roczniki inżynierii budowlanej

Transkrypt

POLSKA AKADEMIA NAUK ODDZIAŁ W KATOWICACH
KOMISJA INŻYNIERII BUDOWLANEJ
ISSN 1505-8425
ROCZNIKI
INŻYNIERII BUDOWLANEJ
ZESZYT 9
Wydawnictwo współfinansowane ze środków UE w ramach EFRR
Program INTERREG IIIA Czechy–Polska
CZ.04.4.85/2.3.PL.1/0156
KATOWICE – OPOLE 2009
ROCZNIKI INŻYNIERII BUDOWLANEJ
zawierają oryginalne prace teoretyczne i doświadczalne z zakresu inżynierii budowlanej,
powstałe w wyniku współpracy regionalnej pracowników nauki wydziałów budownictwa
uczelni polskich, czeskich i słowackich, prowadzonej przez Komisję Inżynierii Budowlanej
Oddziału Polskiej Akademii Nauk w Katowicach.
SIEDZIBA KOMISJI INŻYNIERII BUDOWLANEJ O/PAN W KATOWICACH
Politechnika Śląska Wydział Budownictwa, 44-100 Gliwice, ul. Akademicka 5
KOMITET REDAKCYJNY
Przewodniczący
Józef GŁOMB (Gliwice)
Członkowie
Ján BUJŇÁK (Žilina), Robert ČERNÝ (Praha), Stefania GRZESZCZYK (Opole),
Jan KUBIK (Opole), Alois MATERNA (Ostrava), Jiři ŃEJNOHA (Praha),
Adam ZYBURA (Gliwice)
Recenzenci
Doc. Čajka, Prof. H. Garbalińska, Prof. D. Gawin, Prof. M. Gryczmański,
Prof. J. Melcer, Doc. O. Michalko, Prof. J. Pieczyrak, Doc. J. Solař, Prof. W. Staropolski,
Prof. J. Skrzypczyk, Prof. J. Toman, Doc. K. Vojtasík, Doc. J. Výborný, Prof. A. Zybura,
Adres Redakcji
Politechnika Opolska Wydział Budownictwa, Katedra Fizyki Materiałów
45-061 Opole, ul. Katowicka 48, pok. nr 8
3
Spis treści
Wstęp
........................................................................................................................
5
Wojciech ANIGACZ
The maintenance of geometrical parameters of constructions weirs and their
durability ...................................................................................................................
7
Wojciech ANIGACZ, Krzysztof DROŻDŻOL
Cleaning and preservation of chimney flu ................................................................
11
Damian BĘBEN
Trwałość konstrukcji gruntowo-stalowych ...............................................................
Durability of the soil-steel structures ........................................................................
13
12
Paweł FEDCZUK
Analiza MES – MKEB nieliniowego problemu współdziałania budowli z podłożem
gruntowym ................................................................................................................
FEM – CBEM analysis of nonlinear interaction problem of building and
subsoil .......................................................................................................................
17
Elżbieta KOKOCIŃSKA-PAKIET
Rewitalizacja
zabytkowego
budynku
ujeżdżalni
koni
w
Strzelcach
Opolskich ..................................................................................................................
Renovation of the monumental horse riding building in Strzelce
Opolskie ....................................................................................................................
21
Andrzej KUCHARCZYK
Diagnostyka murów Kościoła Franciszkanów w Opolu ...........................................
Diagnostic of masonry of Franciscan Church in Opole ............................................
Zbigniew PERKOWSKI
O możliwości szacowania współczynnika wyrównywania temperatury materiałów
budowlanych na podstawie badań termograficznych ...............................................
About a possibility of estimation of thermal diffusivity for building materials on the
basis of thermographic investigations .......................................................................
17
21
25
25
31
31
Anna RAWSKA-SKOTNICZNY, Elżbieta MOLAK
Remont części muru obronnego ................................................................................
Renovation of the part of defensive wall ..................................................................
39
39
Elżbieta JANOWSKA-RENKAS, Maciej KLAMKA
Trwałość spoiw cementowych modyfikowanych udziałem mączki wapiennej .......
Durability of cement binders modified by limestone filler .......................................
43
43
Elżbieta JANOWSKA-RENKAS
Trwałość betonu z cementu CEM II/A-LL 42,5R ....................................................
Durability of concrete from cement 42,5 CEM II/A-LL ..........................................
47
47
4
Jadwiga ŚWIRSKA
Szacowanie współczynnika filtracji materiałów ziarnistych ....................................
Estimation of filtration coefficient of granular materials ..........................................
53
53
Janusz UKLEJA
Dobór optymalnych metod przebudowy zabytkowych obiektów inżynierskich na
przykładzie remontu Mostów Młyńskich we Wrocławiu .........................................
Optimal method selection in reconstruction of ancient engineering objects on
example of „Mosty Mlynskie” bridge in Wroclaw reconstruction ……..………....
57
Jerzy WYRWAŁ
Wpływ soli na efektywną przewodność cieplną ścian budowli zabytkowych .........
The influence of salt on effective thermal conductivity of monumental
building walls ……………………………………………………………………...
57
5
Jubileusz Profesora Józefa Andrzeja Głomba
Bez większego rozgłosu minęła 80-rocznica urodzin profesora Józefa Glomba, członka
PAN, emerytowanego profesora Politechniki Śląskiej. Odbyła się wprawdzie uroczysta rada
jego macierzystego wydziału - przekazano gratulacje i życzenia zdrowia i pomyślności.
Stało się tak prawdopodobnie dlatego, iż profesor jest nadal czynny i aktywny, i z
pewnością nie robi wrażenia dostojnego jubilata. .Jest nadal czołową postacią polskiej
inżynierii lądowej a szczególnie mostowej, aktywną w komitetach naukowych PAN, oraz w
życiu zawodowym. Stale zabiega o rozwój inżynierii, jej kontakty zagraniczne szczególnie
z krajami sąsiednimi.Najpierw doszło do współpracy z sąsiadami z południa, czego
dowodem jest zarówno Komisja Inżynierii Budowlanej jak i to wydawnictwo integrujące
profesorów z inżynierii budowlanej z Śląska, Czech i Słowacji.Ostatnio takie inicjatywy
kieruje na Ukrainę
Profesor od półwiecza należy do czołowych przedstawicieli nauki a zarazem i. sztuki
inżynierskiej, a dokładnie sztuki budowania mostów. Uzyskał w tym zakresie kilka
spektakularnych osiągnięć, jak projekt i realizacja pierwszego w Polsce mostu z lekkiego
kruszywa, dużego, kilometrowego wiaduktu przez Olzę na przejściu granicznym
w Boguszowicach pod Cieszynem, most na Sole w Oświęcimiu.Profesor zawsze łączył
działalność naukową z zawodową. Najpierw prowadził badania wytrzymałościowe betonu
w wieloosiowym stanie naprężeń. Temat tych badań wynikał z konieczności projektowania
mostowych płyt wstępnie sprzężonych. Był to tez wynik ścisłej wspólpracy
z prof.Kaufmanem- pormotorem Jego pracy doktorskiej, który przed pól wiekiem
intensywnie rozwijał w Gliwicach teorię konstrukcji wstępnie sprzężonych. Jubilat należał
do tej grupy badawczej, która walnie przyczyniła się do rozwoju tej teorii w Polsce.
Trudniej było z zastosowaniami, ponieważ stan techniczny ówczesnego budownictwa
i mostownictwa nie pozwalał na bardziej ambitne realizacje.Istotnie wyniki teoretyczne
uzyskiwane w zakresie teorii struno- i kablobetonu należały do przodujących w świecie,
o czym decydowały głównie osobowości liderów tej teorii. Trudniej było je stosować
w rozwiązaniach inżynierskich. Ten trudny problem z pogranicza nauki i praktyki
podejmował Jubilat, wprowadzając wstępne sprężenie w płytach mostu granicznego
w Cieszynie. Jest to jeden z pierwszych obiektów wykonany z lekkiego betonu.
Kolejna inicjatywa naukowa związana była z dynamiką mostów, a dokladnie
z wprowadzeniem do obliczeń inzynierskich obciążeń wynikających z ruchu pojazdów po
jezdniach mostów z przekazów dynamicznych zachodzących między
pojazdem
a jezdnią.Organizowal w tym zakresie pierwsze w kraju konferencje naukowe w Gliwicach.
Przedstawiłem tu zawodową sylwetkę Jubilata, bez podawania szczegółów, które są
podane w poprzednich opracowaniach. Jest ona daleko niepełna, biorąc pod uwagę Jego
humanistyczne zainteresowania. Zaczęły się one od architektury mostów i od często
powtarzanego stwierdzenia, iż most w kazdym przypadku jest obiektem na tyle dużym, iż
zawsze będzie dominantą w krajobrazie. Nie jest więc obojętne jak się w zastaną
rzeczywistość kulturową wpisze, czy wniesie w nią nowe wartości czy tez stanie się
dysonansem w krajobrazie kulturowym. Ten aspekt myslenia jakże typowy dla Jubilata jest
szczególnie godny podkreślenia. Nie był to też incydent w Jego zainteresowaniach, ale stałe
pole badań a z czasem nawet stała pasja badawcza prowadząca do refleksji na temat ogółu
działań inżynierskich, jego wpływu na srodowisko a w istocie na kulturę i cywilizację.
Pierwszą pracą była monografia: Człowiek z pogranicza epok przybliżająca sylwetkę
słynnego budowniczego mostów wiszących w Ameryce Rudolfa Modrzejewskiego.
6
Przedstawil w niej galicyjskie tło kulturowe w którym wyrastał przyszły budowniczy
mostów- syn słynnej aktorki Modrzejewskiej, warunki rozwoju młodej inteligencji
w zaborach i zapóźnienie cywilizacyjne stąd wynikające.
Kolejne książki to: Nauka, postęp techniczny- dylematy i ograniczenia oraz
O skuteczności działania w sferze techniki w której podejmował ograniczenia całej
cywilizacji technicznej a w istocie relacje między techniką a kulturą. Taka refleksja
wynikająca z przemyśleń inżyniera projektującego mosty jest szczególnie potrzebna
w okresie burzliwej inwazji technologii i informatyki na kulturową sfęrę życia
społeczeństwa.
Za trud podjęcia tej nie zawodowej przecież tematyki- oprócz dokonań inżynierskich,
należą się szczególne słowa uznania, które wraz z życzeniami wszelkiej pomyślości
kierujemy do Profesora .
ROCZNIKI INŻYNIERII BUDOWLANEJ – ZESZYT 9/2009
Komisja Inżynierii Budowlanej Oddział Polskiej Akademii Nauk w Katowicach
THE MAINTANCE OF GEOMETRICAL PARAMETERS OF
CONSTRUCTIONS WEIRS AND THEIR DURABILITY
Wojciech ANIGACZ
Opole University of Technology, Opole
1. Introduction
Safety and durability of hydrotechnical structures have significant social and economic
meaning [1]. Most of all, weirs serve as the adjustment of the water level for navigation
and flood protection. One of elements which has great influence on safety and the durability
of hydrotechnical structures is maintaning of the geometrical project conditions. The
maintaning of geometrical conditions by movable units such as flap of weirs is particularly
essential [2]. The article describes problems appearing while executing the alignment works
of the flap on the example of a survey check on the flap weirs on the Oder river. Moreover
the article contains proposed solution to above mentioned problem. The article presents the
author’s own experience gathered at execution of alignment works of flap weir.
