycznej. Wyniki bada
umoliwiaj identyfikacj w kruszywie reaktywnych
form SiO2 takich jak: opal, krystobalit, trydymit, krzemionkowe i inne szka wulkaniczne,
czerty, szkliste do kryptokrystalicznych kwane skay wulkaniczne, syntetyczne szka
krzemionkowe, niektóre iy, fillity, metamorficzne szarogazy, skay zawierajce kwarc w
stanie napre
takie jak: szargazy, fillity, upki, gnejsy, granity gnejsowe, kwarc yowy,
kwarcyty i piaskowce. Niestety, profesjonalne prowadzenie badania petrograficznego
kruszyw wymaga duego dowiadczenia w identyfikacji ze strony operatora. Ponadto na
podstawie testu ASTM C295 nie mona stwierdzi czy dany minera spowoduje szkodliwe
pcznienie w betonie, czy te nie.
Reaktywno kruszywa mona równie okreli metodami chemicznymi. Taka
procedura przedstawiona jest w normie ASTM C289. Badanie polega na wyznaczeniu
obnienia alkalicznoci Rc roztworu NaOH o znanym steniu, przez badane kruszywo o
frakcji 150-300 Pm (w temperaturze 80ºC) oraz wyznaczeniu iloci rozpuszczalnej
krzemionki Sc z kruszywa. Interpretacja wyników bada
z uwagi na potencjaln
reaktywno kruszywa uwzgldnia usytuowanie punktów pomiarowych Sc/Rc w obszarach
diagramu pokazanego na rys. 3. Procedura ta umoliwia szybkie uzyskanie wyniku, w
okresie 24 godzin, natomiast otrzymane wyniki nie s rozstrzygajce, daj jedynie pogld o
potencjalnej reaktywnoci kruszywa i moliwoci wystpienia reakcji ASR. Do tej metody
zalecane jest przeprowadzenie dalszych testów z wykorzystaniem pomiarów ekspansji
beleczek z zapraw wykonanych z badanego kruszywa.
Szybk ocen w tym zakresie umoliwiaj badania prowadzone wedug procedury
zawartej w normie ASTM C1260. Metoda polega na pomiarze zmian liniowych beleczek ze
stwardniaej zaprawy przechowywanych w 1N roztworze NaOH w temperaturze 80oC.
165
Miar reaktywnoci alkalicznej kruszywa lub braku odpornoci alkalicznej cementu jest
ekspansja stwardniaej zaprawy po 14 dniach ekspozycji powyej 0,1%. Test moe by
szczególnie przydatny dla kruszyw, które reaguj wolno, bd wytwarzaj opónion
ekspansj. Jednake, wyniki pomiarów nie pozwalaj jednoznacznie oceni interakcji
kruszyw z materiaami wicymi dla warunków spotykanych w trakcie eksploatacji
konstrukcji z betonu . Dla niektórych kombinacji kruszywo – cement moliwe jest
wystpienie nadmiernej ekspansji. W takiej sytuacji zalecane jest wykonanie bada
potwierdzajcych, e ekspansja wynika z reakcji alkaliów z krzemionk. Badania
produktów hydratacji za pomoc technik SEM, XRD mog dostarczy uzupeniajcych,
wartociowych informacji.
Rys. 3. Kryteria oceny reaktywnoci kruszywa w stosunku do alkaliów na podstawie testu
chemicznego wedug ASTM C 289
Kolejnym testem prowadzonym na beleczkach ze stwardniaej zaprawy jest metoda
dugoterminowa ASTM C227. Z badanego kruszywa, o cile okrelonym uziarnieniu,
sporzdza si beleczki stwardniaej zaprawy, które s przechowywane nad wod w
temperaturze 38C. Kryterium reaktywnoci kruszywa lub odpornoci alkalicznej cementu
jest ekspansja wiksza od 0,1% po szeciu miesicach ekspozycji. Badania wykonane
wedug ASTM C227 wykazuj bardzo dobr korelacj z zachowaniem si kruszywa w
betonie wbudowanym w obiekty i konstrukcje budowlane. Zaleno w tym zakresie
wymaga jednake badania betonu po bardzo dugim okresie eksploatacji konstrukcji.
Podstawow, bezporedni metod badania reakcji ASR jest procedura ASTM
C1293. Test obejmuje ustalenie zmian liniowych beleczek wykonanych z betonu oraz
okrelenie zmian destrukcyjnych wywoanych reakcj ASR (rysy, wycieki elu i otoczki
reakcyjne wokó ziarn kruszywa w betonie). Metoda zakada ekstremalne warunki
oddziaywania alkaliów z cementu na kruszywo. Zawarto cementu w betonie wynosi 420
166
kg w m3, przy ekwiwalencie Na2Oe korygowanym do 1,25% masy cementu, to jest 5,25
kg alkaliów na m3 betonu. Pomiary ekspansji prowadzone s na stwardniaym betonie w
formie beleczek o wymiarach 75x75x285 mm przechowywanych w warunkach wilgotnych
w temperaturze 38qC. Miar reaktywnoci kruszywa jest warto ekspansji powyej 0,04 %
mierzona po 1 roku dojrzewania próbek betonu. Omówiona metoda charakteryzuje si
najlepsz korelacj z pomiarami destrukcji spowodowanej reakcj alkaliczn w elementach
konstrukcji betonowych.
Podobn metodyk badania ekspansji beleczek do opisanych ju norm stosuj
procedury ASTM C1567 oraz ASTM C441. Zasadnicz rónic jest ich cel. Metody te
su do oceny i ustalenia efektywnego poziomu dodatków mineralnych wykazujcych
waciwoci hydrauliczne i/lub pucolanowe w zapobieganiu ekspansji bdcej wynikiem
reakcji ASR. Metoda opisana w ASTM C1567 jest testem przyspieszonym
umoliwiajcym okrelenie bezpiecznego poziomu dodatku mineralnego dla zniwelowania
negatywnych skutków wywoanych reakcj ASR. Metoda ASTM C441 polega na
dugoterminowych pomiarach ekspansji beleczek sporzdzonych ze sztucznego, bardzo
reaktywnego kruszywa - szka borowo-krzemowego Pyrex oraz cementów z dodatkami
mineralnymi.
Oprócz, metod porednich i bezporednich, dotyczcych oceny reaktywnoci
kruszywa lub odpornoci alkalicznej cementu bardzo wanym elementem badania reakcji
ASR jest identyfikacja tego zjawiska w stwardniaym betonie. Metoda ASTM C856
koncentruje si na identyfikacji znanych produktów reakcji alkalicznej, obecnoci elu,
spka
oraz ich orientacji w próbkach pobranych z konstrukcji betonowych. Norma
precyzuje procedur pobierania próbek, ich preparatyk oraz badanie mikrostruktury z
zastosowaniem rónych technik badawczych. Test pozwala na potwierdzenie wystpienia
reakcji ASR w stwardniaym betonie.
3.2. Metody bada wedug RILEM
Midzynarodowa organizacja Rilem skupia w swojej strukturze wielu ekspertów z
rónych dziedzin nauki tworzc tzw. Komitety Techniczne. Zagadnienie reaktywnoci
kruszyw AAR, metodyka bada
i ocena jest obecnie przedmiotem prowadzonych prac
przez Komitet Techniczny 219-ACS. Jednym z rezultatów prac Komitetu Technicznego s
publikowane rekomendacje. Ostatnie kompleksowe wytyczne, uwzgldniajce zagadnienie
badania reaktywnoci alkalicznej kruszyw, znajduj si w Rekomendacjach z 2003 roku
[23, 24]. W tablicy 2 wymieniono metody badania reakcji ASR zalecane przez Rilem.
Tablica 2. Metody badania reakcji ASR wg Rilem.
Metoda
Opis
AAR-1
Badanie petrograficzne kruszyw
AAR-2
Badanie beleczek z zapraw metod ultra-szybk
AAR-3
Badanie beleczek z betonu
AAR-4
Badanie beleczek z betonu metod ultra-szybk
Metoda AAR-1 ma na celu, podobnie jak ASTM C295, identyfikacj potencjalnie
reaktywnych skadników kruszywa. Rozpoznanie skadników dokonywane jest w oparciu
o podstawowe typy mineralogiczne i petrograficzne, czsto z wykorzystaniem lokalnego
167
dowiadczenia. Wynikiem badania jest zaklasyfikowanie kruszywa do jednej z 3 klas, z
uwzgldnieniem dominujcego charakteru chemicznego kruszywa (kruszywo
krzemionkowe S, kruszywo wglanowe C, kruszywo krzemionkowo-wglanowe SC):
- Klasa I: kruszywo najprawdopodobniej niereaktywne;
- Klasa II: kruszywo wtpliwie reaktywne;
- Klasa III: kruszywo bardzo prawdopodobnie reaktywne.
Dla kruszywa z klas II i III zalecane jest wykonanie dalszych bada
, zazwyczaj
wykorzystujc metody AAR-2 i AAR-3.
Metodyka AAR-2 jest bardzo zbliona do opisywanej w normie ASTM C1260.
Najwaniejsz rónic jest kryterium oceny reaktywnoci kruszywa. Na podstawie testu
AAR-2 klasyfikowane jest kruszywo: niereaktywne dla ekspansji poniej 0,1%,
potencjalnie reaktywne dla ekspansji w przedziale 0,1% do 0,2% oraz bardzo reaktywne dla
ekspansji wynoszcej powyej 0,2% po 14 dniach ekspozycji próbek w 1N NaOH w
temperaturze 80C.
Kolejna metoda zalecana przez Rilem, AAR-3 polega na badaniu ekspansji próbek
stwardniaego betonu. Próbki w ksztacie beleczek wykonywane s z rónych kombinacji
kruszywa drobnego i grubego - reaktywnego i niereaktywnego w ustalonych proporcjach.
Testowana receptura zakada 440 kg cementu na m3 betonu oraz zawarto alkaliów
wyraonych jako Na2Oe w iloci 5,5 kg na m3 betonu. Owinite w wilgotn tkanin
bawenian próbki przechowywane s w temperaturze 38C. Kruszywa, dla których
ekspansja beleczek po 12 miesicach wynosi poniej 0,05% uznawane jest za
niereaktywne. Ekspansja przekraczajca 0,1% charakteryzuje kruszywo reaktywne.
Kruszywo o ekspansji z przedziau 0,05%-0,1%, bez dodatkowego potwierdzenia, naley
równie zaklasyfikowa jako reaktywne.
W celu przyspieszenia procesów zachodzcych w reakcji ASR zmodyfikowano
metod badania próbek betonowych zwikszajc temperatur przechowywania do 60C.
Opisane warunki zastosowano w przyspieszonej metodzie AAR-4. Istniej dwie opcje
przechowywania próbek w tej temperaturze: nad wod oraz zawinite. Ze wzgldu na
prowadzone nadal testy porównawcze warunki oceny nie s jeszcze ostatecznie ustalone.
3.3. Ocena reaktywno
ci kruszyw w wietle krajowej normalizacji
Ocena reaktywnoci alkalicznej kruszyw jest równie przedmiotem krajowej
normalizacji. W tym zakresie aktualnymi procedurami s:
- PN-B-06714-47:1988. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie potencjalnej
reaktywnoci alkalicznej. Oznaczanie zawartoci krzemionki rozpuszczalnej w
wodorotlenku sodowym (NaOH) [18];
- PN-B-06714-46:1992. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie potencjalnej
reaktywnoci alkalicznej metod szybk [17];
- PN-B-06714-34:1991/Az1:1997. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie
reaktywnoci alkalicznej [16].
Dwie pierwsze normy wykorzystuj metody chemiczne do oceny potencjalnej
reaktywnoci kruszywa, jednake ich mao precyzyjny sposób klasyfikacji kruszywa nie
pozwala na uzyskanie miarodajnej informacji o wystpieniu reakcji ASR w betonie.