2. The researched flap
The flap width amounts at 30,0 m, fig.1. The scope of survey works comprised the coaxial
positioning of bearings of the weir at the time of its renovation, fig.2. Both the investor and
the designer set the alignment accuracy at least 0,3 mm [3]. The lack of smooth adjustment
of positioning of the bearings was an obstructive factor in obtaining the required accuracy.
When adjustment was needed, it was necessary to unscrew the whole bearing, put on or
take out a distance washer of relevant thickness and screw it up again. The number of such
operations was considerable and it required high qualifications from the workers as well as
relevantly long time.
3. Methodology of research
Positioning of the bearings in vertical plane was measured by a total station Leica NA 3003
and a code invar leveling staff (fig.3). Due to lack of space, a special stand was used to put
the survey instrument. Coaxial survey was made according to the constant straight line
method. It has been assumed (following agreement with the investor and the contractor)
that the reference straight line would be the line marked by the ending bearings.
8
bearings of
the flap
Fig. 1. The flap of weir before exchanging, view from the side of tail water
axis of
bearings
fixing
screw
distance
washers
α
α- the angle of the inclination
of the bearing base
Fig. 2. The bearings of the flap
9
Fig. 3. The level NA 3003 on the observation station
Fig. 4 .Total station TC 2002 with precision translation stage GAD12
10
The survey points were signaled using special targets. To increase survey accuracy and to
define numerically the deviation from a straight line, a precision translation stage GAD12
was used with a micrometric screw of 0,01mm accuracy, fig.4. The task described just in
one sentence took the surveyors two working days, fig.5.
Fig. 5. The flap of weir after exchanging, view from the side of tail water
4. Conclusion
Coaxial of the bearings axis has been set out with the required accuracy i.e. 0,3 mm.
Measurements were executed with use of standard instruments and supporting equipment
of renowned brands as well as the contractor’s own innovatory solutions of the highest
accuracy parameters.
The bibliography
[1] Jankowski W.: The guidelines to control the safety of structures that accumulate water.
The Institute of Meteorology and Water Management. Series: Instructions and
textbooks. Warszawa 2008, Poland.
[2] Anigacz W.: Selected aspects of geometrical conditions of hydrotechnical structures.
The Institute of Meteorology and Water Management. Series: monograph. The safety of
dams- the safety of population and environment. pp. 298-301. Warszawa 2009. Poland.
[3] Anigacz W., Bęben D.: Measurement of flatness of a portal crane collar. Nordic journal
of surveying and real estate research. The Finnish Society of Surveying Scienes. 2009.
Finland. In print.
Streszczenie
W artykule przedstawiono problemy związane z zachowaniem współosiowości łożysk
klapy jazu. Trudność w zachowaniu współosiowości łożysk polega między innymi na:
braku płynnej regulacji położenia osi i nie dostosowaniem standardowego wyposażenia
pomiarowego do tego typu zagadnień pomiarowych. Zachowanie geometrycznych
warunków projektowych ma istotne znaczenie dla trwałości i bezpieczeństwa budowli
hydrotechnicznych. Do ilustracji prezentowanego zagadnienia wybrano jeden z jazów na
Odrze, w którym w roku 2009 została wymieniona klapa.
ROCZNIKI INŻYNIERII BUDOWLANEJ – ZESZYT 2009
TRWAŁOŚĆ BETONU Z CEMENTU CEM II/A-LL 42,5 R
Elżbieta JANOWSKA-RENKAS, Tomasz SKRZYPCZYK
Katedra Inżynierii Materiałów Budowlanych, Wydział Budownictwa Politechniki
Opolskiej, Opole
1. Wprowadzenie
Prężny rozwój budownictwa stawia przed branżą budowlaną coraz większe
wymagania dotyczące rozwiązań zarówno w dziedzinie samych materiałów budowlanych
jak i sposobów ich wytwarzania [4, 5]. Duża różnorodność konstrukcji budowlanych,
specyfika ich wykonania, różnica warunków klimatycznych oraz wpływ czynników
korozyjnych, spowodowały konieczność wytwarzania kompozytów cementowych
o specjalnych właściwościach technicznych. Dlatego technologia produkcji cementu
zmierza do coraz częstszego zastosowania dodatków mineralnych, w tym mączki wapiennej
[1-3, 6]. Ma to duże znaczenie przy stale wzrastających cenach energii na świecie. Z kolei
ekologiczne aspekty produkcji cementów wapiennych przejawiają się w redukcji emisji
dwutlenku węgla i tlenków azotu, powstających w procesie produkcji klinkieru
portlandzkiego [4, 6-7].
W niniejszej pracy przedstawiono wyniki badań wpływu maczki wapiennej na
właściwości świeżej mieszanki betonowej i stwardniałego betonu wytworzonego na bazie
cementu wapiennego CEM II /A - L 42,5 R w odniesieniu do właściwości betonów
z cementu portlandzkiego CEM I 42,5 R.
2. Materiały do badań
Do wykonania mieszanek betonowych zastosowano dwa rodzaje
przemysłowych –portlandzki CEM I 42,5R i wapienny CEM II/A-LL 42,5R.
cementów
Tabela 1. Skład mieszanek betonowych
Kruszywo [kg]
Rodzaj
mieszanki
betonowej
w/c
CEM I
42,5R
Cement
[kg]
Woda
[dm3]
0,45
501,9
214
37
74
168
112
74 374 374 655
K2
CEMII/A-LL
0,45
42,5R
501,9
214
37
74
168
112
74 374 374 655
K2
0/0,125 0,125/0,25 0,25/0,5 0,5/1 1/2 2/4 4/8 8/16
Konsystencja
Powierzchna właściwa cementów wyznaczona metodą Blain’a wynosiła odpowiednio:
dla CEM I - 354,3 m2/kg, natomiast dla CEM II - 375,0 m2/kg.
Do betonów zastosowano kruszywo łamane, bazaltowe frakcjonowane o frakcji ciągłej
od 0 do 16 mm z Opolskich Kopalni Surowców Mineralnych Sp. Z.O.O., oraz wodę
wodociągową. Skład mieszanek betonowych zaprojektowano, stosując metodę trzech
równań (tab. 1).
3. Metody badań
Badania wykonano dla świeżych mieszanek betonowych i stwardniałego betonu.
Dla świeżej mieszanki betonowej wykonano badania konsystencji metodą: Ve-Be i stożka
opadowego. Zawartość powietrza w mieszankach betonowych określano zgodnie z normą
PN-EN 12350-7 „Badania mieszanki betonowej. Część 7: Badanie zawartości powietrza.
Metody ciśnieniowe”.
Dla próbek stwardniałego betonu przeprowadzono badania wytrzymałości na ściskanie
po 1, 7, 14, 28 i 90 dniach dojrzewania betonu, badania nasiąkliwości
i wodoprzepuszczalności zgodnie z obowiązującymi wymaganiami normowymi. Badania
mrozoodporności przeprowadzono w środowisku soli odladzającej (NaCl) według Swedish
Standard 13 72 44 „Concrete testing – Hardened concrete – Frost resistance.
4. Wyniki i ich omówienie
W tabeli 1 przedstawiono wyniki badań konsystencji świeżych mieszanek betonowych
wykonanych na bazie cementów: wapiennego (CEM II) i portlandzkiego (CEM I) metodą:
Ve-Be i stożka opadowego, natomiast w tabeli 2 wyniki badań zawartości powietrza
wykonane metodą wolumetryczną i słupa wody.
Na podstawie uzyskanych wyników badań świeże mieszanki betonowe wykonane na
bazie dwóch różnych rodzajów cementów (portlandzkiego i wapiennego) można
zakwalifikować do mieszanek o konsystencji gęstoplastycznej K2 (tab. 1). Przy czym
uzyskanie jednakowej konsystencji dla obydwu mieszanek wykazało różnice w wysokości
opadu stożka, która dla mieszanki betonowej na bazie cementu wapiennego – wyniosła
14 mm, natomiast dla mieszanki wykonanej z cementu portlandzkiego - 11 mm.
Tab. 1. Wyniki badań konsystencji mieszanek
betonowych
Tab. 2. Wyniki badań zawartości powietrza
uzyskane dla badanych mieszanek betonowych
Metoda badań
Rodzaj
mieszanki
betonowej
Zawartość
powietrza [%]
Metoda badań
Stożka
opadowego
opad stożka
[cm]
VeBe
czas
[s]
Rodzaj
konsystencji
CEM I
42,5R
1,1
17
CEM II ALL 42,5R
1,4
15
MET. OBJ - A
[dm3]
MET. SŁUPA - B
WODY [cm]
h1 –
h1
h2
h2
Vp
Vw
Vk
K2
5,49
1,0
6,19
15,3
1,3
K2
5,45
1,0
6,17
14,9
1,7
A
B
14,0
5,46
5,6
13,2
5,14
5,28
Podobnie czas wibracji metodą Ve-Be różnił się o 2 min i był krótszy dla mieszanki
z CEM II. Wskazuje to na lepszą urabialność mieszanek betonowych wykonanych na bazie
cementu z dodatkiem mączki wapiennej, w porównaniu do mieszanek na bazie czystego
cementu portlandzkiego.
Ponadto badanie zawartości powietrza wykazało, że mieszanka betonowa na bazie
cementu CEM II, charakteryzuje się mniejszą zawartością powietrza o około 0,3%
w porównaniu do mieszanki betonowej z cementu portlandzkiego CEM I. Zgodnie
z Kurdowskim [1] obecność w cemencie wapienia wpływa na utworzenie dodatkowego
produktu procesu hydratacji (karboglinianu wapnia) a także opierając się na wykonanych
przez autora pracy badaniach reologicznych [2] i ciepła hydratacji cementu z dodatkiem
mączki wapiennej [3] można stwierdzić, że w badanych mieszankach następuje utrata
płynności i zagęszczenie wewnętrznej struktury twardniejącego betonu na skutek
przyśpieszonego procesu hydratacji cementu wapiennego w porównaniu z cementem
portlandzkim, co potwierdzają wykonane w pracy badania.
I tak stwardniałe betony charakteryzują się wysokimi wytrzymałościami na ściskanie.
Po 1 dniu osiągają wytrzymałość powyżej 30 MPa, a po 28 dniach ponad 90 MPa (tab. 3).
Tab. 3. Wyniki badań wytrzymałości na ściskanie betonów na bazie
CEM I i CEM II/A-LL)
Wytrzymałość betonu [MPa]
Rodzaj betonu
1
7
14
28
90
CEM I 42,5R
31,6
69,5
72,7
78,7
90,3
CEM II/A-LL 42,5R
34,2
71,5
77,0
83,1
94,8
Uzyskane wytrzymałości na ściskanie (zarówno w początkowym jak i dłuższym
okresie wiązania – do 90 dni) dla betonów z cementu wapiennego CEM II/A-LL 42,5R
charakteryzują się nieco wyższymi wartościami w porównaniu do wyników uzyskanych dla
betonu z cementu portlandzkiego CEM I. Na powyższe parametry wytrzymałościowe duży
wpływ ma struktura wewnętrzna badanych betonów. Dodatek mączki wapiennej do cementu
uszczelnia strukturę wewnętrzną dojrzewającego betonu poprzez wytworzenie
karboglinianu wapniowego (CaO∙CaCO3∙11H20) [1], co w konsekwencji powoduje wzrost
wytrzymałości i poprawę trwałości betonów z cementu wapiennego.
Przejawia się to w wysokiej wodoszczelności (tab. 4) i niskiej nasiąkliwości (tab. 5)
betonów na bazie cementu z dodatkiem mączki wapiennej CEM II.