Pomiar ekspansji beleczek przechowywanych w 38C przez okres 180 dni jest
podstaw badania wedug PN-B-06714-34. W tecie naley zastosowa cement o
168
zawartoci alkaliów 1,2±0,1% w przeliczeniu na ekwiwalentn iloci podawan jako Na2Oe
(Na2Oe=Na2O + 0,658K2O).
Krajowe metody badania reakcji ASR wydaj si by niekompletne w porównaniu
do zaprezentowanych wczeniej metod, dlatego w chwili obecnej nie s one stosowane jako
nadrzdne procedury do oceny reaktywnoci kruszyw.
3.4.
Metody okre
lania poziomu wymywalno
ci alkaliów
ze skadników cementu (betonu)
We wstpie zasygnalizowano, e jednym z bardzo wanych zagadnie
dotyczcych
problemu ASR jest stenie alkaliów dostpnych do przebiegu reakcji ASR. Jak
zaznaczono istotn rol w ksztatowaniu reakcji ASR odgrywaj alkalia wymywane z
cementu lub innych skadników cementu (betonu).
Alkalia wymywalne mona oznaczy stosujc wiele procedur badawczych.
Zazwyczaj postpowanie polega na wymieszaniu próbki cementu lub dodatku mineralnego
(kruszywa) z wod w okrelonej proporcji, a nastpnie uzyskaniu roztworu wodnego do
bada
. Rozrónia si dwa podstawowe sposoby otrzymania roztworu: przez przesczanie
oraz przez wyciskanie z próbki zaczynu na prasie hydraulicznej. Do oznaczenia alkaliów w
eluacie mona wykorzysta róne metody analityczne: klasyczne – miareczkowanie lub
instrumentalne – fotometria pomieniowa.
Wedug normy ASTM C114 [1] badan próbk naley wymiesza razem z wod w
proporcji 1:10, nastpnie wstrzsa przez 10 minut i od razu przesczy. W otrzymanym
eluacie oznaczy zawarto wymytych alkaliów. W tablicy 3 przedstawiono wyniki
wymywalnoci alkaliów z rónych dodatków mineralnych oraz ,dla porównania, z cementu
portlandzkiego CEM I.
Tablica 3. Wymywalno alkaliów oznaczona wg ASTM C114.
Alkalia cakowite,
Alkalia wymywane,
% wymywalnoci
% masy
% masy
Materia
Na2O K2O Na2Oe Na2O
K2O
Na2Oe Na2O K2O Na2Oe
Popió lotny
wapienny W
0,31 0,11
0,38
0,0156 0,0028 0,0175 5,09
2,63
6,82
Popió lotny
krzemionkowy V
0,86 3,20
2,97
0,0212 0,0147 0,0309 2,46
0,46
2,76
Popió fluidalny F
1,15 1,65
2,24
0,0443 0,0074 0,0492 3,85
0,45
4,15
Mielony
granulowany uel
wielkopiecowy S
0,53 0,34
0,75
0,0068 0,0046 0,0098 1,28
1,36
2,17
0,01 0,03
0,03
0,0006 0,0008 0,0011 6,00
2,67
7,75
0,12 0,78
0,64
0,0259 0,4228 0,3041 21,40 54,07 56,98
Kamie
wapienny
LL
CEM I 42,5R
169
Otrzymane wyniki wykazay bardzo wan cech zbadanych dodatków
mineralnych. Popió lotny krzemionkowy pomimo najwyszej cakowitej zawartoci
alkaliów wyraonej jako Na2Oe charakteryzuje si najniszym poziomem wymywalnoci
alkaliów. W przypadku pozostaych dodatków mineralnych poziom wymywalnoci,
odniesiony do cakowitej zawartoci alkaliów, w porównaniu do cementu portlandzkiego
CEM I jest równie o rzd wielkoci mniejszy (tablica 3).
Kolejne przykadowe metody oznaczenia wymywalnych alkaliów opisane s np. w
ameryka
skiej normie ASTM C311 dotyczcej popiou lotnego i naturalnych pucolan [8]
oraz niemieckiej normie cementowej TGL 28 104-17 [25].
4.
Podsumowanie
Reakcja alkaliczna ASR zachodzca w betonie jest zoonym procesem. Do oceny
reaktywnoci kruszyw lub odpornoci alkalicznej cementu potrzebne s kompleksowe
metody badawcze. Rozwizania w tym zakresie wydaj si spenia procedury opisane w
normach ASTM oraz rekomendacjach RILEM. Krajowy stan normalizacji w tym zakresie
naley uzna za niekompletny i wymagajcy aktualizacji.
Zaprezentowane wyniki wyranie wskazuj, e w kontekcie zwizków alkalicznych
biorcych udzia w reakcji ASR naley kierowa si nie tylko cakowit ich zawartoci w
skadnikach cementu (betonu), lecz poziomem ich wymywalnoci (dostpnoci dla reakcji
ASR).
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
170
ASTM C114-11. Standard Test Methods for Chemical Analysis of Hydraulic
Cement.
ASTM C1260-07. Standard Test Method for Potential Alkali Reactivity of
Aggregates (Mortar-Bar Method).
ASTM C1293-08b. Standard Test Method for Determination of Length Change of
Concrete Due to Alkali-Silica Reaction.
ASTM C1567-08. Standard Test Method for Determining the Potential Alkali-Silica
Reactivity of Combinations of Cementitious Materials and Aggregate (Accelerated
Mortar-Bar Method).
ASTM C227-10. Standard Test Method for Potential Alkali Reactivity of CementAggregate Combinations (Mortar-Bar Method).
ASTM C289-07. Standard Test Method for Potential Alkali-Silica Reactivity of
Aggregates (Chemical Method).
ASTM C295-08. Standard Guide for Petrographic Examination of Aggregates for
Concrete.
ASTM C311-11. Standard Test Methods for Sampling and Testing Fly Ash or
Natural Pozzolans for Use in Portland-Cement Concrete.
ASTM C441-05. Standard Test Method for Effectiveness of Pozzolans or Ground
Blast-Furnace Slag in Preventing Excessive Expansion of Concrete Due to the
Alkali-Silica Reaction.
ASTM C856-11. Standard Practice for Petrographic Examination of Hardened
Concrete.
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
[17]
[18]
[19]
[20]
[21]
[22]
[23]
[24]
[25]
[26]
Böhm M., Baetzner S.: The effect of the alkalinity of the pore solution on ASR.
Proceedings of the 13th International Conference on “Alkali-Aggregate Reaction”,
Trondheim, 2008, s. 522.
Gillott J.E.: Alkali-aggregate reaction in concrete. Engineering Geology, nr 9,
1975, s. 303.
Kurdowski W.: Chemia cementu, PWN, Warszawa 1980.
Leemann A., Lothenbach B.: The Na2O-equivalent of cement: A universal
parameter to assess the potential alkali-aggregate reactivity of concrete? Proceedings
of the 13th International Conference on “Alkali-Aggregate Reaction”, Trondheim,
2008, s. 932.
Mather B.: New concern over alkali-aggregate reaction. Symposium on AlkaliAggregate Reaction: Preventive Measures. Rannsoknastofnun Byggingaridnadarins,
Reykjavik 1975, s.17.
PN-B-06714-34:1991/Az1:1997. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie
reaktywnoci alkalicznej.
PN-B-06714-46:1992. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie potencjalnej
reaktywnoci alkalicznej metod szybk.
PN-B-06714-47:1988. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie potencjalnej
reaktywnoci alkalicznej. Oznaczanie zawartoci krzemionki rozpuszczalnej w
wodorotlenku sodowym (NaOH).
Proceedings of the 13th International Conference on “Alkali-Aggregate Reaction”,
ed. Maarten A.T.M. Broekmans&Børge J. Wigum, Trondheim 2008.
Schäfer E.: Mechanism of ASR. European Cement Research Academy. Seminar
S04-02, May 26, 2004.
Shehata M.H., Thomas M.D.A.: The role of alkali content of Portland cement on the
expansion of concrete containing reactive aggregates and supplementary cementing
materials. Proceedings of the 13th International Conference on “Alkali-Aggregate
Reaction”, Trondheim, 2008, s.1220.
Siebel E.: History of ASR. European Cement Research Academy. Seminar S04-02,
May 26, 2004.
Sims I., Nixon P.: RILEM Recommended Test Method AAR-0: Detection of AlkaliReactivity Potential in Concrete – Outline guide to the use of RILEM methods in
assessments of aggregates for potential alkali-reactivity. Materials and Structures,
vol. 36, 2003, s. 472.
Sims I., Nixon P.: RILEM Recommended Test Method AAR-1: Detection of
potential alkali-reactivity of aggregates – Petrographic method. Materials and
Structures, vol. 36, 2003, s. 480.
TGL 28 104-17:1989. Zemente, Zumahlstoffe, Füllerzusätze. Bestimmung der
Alkalien.
Wang I-L, Gillott J.E.: Mechanism of alkali-silica reaction and the significance of
calcium hydroxide. Cement and Concrete Research, vol. 21 (4), 1991, s. 647.
171
ALKALI-SILICA REACTION IN CONCRETE – TESTING METHODS
Summary
In the paper alkali-silica reaction in concrete is discussed. Next to general explanation of
mechanisms of ASR reaction authors have focused on most common methods of testing ASR. ASTM
standards and Rilem recommendations regarding examination of ASR are presented in the work.
Sample results of leaching of alkalis from various materials are also given.
172
XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice
2011
Magdalena Czopowska – Lewandowicz1
BETON W CIANACH SZCZELINOWYCH – JAKI MA BY?
1.
Wstp
Realizacja obiektów budowlanych w technologii betonu monolitycznego jest obecnie
najczciej stosowan form zarówno w budownictwie inynieryjnym, komunikacyjnym
jak i mieszkaniowym. Wymagania stawiane betonom, z których wykonywane s róne
elementy, s coraz wysze – i to nie tylko pod wzgldem wytrzymaoci, ale przede
wszystkim pod wzgldem jego trwaoci. Jest to istotne zagadnienie zwaszcza w
przypadku konstrukcji, które trudno jest naprawia i do których dostp jest ograniczony,
albo czasem niemoliwy. Do takich elementów nale fundamenty – a zwaszcza
fundamenty gbokie, takie jak: pale, kolumny, barety, ciany szczelinowe.
Ze wzgldu na intensywnie rozrastajc si miejsk infrastruktur w duych aglomeracjach
oraz konieczno realizacji obiektów na „sabych” gruntach, w ostatnich latach znacznie
zwikszya si liczba wykonywanych fundamentów gbokich. Do jednych z tych
konstrukcji nale ciany szczelinowe, których gboko moe siga od kilkunastu do
kilkudziesiciu metrów. Oprócz fundamentów, mog one peni te rol cian podziemnych
budynków oraz murów oporowych. Ich du zalet jest krótki czas realizacji oraz
moliwo wykonywania tych konstrukcji w bardzo bliskim ssiedztwie istniejcej
zabudowy [2]. Ze wzgldu na technologi wykonania cian szczelinowych, najwiksz ich
wad jest ograniczona kontrola jakoci prowadzonych robót oraz brak gwarancji uzyskania
„jednorodnego” betonowego monolitu pozbawionego wad i o zaoonym poziomie
trwaoci.
2.