Głębokość penetracji wody pod ciśnieniem 0,5 atm. w głąb betonu na bazie cementu
portlandzkiego wyniosła 3,5 cm i jest prawie dwukrotnie wyższa niż w przypadku betonu na
bazie cementu wapiennego CEM II/A-LL, dla którego głębokość wniknięcia wody wyniosła
1,8 cm (tab. 4).
Tab. 4. Głębokości penetracji wody pod ciśnieniem dla betonów na bazie
CEM I i CEM II/A-LL
Rodzaj betonu
Nr próbki
Głębokość penetracji
wody pod ciśnieniem
[cm]
1
2
3
1
2
3
3,5
2,8
4,2
1,8
1,7
2,0
CEM I 42,5R
CEM II/A-LL 42,5R
Średnia głębokość
penetracji wody pod
ciśnieniem [cm]
3,5
1,8
Uzyskane wartości są niższe od normowych 5 cm co pozwoliło zakwalifikować
otrzymane betony do grupy wodoszczelnych. Ponadto wykonane badania wykazały, że
beton z dodatkiem mączki wapiennej ma znacznie mniejszą nasiąkliwość wynoszącą 3,1%
w porównaniu do nasiąkliwości betonu z cementu CEM I, która wyniosła 4,9% (tab. 5).
Wartości nasiąkliwości betonów wykonanych zarówno z cementu CEM I jak i CEM II/ALL nie przekroczyły progu 5%, dzięki czemu betony te można zastosować w budowlach
narażonych na bezpośrednie działanie czynników atmosferycznych.
Tab. 5. Wyniki badań nasiąkliwości betonów na bazie CEM I i CEM II/A-LL
Rodzaj betonu
CEM I 42,5R
CEM II/A-LL
42,5R
Nr
próbki
1
2
3
1
2
3
Masa kostki [kg]
Suchej
7,788
7,925
8,125
7,322
7,445
7,905
Nasączonej
wodą
8,233
8,370
8,453
7,544
7,716
8,133
Średnia masa
kostki [kg]
Nas.
Suchej
Wodą
Nasiąkliwość
[%]
7,946
8,352
4,9
7,557
7,798
3,1
Zgodnie z przyjętą klasyfikacją mrozoodporności betonu według szwedzkiej normy
SS 13 72 44 próbki betonów wykazały dopuszczalną mrozoodporność. Strata masy po 56
cyklach nie przekroczyła 1 kg/m2. Ilość złuszczonego materiału dla betonu wykonanego
z cementu portlandzkiego wynosiła 0,86 kg/m2 natomiast dla betonu z cementu z dodatkiem
mączki wapiennej była równa 0,90 kg/m2 (tab. 6).
Tab. 6. Wyniki badań mrozoodporności betonów na bazie CEM I
i CEM II/A-LL
Rodzaj betonu
CEM I 42,5R
CEM II/A-LL
42,5R
Nr
próbki
1
2
3
1
2
3
Masa złuszczonego
materiału po 56
cyklach
[g]
25
17
15,6
22
12
21
20,8
19
Ilość złuszczonego
betonu po 56
cyklach [kg/m2]
Mrozoodporność
Wg kryterium
normy
SS 137244
0,86
Dopuszczalna
0,90
Dopuszczalna
Przedstawione w pracy wyniki badań właściwości świeżej mieszanki betonowej
i stwardniałego betonu, dowodzą iż rodzaj stosowanego cementu jest jednym z głównych
czynników decydujących o efektywnym wykonaniu betonu o pożądanych właściwościach
i długoletniej trwałości. Dodatek mączki wapiennej nie tylko wpływa na obniżenie kosztów
produkcji samego cementu a tym samym betonów wykonanych na jego bazie ale przyczynia
się do znacznej poprawy właściwości użytkowych a tym samym trwałości betonów
wykonanych z jego udziałem.
5. Wnioski
Na podstawie analizy uzyskanych wyników badań można stwierdzić, że mączka
wapienna ma istotny wpływ zarówno na właściwości świeżej mieszanki betonowej jak
i stwardniałego betonu. Objawia się to:
 korzystniejszymi parametrami uzyskanymi zarówno dla świeżych mieszanek
betonowych jak i stwardniałych betonów na bazie cementu wapiennego CEM II/A-LL
42,5 w porównaniu do właściwości mieszanek i betonów wykonanych z cementu
portlandzkiego CEM I 42,5 R,
 polepszeniem urabialności przy jednoczesnym zagęszczeniu wewnętrznej struktury
świeżej mieszanki betonowej w porównaniu do mieszanek na bazie czystego cementu
portlandzkiego.
 w przypadku stwardniałych betonów uzyskaniem wysokiej wytrzymałości wczesnej
i końcowej, niską wodoprzepuszczalnością i nasiąkliwością oraz dopuszczalną
odpornością na działanie mrozu w środowisku soli odladzającej.
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
Kurdowski W.: Chemia cementu, PWN, Warszawa 1991.
Grzeszczyk S., Janowska-Renkas E.: Rola wypełniaczy wapiennych w cemencie
w kształtowaniu właściwości reologicznych zaczynów, Materiały Pięćdziesiątej
drugiej konferencji naukowej Komitetu Inżynierii Lądowej i Wodnej PAN i Komitetu
Nauki PZITB, Gdańsk – Krynica, 2006, 173 – 179.
Janowska-Renkas E.: Wpływ wypełniaczy wapiennych na ciepło twardnienia,
Roczniki Inżynierii budowlanej – Zeszyt 7, 2007, 26-30.
Aïtcin P.-C.: Cements of yesterday and today: Concrete of tomorrow. Cem. Concr.
Res., vol. 30, no. 9, 2000, pp. 1349-1359.
Chłądzyński S., Garbacik A.: Cementy wieloskładnikowe w budownictwie,
Stowarzyszenie Producentów Cementu, Kraków, 2008.
M. BÉDÉRINA M.M., KHENFER R.M., DHEILLY M.: Quéneudec Reuse of local
sand: Effect of limestone filler proportion on the rheological and mechanical
properties of different sand concretes, Cement and Concrete Research, vol., 35, no, 6,
2005, 1172-1179.
Peukert S., Garbacik A.: Cementy krajowe na progu XXI wieku-stan aktualny,
perspektywy. Milenium 2000, Kraków, 2000, s.125-146.
DURABILITY OF CONCRETE FROM CEMENT 42,5 CEM II/A-LL
Summary
This paper presents the results of investigations of influence the limestone filler
on proprieties of fresh concrete mixture and hardened concrete.
It was showed that the limestone filler in concrete mixtures has impact on better
workability and the smaller air content in comparison to analogous mixtures without
limestone filler.
Also, the influence of limestone filler on the durability was showed. The properties
of hardened concretes samples reveal smaller absorbability, higher durability, larger
tightness or frost and de-icers resistance.
SZACOWANIE WSPÓŁCZYNNIKA FILTRACJI
MATERIAŁÓW ZIARNISTYCH
Jadwiga ŚWIRSKA
Politechnika Opolska, Opole
1. Wprowadzenie
Kruszywa, do których zaliczamy między innymi piaski, żwiry i pospółki, należą do
materiałów bardzo często stosowanych w budownictwie i drogownictwie oraz często
występujących jako grunty rodzime na których posadowione są obiekty budowlane. Jednym
z podstawowych parametrów charakteryzujących własności fizyczne kruszyw jest
współczynnik filtracji, który opisuje zdolność materiału do przepuszczania wody,
przepływającej pod wpływem zaistniałego gradientu ciśnienia hydrostatycznego. Parametr
ten ma decydujący wpływ na strumień wody dopływający ze strony gruntu do podziemnych
części budynku, co ma szczególne znaczenie w przypadku budowli zabytkowych, nie
posiadających odpowiednich izolacji przeciwwodnych.
Formuła empiryczna opisująca natężenie przepływu filtracyjnego sformułowana przez
francuskiego inżyniera H. Darcy’ego ma następująca postać [1, 2]
j  kp ,
(1)
w której współczynnik filtracji k wyraża ilość wody w kg przepływającej przez warstwę
materiału o powierzchni 1 m2 i grubości 1 m, w czasie 1 s, przy różnicy ciśnień na
powierzchniach warstwy równej 1 Pa.
2. Metodyka badań eksperymentalnych
W niniejszej pracy badanie współczynników filtracji kruszyw przeprowadzono w
kolumnie filtracyjnej o schemacie przedstawionym na rysunku 1, w którym złoże
spoczywało na drobnoporowatym sicie wykonanym ze spieku szklanego o współczynniku
filtracji k 0  1,529  10 5 kg/(msPa) i grubości h0=7mm.
W celu eksperymentalnego wyznaczenia współczynnika filtracji złoża k1 nasycone złoże
przelewa się wraz z wodą do kolumny filtracyjnej tak aby woda znajdowała się na poziomie
h nad górną powierzchnią złoża. Następnie rejestruje się zmiany masy naczynia z
przesączającą się wodą w czasie czekając aż przepływ stanie się ustalony.
W warunkach pomiaru, kiedy to ma się do czynienia z przepływem jednowymiarowym,
prawo Darcy’ego przyjmuje postać [2]
j  k 2
 gh
p
 k 2 w w .
x
h1  h0
(2)
Po ustaleniu się przepływu zmiany masy naczynia, do którego spływa przesączająca się
z kolumny filtracyjnej woda, stają się liniową funkcją czasu. Wówczas współczynnik
filtracji układu spiek-złoże obliczyć można z przekształconego wzoru (2)
k2 
jw
h1  h0
,
 w g A h  h1  h0 
(3)
gdzie
jw 
m
,
t
 m  mt n   mt n1 ,
t  t n  t n1 .
(4)
Wartość współczynnika k2 należy obliczyć dla danego złoża jako średnią arytmetyczną ze
wszystkich odczytów, dla których zmiany masy naczynia z wodą w czasie były liniowe.
h
H20
k1
h1
j
złoże
h0
sito drobnoporowate
k0
j
odprowadzenie wody
Rys. 1 Schemat kolumny filtracyjnej.
Fig. 1 Schema of filtration column.
Jeżeli opór spieku nie jest pomijalnie mały w porównaniu z oporem układu spiek-złoże
skorzystać należy z warunku równości strumieni filtracyjnych w spieku i badanym złożu,
słusznego dla przepływów ustalonych
j w  k 0
 p0
h0
 k1
 p1
h1
 k 2
p
,
h1  h0
 p   p0   p1 ,
(5)
z którego wynika, że
k1 
h1k0 k2
.
h1  h0 k0  h0 k2
(6)
3. Wyniki pomiarów
Badanie współczynnika filtracji przeprowadzono dla czterech próbek złożonych z
frakcji mieszanych w stosunku 1:1 wagowo: piasek 0,25  0,5 i 0,5  1,0 mm (próbka nr 1);
piasek 0,5  1,0 i pospółka 1,0  2,0 mm (próbka nr 2); pospółka 0,5  1,0 i 1,0  2,0 mm
(próbka nr 3); pospółka 2,0  4,0 i 4,0  8,0 mm (próbka nr 4).
Pomiary prowadzono w kolumnie filtracyjnej przy wysokości złoża pospółki
h1  0,3  0,01 m i wysokości słupa wody nad próbką h  0,7  0,02 m. Temperatura wody
użytej do badania wynosiła 14,7oC.
Tablica 1. Wyniki pomiarów.
Frakcja
[mm]
piasek
0,25 – 0,5
0,5 – 1,0
piasek
0,5 – 1,0
pospółka
1,0 – 2,0
pospółka
0,5 – 1,0
1,0 – 2,0
pospółka
2,0 – 4,0
4,0 – 8,0
Strumień
jw [kg/s]
4,9 10-3
4,7 10-3
4,5 10-3
4,3 10-3
4,4 10-3
1,31 10-2
1,27 10-2
1,23 10-2
1,20 10-2
1,13 10-2
2,19 10-2
2,13 10-2
2,10 10-2
1,90 10-2
1,85 10-2
4,98 10-2
4,95 10-2
4,98 10-2
4,84 10-2
4,96 10-2
Współ.
k2n
[kg/msPa]
4,50 10-5
4,26 10-5
4,09 10-5
3,84 10-5
3,96 10-5
1,19 10-4
1,16 10-4
1,12 10-4
1,10 10-4
1,03 10-4
1,98 10-4
1,93 10-4
1,90 10-4
1,72 10-4
1,70 10-4
4,52 10-4
4,49 10-4
4,52 10-4
4,39 10-4
4,50 10-4
Odchylenie
 [%]
8,95
3,14
0,96
7,02
4,11
6,25
3,57
0,00
1,78
8,03
7,02
4,32
2,70
7,02
8,10
0,89
0,22
0,89
0,20
0,44
Współ.
k2sr
[kg/msPa]
Współ.
k1sr
[kg/msPa]
4,13 10-5
4,30 10-5
1,12 10-4
1,31 10-4
1,85 10-4
2,497 10-4
4,48 10-4
1,317 10-3
4. Wzory empiryczne na współczynnik filtracji
Ze wzoru Krügera otrzymuje się wartość współczynnika filtracji w [m/dobę] przy
temperaturze 21oC [3]
~
243 10 4  3
k 21 
,
(7)
C2
(1   ) 2
przy czym
~
k  k g.
Pole powierzchni cząstek gruntu, zawartych w 1 cm3 gruntu, oblicza się ze wzoru
(8)
C
601   
,
dq
(9)
gdzie
n
a
1
 i ,
d q i 1 d i
(10)
Granice frakcji we wzorach Krügera są następujące:
0,01  d 2  0,05 ,
d1  0,01,
0,10  d 4  0,25 ,
1,00  d 7  2,00 ,
0,05  d 3  0,10 ,
0,25  d 5  0,50 ,
2,00  d8  3,00 ,
0,50  d 6  1,00 ,
3,00  d 9  4,00.
Tablica 2. Porowatość gruntów niespoistych w zależności od stopnia zagęszczenia.
Stopień
zagęszczenia
ID
Żwirów
0,00 – 0,15
0,16 – 0,33
0,34 – 0,50
0,51 – 0,75
0,76 – 1,00
42 – 40
40 – 38
38 – 36
36 – 34
34 – 32
Porowatość , [%]
Piasków
grubych
Średnich
40 – 38
42 – 40
38 – 36
40 – 38
36 – 34
38 – 36
34 – 32
36 – 34
32 – 30
34 – 32
Drobnych
44 – 42
42 – 40
40 – 38
38 – 36
36 – 34
Współczynnik filtracji obliczony przy dowolnej temperaturze T wyrażonej w oC
przeliczyć można na współczynnik odpowiadający temperaturze równej 10 oC korzystając ze
wzoru [3]
~
~
kT
k10 
.
(11)
0,7  0,03T
Wyniki obliczeń współczynników filtracji zgodnie ze wzorem Krügera dla badanych
frakcji mieszanych zestawione zostały w tablicy numer 3. W tabeli tej zamieszczono
również wartości tychże współczynników otrzymane na drodze eksperymentalnej.
Tablica 3. Współczynniki filtracji frakcji mieszanych obliczone ze wzorów Krügera.
Stopień zagęszczenia [-]
Próbka
0,00 – 0,15
0,34 – 0,50
0,76 – 1,00
~
k10 [m/s]
C
~
k10
C
~
k10
C
~
k10
z pomiaru
nr 1
68,4
1,11 10-3
73,2
6,29 10-4
78,0
3,53 10-4
3,70 10-4
nr 2
34,8
3,85 10-3
37,2
2,18 10-3
39,6
1,22 10-3
1,12 10-3
nr 3
34,8
3,85 10-3
37,2
2,18 10-3
9,6
1,22 10-3
2,15 10-3
nr 4
9,0
4,64 10-2
9,6
2,61 10-2
10,2
1,44 10-2
1,22 10-2
5. Uwagi końcowe
1.
2.
3.
4.
Z danych zestawionych w tablicach 1 i 3 wynika, że:
Współczynnik filtracji rośnie wraz ze wzrostem wielkości ziaren kruszywa, co jest
sprawą oczywistą gdyż ze wzrostem średnicy ziaren rośnie także objętość pustych
przestrzeni zawartych między nimi, przez które to przestrzenie może migrować woda,
Dla mieszaniny frakcji (próbka nr 4) o uziarnieniu większym niż 2,0 mm strumień
wody we wszystkich krokach czasowych był w przybliżeniu stały  jw  const. , a
maksymalna wartość odchylenia od wartości średniej kształtowała się na poziomie
0,9%. W omawianym przypadku mamy więc do czynienia z dużą powtarzalnością
wyników i ustalaniem się stanu stacjonarnego praktycznie na początku procesu.
Dla mieszaniny frakcji o uziarnieniu mniejszym niż 2,0 mm (próbki nr 1, 2, 3) strumień
wody w kolejnych krokach czasowych malał, co spowodowane było prawdopodobnie
zagęszczaniem się złoża i zatykaniem spieku. Procentowy spadek strumienia w piątym
kroku czasowym w stosunku do jego wartości w pierwszym kroku czasowym wynosił
odpowiednio 10,2, 13,7 i 15,5%. W analizowanym przypadku maksymalne odchylenie
od wartości średniej wyniosło 8,95%.
Współczynniki filtracji frakcji mieszanych otrzymane ze wzorów Krügera odpowiadają
wartościom pomierzonym dopiero przy przyjęciu porowatości jak dla gruntu
zagęszczonego przy ID zawartym w granicach od 0,76 do 1,00. Ponieważ badane
próbki gruntu nie były przed eksperymentem zagęszczane można stąd wysnuć wniosek,
że przedstawione w punkcie 4 wzory empiryczne mają charakter przybliżony i
pozwalają jedynie na bardzo zgrubne szacowanie współczynnika filtracji gruntów
piaszczystych.
Oznaczenia symboli
A – pole powierzchni próbki, field of the surface of a specimen, [m2],
C – pole powierzchni cząstek gruntu zawartych w 1 cm3 gruntu, surface field of contained
in 1 cm3 of ground particles of soil, [cm2/cm3],
T – temperatura, temperature, [K],
ai – procentowa masowa zawartość frakcji i w badanej próbce, percentage mass contend of
fraction i in testing sample, [-],
di – średnia średnica cząstki w obrębie frakcji i, mean diameter of particle in range of
fraction i, [mm],
dq – średnica miarodajna, average diameter, [mm],
g – przyspieszenie ziemskie, acceleration of gravity, [m/s2],
hw – wysokość słupa wody licząc od dolnej powierzchni spieku, height of liquid column
calculation from lower surface of sinter, [m],
j – gęstość strumienia filtrującej cieczy, density of flux of filtration liquid,[kg/(m2 s)],
jw – strumień wody wypływającej z kolumny filtracyjnej, flowing out with filtration
column water flux, [kg/s],
k – współczynnik filtracji, filtration coefficient,[kg/(msPa)],
k0 – współczynnik filtracji spieku, filtration coefficient of sinter, [kg/(m s Pa)],
k1 – współczynnik filtracji złoża, filtration coefficient of bed, [kg/(m s Pa)],
k2 – współczynnik filtracji układu spiek-złoże, filtration coefficient of sinter-bed system,
[kg/(m s Pa)],
k – współczynnik filtracji, filtration coefficient, [m/s],
p – ciśnienie hydrostatyczne, hydrostatic pressure, [Pa],
m – masa, mass, [kg],
 – operator gradientu, operator of gradient, [1/m],
 – porowatość, porosity,[-].
w – gęstość wody, density of water, [kg/m3].
Literatura
[1] Kubik J.: Przepływ wilgoci w materiałach budowlanych, OW PO, Opole, 2000.
[2] Kubik J., Świrska J.: Ćwiczenia laboratoryjne z fizyki budowli, Skrypt nr 275, OW PO,
Opole, 2005.
[3] Marciniak K., Przybyłek J., Herzig J., Szczepańska J.: Badania współczynnika filtracji
utworów półprzepuszczalnych, Wydawnictwo SORUS, Poznań, 1999.
ESTIMATION OF FILTRATION COEFFICIENT
OF GRANULAR MATERIALS
Summary
In this work one described the method of measurement of filtration coefficient of
aggregate in filtration column at constant height of liquid column. Following one presented
results of laboratory tests of filtration coefficient for four different mixes of fractions of
sand and all-in aggregate. Results of testing are compared with obtained from empirical
formula of Krüger values of filtration coefficient.
DOBÓR OPTYMALNYCH METOD PRZEBUDOWY
ZABYTKOWYCH OBIEKTÓW INŻYNIERSKICH NA
PRZYKŁADZIE REMONTU MOSTÓW MŁYŃSKICH WE
WROCŁAWIU
Janusz UKLEJA
1. Wstęp
Mosty Młyńskie we Wrocławiu zostały wykonane w połowie XIX wieku, jako
konstrukcja nitowana, ze „staliwa” charakteryzującego się dużą zawartością węgla.
Tworzywo takie wykazuje niejednorodność tekstualną oraz cechy kruchości i
niespawalności. Wieloletnia eksploatacja, ponad 150 lat, spowodowała zmęczenie
elementów konstrukcji, widoczne i ukryte zarysowania, zaawansowane procesy korozyjne
węzłów oraz niemożliwość spawania, eliminują istniejącą konstrukcję mostów z możliwości
jej rekonstrukcji w stopniu zapewniającym jej dalszą, wieloletnią pracę (przynajmniej
100lat) na aktualnie wymagane obciążenia drogowe i tramwajowe określone w [1]. Chcąc
zachować wymogi ruchowe konieczne stało się opracowanie sposobu wzmocnienia
istniejącej bądź budowy nowej konstrukcji, spełniającej aktualne wymogi techniczno –
użytkowe oraz warunki stawiane przez Konserwatora Zabytków we Wrocławiu.
2.
Warunki wyjściowe projektu prac remontowych
W pierwotnym założeniu, zgodnie z wcześniejszymi ekspertyzami [2] i [3] , projekt
związany z Mostami Młyńskimi miał swym zakresem obejmować remont istniejącej
konstrukcji polegający głównie na:
 zabezpieczeniu antykorozyjnym,
 uzupełnieniu ubytków spowodowanych użytkowaniem i uszkodzeniami wojennymi
 sprawdzeniu nośności mostu dla warunków określonych w miejscowym planie
zagospodarowania przestrzennego, który przewidywał ograniczenia w ruchu
polegające na wyłączeniu ruchu pojazdów kołowych na mostach z wyjątkiem tych,
które pozwolą na obsługę mieszkańców wyspy.
Po rozpoczęciu prac projektowych okazało się, że dla zachowania warunków przyjętych
w założeniach projektu remontu Mostów Młyńskich należało rozstrzygnąć wątpliwości
związane z wcześniejszymi ocenami nośności i stanu degradacji mostów takie jak np.:

Sprawdzenie nośności obiektu w oparciu o rzetelną analizę statycznowytrzymałościową, a nie opieranie się na szacunkowych danych często
przyjmowanych przez analogię.
 Określenie wytrzymałości obliczeniowej materiałów konstrukcyjnych, na postawie
badań laboratoryjnych stali oraz wytrzymałości betonu płyty pomostowej.