Wytyczne dotyczce mieszanki betonowej stosowanej do wykonania cian
szczelinowych
Monolityczne ciany szczelinowe wykonywane s sekcjami pod oson zawiesiny
tiksotropowej. Po wykonaniu wskoprzestrzennego wykopu i wypenieniu go zawiesin,
która ma za zadanie utrzyma czstki gruntu i zapewni stabilno szczeliny, nastpuje
1
mgr in., Politechnika lska w Gliwicach
173
betonowanie metod Contractor. Mieszanka betonowa podawana jest rurami i ukadana
od najniszego poziomu ciany. W miar ukadania mieszanki, rury podcigane s ku
górze, a zawiesina wypierana jest stopniowo z wykopu i zbierana do ponownego uycia.
Zawiesin tak mog stanowi puczki iowe, ale obecnie najczciej wykorzystywane
s do tego celu zawiesiny bentonitowe. S one zazwyczaj tworzone na bazie kompozycji
bentonitowo- polimerowej, co pozwala na ich atwe wymieszanie. Dua pynno
zawiesiny uatwia te jej wymian w szczelinie na mieszank betonow podczas procesu
betonowania – zwaszcza w okolicy prtów zbrojeniowych. Jednak tak dua zawarto
wody w zawiesinie (~95%) ma równie swoje minusy. W zalenoci od rodzaju gruntu
zaobserwowa mona do duy ubytek zawiesiny z wykopu. Widoczne jest to zwaszcza
w przypadku warstw gruntów niespoistych, w które pynna substancja swobodnie migruje.
Jeeli moliwy jest ruch cieczy w jedn stron, to równie z gruntu do zawiesiny
i do mieszanki betonowej mog przenika róne substancje wraz z wod gruntow.
Równie sama zawiesina moe zanieczyszcza mieszank – zwaszcza w strefie styku obu
materii oraz w dolnej czci ciany, gdzie wystpuj zawirowania wokó rury wlewowej
przy podawaniu pierwszej partii mieszanki betonowej. Dua rónica gstoci pomidzy
zawiesin bentonitow a mieszank, z jednej strony uatwia wymian tych substancji,
a z drugiej moe powodowa czciow migracj wody zawartej w zawiesinie w struktur
mieszanki betonowej. Wynikiem takiej sytuacji bdzie wzrost wskanika w/c, zwikszenie
porowatoci betonu oraz spadek jego wytrzymaoci, a co za tym idzie – obnienie
trwaoci ciany szczelinowej.
Rys.1. Etap betonowania ciany szczelinowe
Z powyszych rozwaa
wynika, e mieszanka betonowa, a w konsekwencji beton
musz spenia wiele wymaga
, zarówno ze wzgldu na technologi wykonania elementu,
wytrzymao konstrukcji, jak i ze wzgldu na oddziaywanie rodowiska.
Beton stosowany do realizacji cian szczelinowych powinien spenia wymagania normy
PN-EN 206-1:2003 „Beton. Wymagania, waciwoci, produkcja i zgodno”, PN-EN 1538
„Wykonawstwo specjalistycznych robót geotechnicznych – ciany szczelinowe” oraz
Instrukcji ITB nr 230 „Wytyczne, projektowanie i wykonywanie fundamentów
szczelinowych” i Instrukcji IBDiM „ Warunki techniczne wykonywania cian
szczelinowych”. Poza wytycznymi okrelonymi przez wymienione normy i instrukcje,
beton, a co za tym idzie – mieszanka betonowa powinny równie spenia wymagania
wynikajce z funkcji ciany, warunków jej wykonania oraz warunków gruntowo –
wodnych.
174
Instrukcja IBDiM zaleca stosowanie cementów z grupy CEM II, jednak w praktyce firmy
zajmujce si wykonawstwem cian szczelinowych, zaczy te stosowa cementy
hutnicze. Bardzo dobrze si one sprawdzaj w konstrukcjach szczelinowych ze wzgldu
na moliwo oddziaywania agresywnego rodowiska. Minimalna ilo cementu, jak
powinien zawiera 1m3 mieszanki zaley od wielkoci ziaren przyjtego kruszywa i wynosi
350kg w przypadku kruszywa o uziarnieniu do 32mm, a przy maksymalnym wymiarze
ziarna 16mm – minimalna warto ksztatuje si na poziomie 400kg [12]. Oczywicie
podana ilo cementu powinna by skorygowana ze wzgldu na przyjt klas ekspozycji.
Jeeli nie ma przeciwwskaza
, to cz cementu mona zastpi takimi dodatkami jak:
granulowany uel wielkopiecowy, mikrokrzemionka – zwaszcza gdy ciany stanowi
przegrody wodoszczelne oraz popioy lotne – gdy nie jest wymagana wysoka wytrzymao
wczesna [8]. Jak wynika z bada
przedstawionych w [1] przeprowadzonych na betonach
podwodnych, dodatek popiou lotnego powinien stanowi maksymalnie 30% masy
cementu. Ilo popiou przewyszajca podan warto spowoduje znaczne pogorszenie
dynamiki przepywu mieszanki betonowej, co wida na rys.2. Jest to istotne w przypadku
mieszanki stosowanej do cian szczelinowych, gdy nie jest ona zagszczana. Skad
i konsystencja mieszanki betonowej stosowanej do wykonania tych konstrukcji powinna
zapewni jej atwy przepyw pomidzy prtami zbrojenia i rozprzestrzenianie si
w szczelinie.
Rys.2. Przepyw betonu podwodnego przez zbrojenie w zalenoci od iloci dodatku
popiou lotnego [1]
Konsystencja mierzona metod stoka opadu powinna ksztatowa si na poziomie
klasy S4 (opad stoka 160 ÷ 210mm), a wspóczynnik w/c nie powinien przekracza
wartoci 0,6 [11]. W przypadku potrzeby zwikszenia ciekoci mieszanki betonowej,
mona zastosowa plastyfikatory lub superplastyfikatory. Mieszanka o konsystencji ciekej
lub póciekej podawana jest do szczeliny za pomoc rur wlewowych, co powoduje pewne
ograniczenia ze wzgldu na stosowane kruszywo. Przede wszystkim naley stosowa
wycznie kruszywo naturalne, poniewa zastosowanie kruszywa amanego moe
powodowa jego klinowanie si w rurach wlewowych. Mieszanka podawana jest na dno
wykopu w sposób grawitacyjny i pokonuje wysoko kilkunastu, a nawet kilkudziesiciu
metrów, wic nie mona dopuci do jej segregacji. W tym celu zastosowane kruszywo
musi mie cig krzyw uziarnienia. Natomiast maksymalny wymiar ziaren
175
zastosowanego kruszywa, nie powinien przekracza mniejszej z nastpujcych wartoci:
32mm lub ¼ odlegoci w wietle pomidzy pionowymi prtami zbrojenia ciany [10].