W związku z powyższym przeprowadzono niezbędne badania materiału konstrukcji
nośnej, których wyniki nasuwają następujące spostrzeżenia:
 Materiał konstrukcyjny elementów głównych kratownic stanowi stal
wysokowęglowa o dużej odporności na korozję, ale też dużej niejednorodności
materiału i niskiej wytrzymałości na rozciąganie (obliczeniowa wartość naprężenia
dopuszczalnego na rozciąganie wynosi R=130 MPa),
 Stal wykazuje ponadto duży stopień degradacji, który jest wynikiem wieloletnich,
powtarzających się wielokrotnie obciążeń i jest to proces nieodwracalny, nie do
naprawienia,
 Stal wykazuje niską plastyczność, na co wskazują przeprowadzone badania na
udarność. Brak odporności stali zgrzewnej na kruche pękanie w niskich
temperaturach stanowi szczególne niebezpieczeństwo powstania awarii przęsła,
 Naprawa konstrukcji może być wykonana jedynie przy zastosowaniu:
1) Nitowania,
2) Połączeń śrubowych,
3) Sprężania zewnętrznego
4) Przyklejania mat i włókien węglowych
5) Spawania, które można stosować w ograniczonym zakresie np. do
uzupełnienia ubytków itp.
Most obecnie nie spełnia żadnych wymogów normy [1]. – Konieczna jest zatem
przebudowa, a nie remont.
3. Opis rozważanych rozwiązań w formie wariantowej
Przeprowadzone badania wytrzymałościowe, wywołane wcześniejszymi wątpliwości
potwierdziły obawy dotyczące niskich wartości parametrów wytrzymałościowych stali, z
jakiej zbudowana jest konstrukcja nośna obu Mostów Młyńskich. Otrzymane z badań
wartości wytrzymałości obliczeniowej (R=130 MPa) są około dwukrotnie mniejsze od stali
aktualnie stosowanej (R=190-290 MPa). Ponadto duża zawartość węgla w stali tworzącej
istniejące przęsła eliminuje myśliwości jej stosowania, koniecznego w przypadku
wzmocnień przęseł.
Biorąc powyższe pod uwagę konieczne byłoby:
1) Całkowite usunięcie istniejącej płyty pomostowej i zastąpienie jej nową zespoloną
z poprzecznicami konstrukcji,
2) Wykonanie wzmocnienia większości elementów kratownic, ponieważ stwierdzono
przekroczenia naprężeń w prawie wszystkich grupach elementów kratowych.
3) Wzmocnienie poprzecznic poprzez doklejenie kompozytów z włókien węglowych
oraz zespolenie z nowo wykonaną płytą pomostowa.
Ostateczny, wymagany zakres prac projektowych skłoniał do rozważenia możliwości
zastosowania mniej skomplikowanych rozwiązań niż remont i wzmacnianie mostu, w celu
osiągnięcia zgodności z miejscowym planem zagospodarowania przestrzennego oraz
wymogami użytkowymi Inwestora, dający równocześnie gwarancje długiej trwałości
projektowanego obiektu. W związku z tym opracowano trzy warianty rozwiązań
obejmujące: remont ze wzmocnieniem oraz dwa warianty budowy nowego mostu
Wariant I – Remont i wzmocnienie istniejących mostów [4]
Wariant ten przewidywał zachowanie starej zabytkowej konstrukcji. Jednak w celu
zachowania jej walorów użytkowych należało wzmocnić pasy górne, dolne, krzyżulce i
poprzecznice z wykorzystaniem kształtowników stalowych, naklejanych kompozytów
węglowych i poprzez wymianę płyty pomostowej oraz jej zespolenie z konstrukcją stalową
poprzecznic. (patrz rys.1 i rys.2)
Rys. 1 Most Północny przed i po wzmocnieniu (wariant I)
Fig. 1 Nord Bridge before and after reinforcement (variant I)
Wariant II – Budowa nowych przęseł w postaci kratownic o zbliżonym kształcie lecz wg
nowoczesnych technologii i materiałów [4]
W wariancie tym przewidziano wykonanie kratownicy z „jadą dołem” o pasie górnym w
kształcie łuku, z zespolona płyta pomostową wykonaną z nowych materiałów i wg
obowiązujących aktualnie norm.
Wariant III – Budowa mostu betonowego w nowoczesnej technologii z zachowaniem
dotychczasowego wyglądu i niektórych charakterystycznych fragmentów elementów
głównych kratownic starej konstrukcji [5] rys.2.
Zachowane zostają zabytkowe konstrukcje obu mostów obejmujące części znajdujące się
nad jezdnią. Zachowane również zostaną w niezmienionej, dotychczasowej formie: bariery
na mostach, balustrady na przyczółkach i na połowie między mostami oraz wszystkie cztery
przyczółki. Wyburzone zostaną natychmiast konstrukcje pomostów obu mostów wraz z
jezdniami i chodnikami, a na ich miejsce zaprojektowane nowe konstrukcje pomostów w
dotychczas istniejących gabarytach, które stanowić będą równocześnie konstrukcje nośne
przęseł. W rezultacie projektowane mosty zachowają dotychczasową formę
architektoniczno - wizualną oraz istotną substancję zabytkową obu obiektów.
Po przeanalizowaniu wszelkich aspektów związanych z przebudową i remontem
Mostów Młyńskich ostatecznie wybrany został Wariant III jako najlepsze połączenie
nowoczesnych, nowatorskich rozwiązań z istniejąca substancja zabytkową, zachowując
dodatkowo jej walory estetyczne i krajobrazowe.
Rys. 2 Budowa nowego mostu - Most Południowy (Wariant III)
Fig. 2 New bridge construction - South Bridge (Variant III)
Literatura
[1] PN-86/S-10030 Obiekty mostowe. Obliczenia
[2] Ekspertyza Mostu Młyńskiego Południowego na Rzece Odrze we Wrocławiu,
Tarnopol sp. z o.o. w Starachowicach, nr arch. TPM-110/TP-78/2007/e12,
Wrocław, wrzesień 2007r,
[3] Ekspertyza Mostu Młyńskiego Północnego na Rzece Odrze we Wrocławiu,
Tarnopol sp. z o.o. w Starachowicach, nr arch. TPM-110/TP-78/2007/e13,
Wrocław, wrzesień 2007r,
[4] J. Ukleja, Określenie zakresu robót i wykonanie analizy kosztowej przebudowy
mostów Młyńskich we Wrocławiu, BSI Polska Sp. z o.o. Nr arch. P0602MM/K,
Wrocław, styczeń 2008r
[5] J. Ukleja, Koncepcja nr III przebudowy Mostów Młyńskich we Wrocławiu, BSI
Polska Sp. z o.o. Nr arch. P0602MM/K-III, Wrocław, czerwiec 2008r
OPTIMAL METHOD SELECTION IN RECONSTRUCTION OF
ANCIENT ENGINEERING OBJECTS ON EXAMPLE OF
„MOSTY MLYNSKIE” BRIDGE IN WROCLAW
RECONSTRUCTION
Summary
Elaborated bridge was build in the Middle of XIX century as iron
construction connected by chinches. Material of frameworks has large quantity of
coal so it is very non-homogenous, powdery and not welddly. During 150 years of
using in this bridge took place a metal fatigue of elements and its corrosion and
splits. So it was made three kinds of revitalization of this ancient monument.
Variant I – Renovation and reinforcement of existing bridge using steel and coal
composites. Variant II – Construction of new framework bridge with similar form
but from new materials and technology. Variant III – New concrete bridge in
modern technology using the parts of old framework elements as the decoration.
In this way it was possible to reach the ancient frame on the modern construction.
WPŁYW SOLI NA EFEKTYWNĄ PRZEWODNOŚĆ CIEPLNĄ
ŚCIAN BUDOWLI ZABYTKOWYCH
Jerzy WYRWAŁ
1. Wprowadzenie
Większość ścian budowli zabytkowych wykazuje objawy nadmiernego zawilgocenia
spowodowanego brakiem odpowiednich izolacji przeciwwodnych i przeciwwilgociowych.
Jedną z głównych przyczyn zniszczeń ścian takich budowli są higroskopijne sole
rozpuszczalne w wodzie (głównie chlorki, azotany i siarczki). Szkodliwy wpływ tych
związków chemicznych na budowle zwiększa się wraz ze zwiększaniem się ich ilości w
wodzie zawartej w ścianach. Z uwagi na dobrą rozpuszczalność w wodzie, sole wnikając do
ściany rozkładają się równomiernie po jej grubości. Na skutek sezonowych zmian
zawilgocenia ścian budowli zabytkowych, z zawartych w ich porach roztworów solnych (o
przewodności cieplnej niższej, niż przewodność cieplna wody) wytrącają się kryształy soli,
które charakteryzują się przewodnością cieplną znacznie większą od przewodności cieplnej
szkieletu ściany. Warto jednak zaznaczyć, że chociaż sole mogą istotnie podnosić
przewodność cieplną wypełnionego nimi materiału porowatego, to wpływ ich roztworów
wodnych na tę jego cechę jest bardziej złożony. W badaniach zawilgoconych i zasolonych
materiałów ściennych stwierdzono zarówno podwyższenie wartości współczynnika
przewodności cieplnej, jak również jego obniżenie [1].
Zasolone i zawilgocone ściany powodują zwiększanie się strat ciepła ze stykających się
z nimi pomieszczeń i pogorszenie w nich warunków higieniczno-sanitarnych. Zapewnienie
prawidłowych warunków eksploatacji takich pomieszczeń wymaga przyjmowania
prawidłowych wartości efektywnej przewodności cieplnej zawilgoconych ścian z
uwzględnieniem zawartych w ich porach soli i ich roztworów.
W niniejszej pracy omówiono wpływ zasolenia na przewodność cieplną materiałów
porowatych (wykorzystując nieliczne, dostępne w literaturze prace z tego zakresu) i
zaproponowano uogólnienie znanej z literatury formuły MAXWELLA-EUCKENA – dobrze
modelującej współczynnik efektywnego przewodzenia ciepła w zawilgoconych materiałach
budowlanych – na przypadek materiałów zawilgoconych i zasolonych; bardzo często
spotykanych w ścianach budowli zabytkowych.
2. Wpływ soli i ich roztworów na przewodność cieplną materiałów porowatych
Przewodność cieplna materiałów porowatych zawierających kryształy soli jest wyższa
od materiałów nie zawierających soli. Wynika to z wysokiej przewodności cieplnej soli; np.
w przypadku chlorku sodu, NaCl, o temperaturze 16 oC, wynosi ona 6.5 W/(mK). Natomiast
przewodność cieplna materiałów zawilgoconych wodnymi roztworami soli jest niższa od
przewodności cieplnej materiałów zawilgoconych czystą wodą, przy takiej samej
koncentracji objętościowej obu cieczy w materiale. Wynika to z obniżania się przewodności
cieplnej wodnych roztworów soli wraz ze zwiększaniem się ich stężenia. Na przykład,
względną przewodność cieplną wodnego roztworu chlorku sodu o temperaturze 20 oC
(odniesioną do przewodności cieplnej czystej wody) w funkcji jego stężenia masowego
można obliczyć ze wzoru [2]
kNaClCNaCl, kW   f CNaCl kW ,
(1)
2
f CNaCl   1  2.1857 103 CNaCl  1.0248 105 CNaCl
.
(2)
gdzie
Powyższa zależność może być wykorzystana przy stężeniu roztworu chlorku sodu w
przedziale od 5%M do 25%M.
Przykładowe wartości względnej przewodności cieplnej roztworów wodnych chlorku
sodu, a także chlorku wapnia, CaCl2, i siarczanu sodowego, Na2SO4, w funkcji ich stężenia
molowego i masowego zawiera tablica 1.
Tablica 1. Względna przewodność cieplna wodnych roztworów soli
w temperaturze 25 oC wg [3,4]
Stężenie roztworu
soli
k
k
k
k
k
k
[mol/kg]
[%M]
0.0
1.0
1.5
2.0
3.0
4.0
5.0
6.0
0.00
5.85
8.78
11.70
17.55
23.40
29.30
35.10
CaCl2
1.000
0.983
0.975
0.968
0.954
0.943
–
–
W
NaCl
W
1.000
0.994
0.989
0.985
0.976
0.968
0.961
0.956
Na2 SO4
W
1.000
0.998
0.997
–
–
–
–
–
Z badań przeprowadzonych w przypadku takich gruntów, jak glina i piasek, nasyconych
roztworami wybranych soli (chlorku wapnia, chlorku magnezu, MgCl2, chlorku sodu,
siarczanu sodowego), wynika, że ich przewodność cieplna – w porównaniu z gruntami
nasyconymi czystą wodą – maleje nawet o 20% w przypadku nasycenia roztworem soli o
stężeniu 1 mol/kg [5].
Wyniki podobnych badań przeprowadzonych na próbkach piasku i piasku gliniastego,
zawilgoconych wodnymi roztworami chlorku sodu i chlorku wapnia, o koncentracji
objętościowej od 0.03 m3/m3 do 0.12 m3/m3, w przypadku piasku, i 0.09 m3/m3 do
0.30 m3/m3, w przypadku piasku gliniastego, przedstawiają tablice 2 i 3 [6]. Przyczyn
dużego obniżenia się przewodności cieplnej tych materiałów przy zwiększaniu się stężenia
roztworów soli (znacznie większego, niż wynikałoby to z danych zawartych w tablicy 1)
autorzy upatrują w zmianach mikrostruktury gruntu spowodowanych jego zasoleniem i
interakcją układu roztwór-szkielet materiału.
3. Modelowanie efektywnej przewodności cieplnej zasolonych materiałów
porowatych
Jednym ze sposobów oszacowania stopnia wpływu zawilgocenia i zasolenia materiału na
jego efektywną przewodność cieplną jest modelowanie matematyczne. W literaturze można
znaleźć wiele postaci analitycznych modeli efektywnego współczynnika przewodzenia
ciepła zawilgoconych materiałów porowatych. Przegląd i omówienia najczęściej
spotykanych modeli można znaleźć w [7], zaś ich analizę i weryfikację w przypadku kilku
wybranych materiałów budowlanych zawiera [8].
Tablica 2. Przewodność cieplna gruntu w funkcji stężenia
wodnego roztworu chlorku wapnia, CaCl 2, wg [6]
Przewodność cieplna
Stężenie roztworu soli
[W/(mK)]
[kg/kg]
piasek
piasek gliniasty
0.010
1.10
0.57
0.015
0.91
0.52
0.020
0.89
0.47
0.025
0.87
0.45
0.030
0.83
0.42
Tablica 3. Przewodność cieplna gruntu w funkcji stężenia
wodnego roztworu chlorku sodu, NaCl, wg [6]
Przewodność cieplna
[W/(mK)]
[kg/kg]
piasek
piasek gliniasty
0.01
1.16
0.59
0.03
0.99
0.54
0.05
0.94
0.51
0.07
0.91
0.48
0.09
0.88
0.46
Modelując efektywną przewodność cieplną zawilgoconych i zasolonych materiałów
porowatych należy wziąć pod uwagę następujące czynniki na nią wpływające [1, 7]:
1) właściwości szkieletu materiału (gęstość, porowatość, koncentracja objętościowa,
współczynnik przewodzenia ciepła),
2) właściwości kryształów soli zawartych w materiale (rodzaj, gęstość, współczynnik
przewodzenia ciepła, rozpuszczalność i higroskopijność),
3) właściwości roztworów soli zawartych w materiale (rodzaj, gęstość, współczynnik
przewodzenia ciepła, stężenie, ciśnienie pary wodnej nad powierzchnią roztworu
nasyconego i rozcieńczonego, higroskopijność, ciepło parowania wody),
4) właściwości wody i suchego powietrza wypełniających pory materiału (współczynnik
przewodzenia ciepła, podciąganie kapilarne wody, dyfuzja pary wodnej),
5) zawartość soli i zawilgocenie materiału (koncentracje soli, wody i suchego powietrza).
Ponieważ uwzględnienie tych wszystkich czynników w analitycznym modelu
przewodności cieplnej jest praktycznie niemożliwe, to w ujęciu fenomenologicznym
uwzględnia się tylko wybrane z nich. I tak, modelując efektywną przewodność cieplną
zawilgoconych materiałów porowatych najczęściej przyjmuje się, że przewodność ta jest
funkcją koncentracji objętościowych poszczególnych faz materiału porowatego, czyli
szkieletu, wody i suchego powietrza, wS , wW , wA , oraz ich przewodności cieplnych,
kS , kW , k A , [7]. W takim przypadku efektywną przewodność cieplną materiału porowatego
można przedstawić w postaci
keff  keff wS , wW , wA; kS , kW , k A ,
(3)
skąd, po uwzględnieniu relacji łączących koncentracje objętościowe faz materiału z jego
porowatością 
(4)
wS  1  , wA   wW ,
dostajemy zależność
keff  keff w, ; kS , kW , k A , w [0, ].
(5)
gdzie w  wW . Różne postacie zaczerpniętych z literatury analitycznych postaci powyższej
funkcji można znaleźć np. w [7] i [8].
W przypadku zawilgoconych i zasolonych materiałów porowatych, z których wykonane
są ściany budowli zabytkowych, można przyjąć, że szereg fizyczno-chemicznych cech
kryształów i roztworów soli w nich zawartych jest ustabilizowana [1]. Dlatego w dalszych
rozważaniach założono, że wpływ roztworu soli rodzaju R na przewodność cieplną takich
materiałów zależy od jego koncentracji objętościowej wR oraz przewodności cieplnej k R ,
przy czym ta ostatnia powiązana jest ze stężeniem roztworu cR i przewodnością cieplną
wody zależnością analogiczną do związku (1), a mianowicie
kR cR , kW   f cR kW .
(6)
Uogólniając zatem zależność (5) na przypadek zawilgoconych i zasolonych materiałów
porowatych, przy wykorzystaniu relacji (6), można przedstawić ją w postaci
keff  keff wR , ; kS , f cR kW , k A , wR [0, ].
(7)
Powyższa funkcja osiąga wartość maksymalną (najbardziej niekorzystną) w przypadku,
gdy pory materiału są wypełnione roztworem. W takim przypadku wR   i w konsekwencji
zależność (7) przyjmuje ostateczną postać
keff  keff ; kS , f cR kW ,
(8)
która pozwala wykorzystać szereg znanych z literatury modeli efektywnej przewodności
cieplnej dwufazowych ośrodków porowatych.
Z przeprowadzonych w [8] analiz i weryfikacji wynika, że w przypadku rozpatrywanych
tam w pełni zawilgoconych materiałów budowlanych (ośrodki dwufazowe) dobrze
"przewiduje" ich efektywną przewodność cieplną model MAXWELLA-EUCKENA (ME).
Wykorzystując zależność (8) można ten model uogólnić, zapisując go w następującej
postaci:
ME
keff
 kS

3  21   
 1
 f cR kW
,
 f cR kW
 f cR kW

3  1   
 1
 kS

(9)
przydatnej do obliczenia strat ciepła przez ściany budowli zabytkowych zbudowanych z
materiałów, których pory wypełnione są roztworami soli.
W tablicy 4 przedstawiono wartości efektywnego współczynnika przewodności cieplnej
zaprawy cementowej i betonu, nasyconych roztworem chlorku sodu, obliczone przy
wykorzystaniu zależności (2) i (9). Do obliczeń przyjęto kW =0,608 W/(mK), zaś wartości
 i k S zaczerpnięto z pracy [9].
Tablica 4. Przewodność cieplna materiałów budowlanych w funkcji
stężenia wodnego roztworu chlorku sodu, NaCl
Efektywna przewodność cieplna
[W/(mK)]
zaprawa cementowa
beton
[kg/kg]
  0.17, kS  4.52
  0.23, kS  3.43
0.00
2.61
3.65
0.06
2.60
3.64
0.12
2.60
3.64
0.24
2.59
3.63
Z powyższej tablicy wynika, że chlorek sodu zawarty w roztworze wypełniającym pory
rozpatrywanych materiałów, nawet przy wysokim jego stężeniu, w znikomym stopniu
zmienia ich przewodność cieplną wyznaczoną z modelu ME. Gdyby jednak z roztworu tego
wytrąciły się kryształy soli (o przewodności cieplnej k NaCl =6.5 W/(mK)) i wypełniły pory
materiału (przypadek raczej mało prawdopodobny w warunkach realnych), to przewodność
cieplna zaprawy wzrosłaby do wartości keff =4.0 W/(mK), zaś betonu do wartości
keff =4.8 W/(mK).
4. Podsumowanie
Z przeprowadzonych w pracy analiz wpływu wybranych soli i ich roztworów wodnych
na przewodność cieplną zasolonych i zawilgoconych materiałów porowatych – przy
wykorzystaniu uogólnionego modelu MAXWELLA-EUCKENA – wynika, że wodne roztwory
soli zawartych w takich materiałach w znikomym stopniu zmieniają ich przewodność
cieplną. Zupełnie inna sytuacja występuje w przypadku soli wykrystalizowanych w porach,
gdyż zwiększając przewodność cieplną wypełnionych nimi materiałów w stopniu
znaczącym, w takim samym stopniu mogą zwiększyć straty ciepła z pomieszczeń budowli
zabytkowych.
Oznaczenia symboli
– stężenie roztworu soli, concentration of salt solution, [kg/kg],
– stężenie roztworu soli, concentration of salt solution, [%M=100%kg/kg],
– współczynnik przewodności cieplnej, heat conduction coefficient, [W/(mK)],
– koncentracja objętościowa, volume concentration, [m3/m3],
– porowatość, porosity [m3/m3].

Indeksy dolne (subscripts)
– efektywny, effective,
eff
– szkielet, skeleton,
S
– woda, water,
W
– roztwór soli, salt solution.
R
c
C
k
w
Literatura
[1] Jezierski W., Kosior-Kazberuk M.: Współczynnik przewodzenia ciepła zasolonych
materiałów ściennych, Przegląd Budowlany, 6, 2008, 38-41.
[2] Yusufova V. D., Pepinov R. I., Nikolaev V. A., Guseinov G. M.: Thermal conductivity
of aqueous solutions of NaCl, Journal of Engineering Physics and Thermophysics, 29,
4, 1975, 1225-1229.
[3] Jamieson D.T., Irving J.B., Tudhope J.S.: Liquid thermal conductivity, National
Engineering Laboratory, Edinburgh 1975.
[4] Ozbek H., Philips S.L.: Thermal conductivity of aqueous NaCl solutions from 20 C to
330 C, LBL 9086, Department of Energy, University of California 1979.
[5] Noborio K., McInnes K. J.: Thermal conductivity of salt-affected soils, Soil Sci. Soc.
Am. J., 57, 1993, 329-334.
[6] Abu-Hamdeh N.H., Reeder R.C.: Soil thermal conductivity: effects of density,
moisture, salt concentration, and organic matter, Soil Sci. Soc. Am. J., 64, 2000, 12851290.
[7] Wyrwał J., Marynowicz A., Świrska J.: Wybrane modele efektywnej przewodności
cieplnej porowatych materiałów budowlanych I: przegląd. Roczniki Inżynierii
Budowlanej, Komisja Inżynierii Budowlanej Oddziału PAN w Katowicach, 7, 2007,
135-140.