Wykop wypeniony zawiesin – ze wzgldu na jej tiksotropowe waciwoci – powinien
by zabetonowany moliwie jak najszybciej. Zalecana prdko betonowania wynosi
20m3/h. W przypadku wolniejszego tempa betonowania, naley zastosowa domieszki
opóniajce wizanie. Najczciej, w przypadku cian szczelinowych, opónienie wizania
cementu mieci si w granicach 3 ÷ 6 godzin [8]. Czas ten pozwala na spokojne uoenie
mieszanki w szczelinie, jak równie pozostawia zapas czasu czsto potrzebny
przy wyduonym transporcie mieszanki betonowej.
Przedstawione
powyej
zalecenia
dotyczce
mieszanek
stosowanych
do betonowania cian szczelinowych – zwaszcza w zakresie stosowanych dodatków
i domieszek oraz doboru odpowiednich cementów – mog by korygowane ze wzgldu
na warunki wykonywania robót, a take rodowisko, w którym konstrukcja bdzie
pracowa. Waciwie zaprojektowany skad mieszanki betonowej w duym stopniu
zmniejszy ryzyko wystpienia rónych „defektów betonu” w gotowej cianie oraz
ograniczy problemy technologiczne jej wykonania.
3. Wymagania stawiane betonom wbudowanym w ciany szczelinowe
ciana szczelinowa na ogó nie stanowi samodzielnej konstrukcji, ale wchodzi
w skad wikszej budowli i jest elementem wykonywanym w pocztkowej fazie robót.
Jak ju wczeniej wspomniano moe one peni wiele rónych funkcji: od obudowy
wykopu, po fundamenty lub ciany podziemnych kondygnacji. Moe te stanowi
przegrod przeciwfiltracyjn albo ciany zbiorników podziemnych rónego przeznaczenia.
Rola ciany szczelinowej moe równie zmienia si w trakcie wykonywania danego
obiektu, a take moe ona peni kilka funkcji jednoczenie. Przykadowo taka ciana moe
w pocztkowej fazie budowy stanowi obudow wykopu, jak równie peni rol
fundamentów pod przyszy obiekt, a w póniejszej fazie realizacji tego obiektu, moe ona
stanowi ciany kondygnacji podziemnych. Konsekwencj tego s zmiany warunków
obcienia ciany w rónych fazach budowy, róne schematy statyczne przyjmowane
do oblicze
oraz ulegajce zmianom w czasie warunki gruntowo – wodne. Tak dua
zmienno parametrów wpywajcych na waciw prac konstrukcji szczelinowych,
powoduje rosnce wymagania dotyczce betonów w ni wbudowanych. Przygldajc si
cianom szczelinowym z punktu widzenia technologa betonów, zauwaa si
niedocignicia ze strony konstruktorów i geotechników. Uwaga ta tyczy si podawanej
w projektach do ubogiej informacji dotyczcej jakoci potrzebnego betonu. Niestety
bardzo czsto ogranicza si ona do nastpujcych sów: „beton kontraktowy, klasy
nie niszej ni C25/30” [5]. Nie ma podanych informacji dotyczcych warunków pracy
konstrukcji – takich jak na przykad naraenie ciany na dziaanie mrozu, czy wód
agresywnych. Wytrzymao betonu nie jest wskanikiem jego trwaoci, wic podanie
tylko klasy betonu nie moe zagwarantowa waciwego zaprojektowania skadu mieszanki
betonowej. Ze wzgldu na to, e w gruntach cay czas odbywa si przepyw wody
gruntowej, która moe nie ze sob róne substancje chemiczne, naley zwróci uwag
na dobór odpowiedniej klasy ekspozycji. Zwizki chemiczne wystpujce w wodzie
gruntowej mog migrowa w gb mieszanki betonowej znajdujcej si w wykopie
lub wraz z zawiesin bentonitow albo z czstkami obsypujcego si gruntu dosta si
do struktury mieszanki. Ze wzgldu na utrudnion kontrol jakoci betonu podczas
176
wykonywania cian szczelinowych, czsto do wysoki wspóczynnik w/c oraz brak
procesu zagszczania uoonej mieszanki betonowej, mona si spodziewa zwikszonej
porowatoci betonu – co umoliwi atwiejsz penetracj zanieczyszczonych wód w gb
konstrukcji. W zwizku z tym faktem w Instrukcji IBDiM zawarto informacj
o odpowiedniej wodoszczelnoci betonu, która powinna by na poziomie W6 lub W8.
Takie ograniczenia speniaj swoj rol tylko w przypadku, gdy agresja chemiczna
oddziauje na powierzchni betonu i moe dosta si do wntrza konstrukcji poprzez
system poczonych porów. Nie mona jednak zapomina, e niepodane zwizki
chemiczne mog si znale wewntrz monolitu ju na etapie mieszanki betonowej.
W takiej sytuacji nie mona opiera si tylko na wymaganiach dotyczcych betonów
w cianach szczelinowych, ale równie naley uwzgldni wytyczne dotyczce klasy
betonu, minimalnej iloci cementu oraz maksymalnego wspóczynnika w/c zwizanych
z odpowiedni klas ekspozycji [9].
Bardzo duym problemem jest nieuwzgldnianie, w procesie projektowania,
oddziaywania na ciany szczelinowe obnionych temperatur. Konstrukcje te kojarzone
s jako budowle podziemne, gdzie warunki temperaturowe s stae i zawsze dodatnie.