[8] Wyrwał J., Marynowicz A., Świrska J.: Effective thermal conductivity of porous
building materials – analysis and verifications. Baufizik, 30, 6, 2008, 431-433.
[9] Khan M.I.: Factor affecting the thermal properties of concrete and applicability of its
prediction models, Building and Environment, 37, 2002, 607-614.
THE INFLUENCE OF SALT ON EFFECTIVE THERMAL
CONDUCTIVITY OF MONUMENTAL BUILDING WALLS
Summary
Modeling energy transfer in salt-affected monumental building walls requires knowledge
of heat, salt, and water interaction. Effective thermal conductivity is a very important
parameter in the thermal performance analysis of building walls. In this paper the effect of
soluble salts on the effective thermal conductivity of porous materials is investigated and the
MAXWELL-EUCKEN model is evaluated.
CLEANING AND PRESERVATION OF CHIMNEY FLUE
Wojciech ANIGACZ
Krzysztof DROŻDŻOL
Opole University of Technology, OPOLE
1. Introduction
The following study presents the methods of prevention the chimneys from
damages. Moreover the study portrays the ways of cleaning and preservation of chimney
conductors from greasy, glassy and hard soot. Inappropriate fuels such as fresh wood, peat,
lignite have a great content of water, which in the effect causes formation of greasy, glassy
and hard soot (photo 1). These kinds of soot are extremely difficult to remove by
Fig. 1 Glassy soot in the chimney flue
traditional methods, e.g. using the set of ropes. Cleaning the chimney from the above
mentioned soot, which have been accumulated for years, is practically impossible [3,4].
12
There are also other reasons which lead to creation of the above mentioned phenomena,
such as: weak chimney sequence (stack effect), the constructional defects of the chimney,
or inappropriate service of the hearth. Excessive accumulating of soot in the chimney flue
can result in the damage of the construction of chimneys or clogging chimney flue by
accumulated pollution. The effect which is much more hazardous than temporary limitation
in the chimney capacity is uncontrolled burning of the soot. The temperature of blazing
soot especially glassy soot reaches approximately 1300OC. Too high heating of the bricks
from which the construction of the chimney is built, can also cause the fire (photo 2), and
concurrent widening gases and explosions may lead to bursting of the chimney. The spark
which most of the times associates the violent burning of the soot, can even result in the fire
in the closest neighborhood. The next hazard resulting from accumulating of soot in the
chimney flue may lead to carbon monoxide poisoning of the people, which can cause
damages of one’s health, and even cause the death. Therefore, it is necessary to perform
periodical cleaning of the smoke chimney flue from accumulating soot in order to avoid
any dangers. Nowadays, there are not any effective mechanical and chemical methods
which enable efficient cleaning of the chimney flue from above mentioned soot. Burning of
chimney flue is the only effective way of eliminating the above mentioned substances.
2. The action preceding the burning of chimneys flue
Only experienced chimneys foremen can perform burning of chimney flue [4,5].
Before starting the burning of the chimney it is essential to undertake the following
preparatory actions. It is extremely important to estimate technical state of the chimney.
Before the burning, it is necessary to remove affirmed irregularities, it is also necessary to
prepare a set of renovation tools [1].
3. The methods of chimney flue burning
Two methods of chimney flue burning are distinguished [1].
3.1 The method of burning by the smooth gas
In this method the process of burning runs at intervals, being conceived at the last
interval near the outlet of the chimney. This method is commonly applied in burning
chimney flues, and is based on burning the chimney flue from the pit in little door ramrod,
with the use of solid fuels. This technique can cause the damage in the construction of the
chimney, because burning soot on the whole length of the flue can overcome the safety
temperature, especially when larger settlings of soot were accumulated. In order to avoid
the risk of above mentioned process, it is recommended to burn soot at intervals starting
from the top of chimney [2]. The flame of blazing gas should be adjusted and its size
should be adapted to the section area of chimney flue. Burning chimney walls follows
through slow and gradual leveling of the gas torch. Dropping parts of the burning soot
should be removed instantly.
3.2 The traditional method of burning chimney flues
In the traditional method, process of burning unfolds from the basis to the outlet of the
chimney. When the flue which is being burnt out is high or has got refraction , all actions
13
should be carried out in stages. In such case the chimney is divided into intervals and
process of burning is executed from the upper interval. When the large quantity of soot is
accumulated in the chimney flue, the massive scintillation can occur or so-called blocking
of the chimney flue. Similar problems can arise when soot are burnt out simultaneously on
longer intervals (or on the entire length of the flue at one time). Due to that fact it is wisely
advised to have a specialist equipment serving to eliminate above mentioned phenomena.
Solid fuel, liquid fuels and oil are frequently used in the process of burning (fuel provides
high temperature and high flame). Only experienced persons should supervise the process
of burning of chimney flue from the very beginning to the end [2]. During the entire
process the irregularities and hazards should be eliminated instantly. One can not allow to
situation which may destroy the construction of the chimney or lead to fire.
Fig 4 Picture from the process of burning out the chimney flue
4. The preservation of the chimney flue after burning
When the process of burning is completed, it is advised to make certain that there is no
hazard of fire. The next stage of works, is to regenerate chimney flue. It is necessary to re-
14
estimate technical condition of the chimney flue. After execution of above mentioned
actions it is needed to preserve the chimney flue on the entire length using the special
mortar
Literature
[1] ABRAMOWICZ K., LENKIEWICZ W., Podstawowe wiadomości z kominiarstwa.
In English: Chimney sweeping - basic information. Zakład Wydawnictw CRS.
Warszawa 1961.
[2] ANIGACZ W., DROŻDŻOL K.: Cleaning and preservation of chimney flue in antique
objects. Sympozjum „trwałość materiałów i konstrukcji”. In English: The Symposium
„Durability of Materials and Construction”. Kamień Śląski 03-04.12.2009. in print.
[3] Feuerverhütung durch Schornsteinfeger und Schornsteinfegerrecht, Bentral-Innungs Berband der Schornsteinfegermeißter des Deutschen Reiches, Berlin-Wilmersdorf,
Weßtfäliche 1932.
[4] HERYSZEK A., Kominiarz i jego wiedza zawodowa. In English: Chimney-sweep and
his professional knowledge. Wydawnictwo Spółdzielcze. Warszawa 1985.
[5] KACZKOWSKA A., Podstawy kominiarstwa. In English: The basis of chimney
sweeping. Wyd. KaBe Krosno 2008.
Summary
The paper is trying to present the problem of renovation of chimney flue which are
defective due to the accumulated soot. The problem of increasing dirtiness and damages of
chimney walls were presented. Accumulated soot in the chimney flue can result In the
damages of chimney Walls, or the structures of the buildings or even cause the fire. The
main aim of that particular publication is to draw attention to the problem of accumulated
soot. It is very difficult to remove the soot. In many cases it is only possible to remove the
soot using burning method. The paper also portrays the reasons of creation of dirtiness and
damage of chimney walls. In extremely bad conditions of the chimney flue, it can lead to
carbon monoxide poisoning.
TRWAŁOŚĆ KONSTRUKCJI GRUNTOWO-STALOWYCH
Damian BĘBEN
Wydział Budownictwa Politechnika Opolska, Opole
1. Wprowadzenie
Konstrukcjami gruntowo-stalowymi są obiekty inżynierskie takie jak mosty, przepusty,
tunele, przejścia podziemne, wiadukty, które są zaprojektowane w postaci stalowej powłoki
i otaczającego ją gruntu zasypowego, który musi spełniać określone wymagania fizyczne i
wytrzymałościowe. W efekcie, dzięki wzajemnemu oddziaływaniu i współpracy pomiędzy
elementami składowymi (gruntem i stalą) powstaje układ konstrukcyjny o stosunkowo
dużej nośności, co zostało wykazane m.in. w pracach [1], [2], [3]. Na rysunku 1a
przedstawiono podstawowe elementy składowe, a na rys. 1b przykład realizowanego
obiektu gruntowo-stalowego.
Intensywność oddziaływania gruntu na konstrukcję powłoki zależy głownie od jej
sztywności względem otaczającej powłokę zasypki. Z tego też względu można dokonać
podziału na dwie grupy, a mianowicie na konstrukcje sztywne i podatne. Konstrukcje
sztywne wykonane są zwykle z materiału o niskiej wytrzymałości na rozciąganie (beton,
cegła, kamień), a konstrukcje podatne mają powłokę wykonaną z stalowych lub
aluminiowych blach falistych (lub płaskich), czy też z tworzyw sztucznych. W zależności
od rodzaju materiału powłoki (sztywny lub podatny) wyróżniamy dwa charakterystyczne
rozkłady intensywności parcia gruntu na powłokę jak również różne rozkłady obciążeń, co
pokazano na rys. 2, co ma zasadniczy wpływ przy określaniu trwałości tych konstrukcji.
Zagadnienia określania szeroko rozumianej trwałości konstrukcji gruntowo-stalowych
nie jest jeszcze podejmowane na szerszą skalę. Powinna być rozumiana jako wytrzymałość
a)
b)
Nawierzchnia drogi
Zasypka
gruntowa
Grunt
rodzimy
Stalowa powłoka
Fundament
Rys. 1. Konstrukcja gruntowo-stalowa: a) elementy składowe, b) przykład realizacji
Fig. 1. The soil-steel structure: a) components elements, b) example of realization
1
a)
H
Zmiana obciążenia powłoki
A H
A  H b)

Rozkład obciążeń
Rys. 2. Zmiana obciążenia powłoki i rozkład obciążeń w zależności od jej sztywności:
a) konstrukcja podatna i b) konstrukcja sztywna
Fig. 2. The load change of shell and load distribution depending on its rigidity:
a) flexible structure and b) rigid structure
eksploatacyjna układu konstrukcyjnego gruntowo-stalowego z uwzględnieniem odporności
na czynniki zewnętrzne. Najstarsze w Polsce konstrukcje tego typu nie przekraczają jeszcze
20 lat i problem trwałości jeszcze bezpośrednio ich nie dotyka.
Zgodnie z polską normą minimalny okres użytkowania dla przepustów wynosi 40 lat,
jednakże wiele instytucji zarządzających mostami wymaga trwałości konstrukcji gruntowostalowych takiej jak dla mostów, tzn. min. 80 lat. Należy jednak zaznaczyć, że zagrożenie
obniżenia trwałości w przypadku tych konstrukcji jest stosunkowo dość duże, m.in. ze
względu na położenie w środowiskach silnie korozyjnych, systematyczny wzrost obciążeń i
natężenia ruchu komunikacyjnego, a także cienkościenną konstrukcję powłoki (2-7 mm) [4].
2. Wytrzymałość eksploatacyjna konstrukcji gruntowo-stalowych
Wytrzymałość eksploatacyjna elementów konstrukcji jest uzależniona od zbioru
obciążeń eksploatacyjnych. Zbiór ten jest sumą wszystkich obciążeń uporządkowanych
według wielkości i częstości występowania naprężeń w czasie przyjętej trwałości obiektów.
Zbiory obciążeń opisują obciążenia eksploatacyjne, to znaczy obciążenia zmienne, którym
poddany jest element konstrukcji bezpośrednio lub pośrednio w następstwie jego
współpracy z innymi elementami obiektu. Najczęstszym sposobem określania zbiorów
obciążeń jest bezpośredni pomiar wytężenia poszczególnych elementów konstrukcyjnych
pod rzeczywistym obciążeniem, czyli wykonanie w terenie badań eksploatacyjnych oraz
rozpoznanie i zarejestrowanie aktualnej struktury ruchu na analizowanym obiekcie.