Temat mrozoodpornoci betonów w cianach szczelinowych jest pomijany w istniejcych
wytycznych oraz w projektach. Jednak omawiane elementy czsto s czciowo odsonite
i naraone na dziaanie mrozu i innych wpywów atmosferycznych. Mrozoodporno
betonu zaley od intensywnoci dziaania na niego czynników zewntrznych
oraz wewntrznych – zwizanych ze struktur betonu (porowatoci, rozkadem wielkoci
porów) [6]. Z wczeniejszych rozwaa
wynika, e beton w konstrukcjach szczelinowych
bdzie materiaem porowatym, a co za tym idzie – o zwikszonej nasikliwoci
oraz obnionej odpornoci na dziaanie mrozu i wytrzymaoci. Problem wytrzymaoci
betonu, przez norm dotyczc wykonania cian szczelinowych [10], zosta rozwizany
w taki sposób, e podawana w projekcie wytrzymao charakterystyczna na ciskanie
zwikszana jest w rzeczywistoci o 10MPa. Zabieg ten nie rozwizuje jednak problemu
destrukcyjnego oddziaywania obnionych temperatur na beton. Naley tutaj zwróci
jeszcze uwag, e omawiane ciany nigdy nie s odsaniane na caej swojej wysokoci,
co powoduje dodatkowo powstajce w betonie rónice temperatur. Skutkiem tego s liczne
rysy i pknicia ciany. Jak due s te rónice najlepiej wida na przykadzie opisanym
w jednym z artykuów [7]. ciany szczelinowe w jednym z omawianych przypadków
stanowiy obudow tunelu oraz ciany podziemnego garau zlokalizowanego obok.
W przypadku cian podziemnych rozpatrywana bya staa temperatura w otoczeniu gruntu
wynoszca okoo +10°C. Wewntrz garau i w tunelu – temperatura bya wysza nawet
o kilkanacie stopni. Natomiast czci tych cian, które usytuowane byy „pod goym
niebem” naraone byy na due wahania temperatury – od mrozu dziaajcego na beton
do -20°C w okresie zimowym, a do ogrzania do +30°C w okresie letnim. W wyniku takich
warunków konstrukcja ciany jest naraona na due zmiany termiczne, a co za tym idzie
znaczce naprzemienne wyduenia i skrócenia. W celu ograniczenia powstawania rys
i spka
, wykonuje si odpowiednie dylatacje, a odsonite czci cian szczelinowych
okada si materiaami niewraliwymi na odksztacenia podoa[7]. Elementy
te ograniczaj w pewnym stopniu oddziaywanie warunków atmosferycznych na ciany
oraz zapewniaj im estetyczny wygld. Niestety niewidoczny staje si obraz zarysowa
i trudniej jest oceni faktyczny stan konstrukcji. Jednak nieuwzgldnianie wpywu zmian
temperatur ju na etapie projektowania skadu mieszanki betonowej, bdzie prowadzio
do znacznego zarysowania monolitu i obnienia trwaoci betonu.
177
Rys.3. Widok czciowo odsonitych cian szczelinowych naraonych na dziaanie
czynników atmosferycznych (Pozna
, 2010r.).
Na jako betonu w cianach szczelinowych, oprócz dokadnoci wykonania,
wpywu agresywnych wód gruntowych oraz oddziaywania ewentualnych rónic
temperatur, moe te wpyn fakt strefowego wymieszania zawiesiny bentonitowej
z mieszank betonow. Do najwikszego zanieczyszczenia dochodzi w strefie stykowej
w wyniku cierania osadu bentonitowego ze cian szczeliny i zbrojenia [2]. Poniewa
jednak ta strefa stopniowo przemieszczajc si ku górze, staje si górnym pasem ciany – to
wykonujc dan sekcj ciany wbudowuje si wiksz objto betonu ni wymagana
w projekcie. Po zwizaniu i stwardnieniu zanieczyszczon nadwyk betonu usuwa si.
Niestety zanieczyszczenie mieszanki zawiesin na styku pionowym stanowi ju wikszy
problem. Obnienie jakoci betonu w miejscu otuliny prtów zbrojeniowych, moe
prowadzi do korozji zarówno betonu jak i stali. Znacznego wymieszania zawiesiny
bentonitowej z mieszank betonow mona si spodziewa w najniszym pamie ciany.
Jest to nieuniknione, gdy przy podawaniu pierwszej porcji mieszanki betonowej nastpuje
wypchnicie korka z rury wlewowej i w tym miejscu powstaj znaczne zawirowania [4].
Poniewa zjawisko to zachodzi w dolnej czci konstrukcji, która nie jest odkrywana,
wic trudno jest stwierdzi w jakim stopniu dochodzi do wymieszania obu substancji
i jak bardzo ten fakt wpywa na stateczno caej ciany. Mona si jednak spodziewa,
e jeeli w rónych strefach monolitu dojdzie do lokalnego osabienia struktury konstrukcji,
to pod wpywem obcienia nastpi nierównomierny rozkad napre
w cianie.
W wyniku tego powstan zarysowania, spadek wytrzymaoci ciany szczelinowej, a take
nastpi znaczne obnienie trwaoci betonu wbudowanego w dany obiekt.
4.
Podsumowanie
Przedstawione w artykule wytyczne i zalecenia dotyczce zarówno mieszanek
betonowych jak i betonów stosowanych do wykonywania cian szczelinowych maj wpyw
zarówno na prac jak i na trwao caej konstrukcji. Pomimo faktu, e w ostatnich latach
nastpi w Polsce dynamiczny wzrost liczby wykonywanych cian szczelinowych,
a na wiecie zaistniay ju one wiele lat temu, to wci nie ma jednoznacznych wytycznych
178
uwzgldniajcych wszystkie moliwe wpywy. Analizujc oddziaywanie rónych
rodowisk, wida jak wiele pyta
dotyczcych omawianych konstrukcji pozostaje jeszcze
bez odpowiedzi. Wci nie wiadomo jak dokadnie ksztatuje si wytrzymao betonu
w poszczególnych strefach ciany szczelinowej i czy lokalny spadek wytrzymaoci
spowodowany jest faktem wymieszania zawiesiny z mieszank, czy moe du
porowatoci betonu. Potrzeba jeszcze wielu dokadnych bada
i analiz, aby wyjani
te wtpliwoci. Dokadne przebadanie odwiertów pobranych z istniejcych konstrukcji
pod ktem wytrzymaoci, rozkadu porów w strukturze betonu, a take stwierdzenia
jak duy moe mie wpyw zawiesina bentonitowa na mieszank betonow, a potem
na beton wykonanej konstrukcji, moe czciowo wyjani istniejce wtpliwoci.
Jednak pomimo istnienia wielu problemów z projektowaniem i realizacj cian
szczelinowych, konstrukcje te maj swoje zalety i s coraz czciej wykonywane. Naley
wic wiksz uwag przywizywa do warunków w jakich ciany bd wykonywane
i do tego w jakim rodowisku bd pracowa, a na pewno wpynie to pozytywnie
na trwao caego obiektu.
Literatura
[1]
Freidenberg E., Freidenberg P., Horszczaruk E.: „Wpyw popioów lotnych
na waciwoci
samozagszczalnych
betonów
podwodnych.”
Materiay
konferencyjne – Dni Betonu 2008.
[2]
Grzegorzewicz K.: „Projektowanie i wykonywanie cian szczelinowych.”
Geoinynieria drogi mosty tunele nr 03/2005.
[3] Jamroy Z.: „Beton i jego technologie.”, PWN, Warszawa 2005.
[4] Jarominiak A.: „Betonowanie w wodzie i zawiesinie iowej.” Warszawa 1993.
[5]
cki P.: „ciany szczelinowe. Historia, technologia i zastosowanie
w Wielkopolsce.”, Nauka i Technika nr 3/2005.
[6]
Piasta J., Piasta W.: „Beton zwyky. Dobór kruszyw i cementów. Projektowanie
betonu. Trwao betonu. Odporno chemiczna i termiczna.”, Arkady, Warszawa
1994.
[7]
Rychlewski P.: „Nowe problemy przy realizacji konstrukcji oporowych ze cian
szczelinowych.”, Materiay Budowlane nr 2/2008.
[8]
wierczy
ski W., Makowiak Z.: „Modyfikacja betonu stosowanego do budowy
cian szczelinowych i pali wierconych.”, Materiay Budowlane nr 3/2003.
[9] Norma PN-EN 206-1:2003 „Beton. Wymagania, waciwoci, produkcja i zgodno”.
[10]
Norma PN-EN 1538 „Wykonawstwo specjalistycznych robót geotechnicznych –
ciany szczelinowe”.
[11] Instrukcja ITB (Nr 230): „Wytyczne projektowania i wykonywania fundamentów
szczelinowych.”
[12] Instrukcja IBDiM: „Warunki techniczne wykonywania cian szczelinowych.”
179
CONCRETE IN THE DIAPHRAGM WALLS – WHAT SHOULD BE?
Summary
Monolithic diaphragm walls, due to their short execution time and the possibility of placing
them In close proximity to existing facilities, are being built more often. In article presents
the guidelines and recommendations for both concrete mixtures and concrete used in the diaphragm
walls. Their correct selection has a positive effect on both the technology of walls performance
as well as on their work and durability of the whole structure. The special attention was given
in the paper on the environment in which they work, because in the existing instructions
this problem is omitted. Not taking into consideration the durability of concrete during the process
of diaphragm walls design may result in their subsequent scratching and cracking and reducing
the strength of construction.
180
Autorzy referatów:
1.
mgr in. Tomasz Adamczuk, Centrum Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o
2.
dr in. Grzegorz Bajorek, Politechnika Rzeszowska
3.
prof. dr hab. in. Artem Czkwianianc, Politechnika ódzka
4.
mgr in. Magdalena Czopowska – Lewandowicz, Politechnika lska
5.
mgr in. Monika Dbrowska, Politechnika lska w Gliwicach, Centrum
Technologiczne BETOTECH Sp. z o.o.
6.
mgr in. Wojciech Drod, Instytut Ceramiki i Materiaów Budowlanych w
Warszawie, Oddzia Szka i Materiaów Budowlanych w Krakowie.
7.
mgr in. Damian Dziuk, Górade Cement S.A., Politechnika lska w Gliwicach
8.
dr hab. in. Zbigniew Giergiczny, prof. nzw. w Pol. l., Politechnika lska w
Gliwicach, Centrum Technologiczne BETOTECH Sp. z o.o.
9.
dr hab. in. Jacek Goaszewski, prof. nzw. w Pol. l.
10. dr in. Beata aniewska – Piekarczyk, Politechnika lska
11. mgr in. Patrycja Miera, Politechnika lska
12. mgr in. Dawid Moszczy
ski, Politechnika ódzka
13. dr hab. in. Wojciech Piasta, prof. nzw. w Pk, Politechnika witokrzyska
14. dr in. Waldemar Pichór, Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie
15. dr in. Tomasz Ponikiewski, Politechnika lska
16. mgr in. Tomasz Puak, Górade Cement S.A.
17. mgr in. Hubert Sikora, Politechnika witokrzyska
18. mgr in. Krzysztof Szersze
, Górade Cement S.A.
19. prof. dr hab. in. Janusz Szwabowski, Politechnika lska
20. dr in. Tomasz Zdeb, Politechnika Krakowska
181
Redakcja techniczna: dr in. Tomasz Ponikiewski
ISBN 978-83-60837-33-7
Wszelkie prawa zastrzeone
Artykuy zamieszczone w niniejszej publikacji poddane zostay procedurze recenzyjnej
Nakad 400 egz.
Druk: UKiP J&D Gbka, 44-100 Gliwice, ul. Pszczy
ska 44, tel./fax 32 231-87-09
182