Pomiary na obiektach rzeczywistych dają możliwość poznania dokładnego przebiegu zmian
odkształceń (naprężeń normalnych), chociaż ustalona przez nie objętość (zakres) zbioru nie
jest zgodna z rzeczywistą liczbą cykli zmiany obciążenia. Na tej podstawie jest możliwe
oszacowanie przewidywanej wytrzymałości eksploatacyjnej i określenie trwałości obiektu.
W celu oceny wytrzymałości eksploatacyjnej rozważanych elementów
konstrukcyjnych, rozumianej w tym przypadku jako wytrzymałość zmęczeniowa przy
2
rzeczywistym zespole obciążeń zmiennych, należy posłużyć się wyrażeniami
przekształcającymi rzeczywiste wielostopniowe widmo naprężeń na zastępcze widmo o
stałej amplitudzie przy wykorzystaniu jednej z dostępnych hipotez kumulacji uszkodzeń.
Najczęściej stosowaną metodą, która w wystarczająco dokładny sposób opisuje
przebieg procesu kumulacji jest hipoteza Minera, której weryfikacja z wynikami badań
doświadczalnych na tradycyjnych mostach stalowych dała bardzo dobre rezultaty. W tej
hipotezie zakłada się, że każde pojedyncze obciążenie wywołuje częściowe uszkodzenie
oraz, że trwałość konstrukcji wyczerpuje się wówczas, kiedy ich suma równa się jedności.
Jeśli wszystkie zakresy naprężeń widma Δσi wywołują częściowe uszkodzenie, to za
pomocą hipotezy Minera można je zastąpić równoważnym zakresem naprężeń Δσ e o
rzeczywistej liczbie cykli Nr.
3. Czynniki zewnętrzne a trwałość konstrukcji gruntowo-stalowych
Niszczenie materiału poprzez czynniki środowiskowe, takie jak abrazja, korozja
chemiczna i elektrochemiczna, oprócz wytrzymałość eksploatacyjnej, mają zasadniczy
wpływ na trwałość konstrukcji gruntowo-stalowych.
Korozja chemiczna w konstrukcjach gruntowo-stalowych może występować od strony
gruntu, jak i wody. Występuje ona zwłaszcza wtedy, gdy woda i/lub grunt zawierają kwasy,
zasady, rozpuszczone sole i organiczne odpady przemysłowe. Proces ten może zostać zintensyfikowany w regionach występowania cyklów zamarzania – odmrażania (duże różnice
temperatur pomiędzy zimą i latem). Natomiast korozja elektrochemiczna konstrukcji stalowych może wystąpić tam gdzie na konstrukcji pojawia się ogniwo galwaniczne o różnych
potencjałach (anoda i katoda). Różnica potencjałów powoduje przepływ prądu elektrycznego przez obwód składający się z elektrolitu (wilgotność gruntu lub ciecz), z anody (miejsca
na konstrukcji niezawierającego elektronów) i z katody (miejsca na konstrukcji
zawierającego elektrony) i z konstrukcji jako przewodnika (rys. 3). Utrata materiału przez
konstrukcję występuje tylko po stronie anody, z kolei po stronie katody następuje jego
przyrost. Innym źródłem powstania różnicy potencjałów mogą być prądy błądzące
występujące w pobliżu linii kolejowej. Stopień degradacji elektrochemicznej konstrukcji
gruntowo-stalowych wzrasta wraz ze zmniejszeniem pH i oporu właściwego gruntu i wody.
Materiał abrazyjny taki jak kamienie, rumosz może powodować z kolei mechaniczne
niszczenie konstrukcji. Stopień problemu zależy od typu abrazji, częstotliwości pojawiania
się materiału abrazyjnego w korycie konstrukcji, prędkości płynięcia i rodzaju
zabezpieczenia. Substancje ścierające mogą powodować utratę wytrzymałości konstrukcji
gruntowo-stalowej i/lub redukcję hydraulicznej przepustowości obiektu podczas
ELEKTROLIT (WODA)
ANODA
(-)
Utrata jonów metalowych
Przepływ elektronów
Przyrost elektronów i jonów
metalowych
KATODA
(+)
PRZEWODNIK (KONSTRUKCJA STALOWA)
Rys. 3. Proces korozji elektrochemicznej
Fig. 3. The electrochemical corrosion process
3
stopniowego ścierania ścianek konstrukcji.
Do ochrony konstrukcji stalowych od strony gruntu i wody przeciw korozji chemicznej
i elektrochemicznej stosuje się zazwyczaj powłoki cynkowe, aluminiowe, stopy
aluminiowo-cynkowe, powłoki asfaltowe i polimerowe. W przypadku abrazji należy
stosować obrukowania dna konstrukcji powyżej wysokości zwierciadła wody wysokiej.
4. Podsumowanie
W niektórych krajach, np. w USA, Kanadzie czy Szwecji średnia trwałość życia tego
typu konstrukcji jest przyjmowana na 50 lat. Jednakże zakres i warunki możliwości
zastosowania, jak i względy ekonomiczne mogą dawać podstawę do wydłużenia jak i do
skrócenia długości okresu trwałości. Wiele czynników ma zasadniczy wpływ na trwałość
konstrukcji gruntowo-stalowych, m.in.: korozja, abrazja, dobór właściwych materiałów,
uszkodzenie połączeń śrubowych, utrata stateczności zasypki, poprawne projektowanie,
odpowiednie utrzymanie obiektu, odporność na oddziaływanie środowiska lokalnego.
Doświadczenia zagraniczne pokazują, że nie można tego typu konstrukcji traktować jak
typowych przepustów, np. żelbetowych, z takiego powodu, że uszkodzenia korozyjnoabrazyjne tych konstrukcji są przeważnie nieodwracalne, zwłaszcza wtedy, gdy występują
od strony gruntu. Obliczenie trwałości użytkowej musi uwzględniać również koszty
utrzymania, które muszą być rozważone w stosunku do kosztów wymiany obiektu. Na
przykład w przypadku konstrukcji z dużym naziomem może to wywołać inne problemy,
np. utrudnienia w ciągłości ruchu, co jest związane z dodatkowymi kosztami np. objazdów.
Literatura
[1] Bęben D.: Współpraca gruntu i konstrukcji mostowych wykonywanych ze stalowych
blach falistych. Wydział Budownictwa Politechnika Opolska, Opole, wrzesień 2005.
[2] Machelski Cz., Antoniszyn G.: Siły wewnętrzne w mostowych budowlach gruntowopowłokowych. Drogi i Mosty, 2003, nr 2, s. 33-58.
[3] Manko Z., Beben D.: Tests during Three Stages of Construction of a Road Bridge with
a Flexible Load-Carrying Structure Made of Super Cor Type Steel Corrugated Plates
Interacting with Soil. Journal of Bridge Engineering, ASCE, vol. 10, 2005, no. 5, pp.
570-591.
[4] Wysokowski A.: Badania odporności zmęczeniowej przepustów ze stali karbowanej i
tworzyw sztucznych w skali naturalnej. IV Konferencja pt. Problemy Projektowania,
Budowy i Utrzymania Mostów Małych, Wrocław, 2-3 grudnia 1999, s. 380-392.
DURABILITY OF THE SOIL-STEEL STRUCTURES
Summary
The paper presents the description of soil-soil structures as well as the introduction to
solving the problem of durability of this type of structure. Durability of such structures
should be understood as the service life strength of the soil-steel system with respect of
resistance on the external factors, e.g. chemical and electrochemical corrosion, abrasion. In
order to evaluate the durability of soil-steel objects made from flexible steel structures,
Miner’s method, usually used to traditional steel bridges is proposed.
4
Podziękowanie
Praca jest współfinansowana przez UE w ramach Europejskiego Funduszu Społecznego.
5
ANALIZA MES-MKEB NIELINIOWEGO PROBLEMU
WSPÓŁDZIAŁANIA BUDOWLI Z PODŁOŻEM
GRUNTOWYM
Paweł FEDCZUK
1. Wprowadzenie
Konieczność rewitalizacji obiektów budowlanych wymaga poprawienia trwałości ich
konstrukcji, wymuszając zastosowanie do projektowania metod obliczeniowych dokładniej
modelujących zarówno ich zachowanie (jako całych ustrojów, a nie tylko wyodrębnionych
fragmentów), jak i złożone własności mechaniczne materiałów (użytych do ich budowy).
Zwykle do tego celu wykorzystuje się klasyczne metody numeryczne takie jak: metoda
elementów skończonych MES [1] i elementów brzegowych MEB [2], natomiast rzadziej –
ich kombinacje.
W pracy prezentuje się uogólnienie koncepcji [3] zastosowania kombinacji metod:
elementów skończonych (MES) i kontaktowych elementów brzegowych (MKEB) do
analizy zachowania obciążonej konstrukcji budowlanej. Formalnie – analizuje się 3-D
zagadnienie współpracy układu „budowla-fundament-podłoże gruntowe” (uwzględniające
sprężysto-plastyczne własności materiałów zastosowanych do jego wykonania). Ustrój
budowla-fundament modeluje się zgodnie z zasadami MES [1], natomiast podłoże gruntowe
– w sposób właściwy dla metody kontaktowych elementów brzegowych. MKEB [3, 4]
stanowi odmianę klasycznej wersji MEB [2], gdzie rozwiązanie Kelvina dla przestrzeni
sprężystej zastępuje kombinacja rozwiązań problemów Boussinesqa i Ceruttiego dla
jednorodnej półprzestrzeni sprężystej.
Ze względu na ograniczone rozmiary opracowania, jego zakres obejmuje elementarne
podstawy teoretyczne tej metody takie jak: zarys sformułowania globalnego równania
równowagi układu oraz prezentacja sposobu jego rozwiązania, wykorzystującego technikę
przyrostowo-iteracyjną, opartą na zmodyfikowanej metodzie Raphsona-Newtona [4, 5].
2. Założenia upraszczające
Zakłada się, że budowla spoczywa na fundamencie bezpośrednim, posadowionym
w podłożu gruntowym, modelowanym jednorodną półprzestrzenią. Powierzchnię jego
kontaktu z podłożem aproksymuje układ regularnych prostokątów. Budowlę i fundament
dyskretyzuje się zgodnie z zasadami MES [1], zastępując je układem elementów
skończonych, natomiast podłoże – stosownie do zasad MKEB [2, 3, 4], wycinając z półprzestrzeni regularną bryłę (np. prostopadłościan) o wymiarach dostosowanych do
rozmiarów budowli. Powierzchnię brzegową wyciętej bryły w obszarze kontaktu
z fundamentem dzieli się na regularny układ prostokątnych brzegowych elementów
kontaktowych o środkach pokrywających się z węzłami elementów MES, tworzących
strukturę fundamentu. Jej wnętrze modeluje struktura regularnych komórek (np.
prostopadłościennych cel o jednym węźle umieszczonym w środku), skoordynowana
z siatką elementów brzegowych.
3. Przyrostowe sformułowanie problemu
Każdy ze składników układu „budowla-fundament-podłoże” rozpatrywany jest
oddzielnie, stosownie do przyjętej metody analizy. Budowla i fundament analizowane są
w sposób właściwy dla MES, natomiast podłoże – zgodnie z zasadami MKEB.
Zastosowanie MES [1] do analizy układu „budowla-fundament” (uwzględniające
przyrostowe równanie konstytutywne sprężysto-plastyczności) daje wyjściową postać
równania prac przygotowanych. Użycie MKEB [3, 4] do analizy podłoża z uwzględnieniem
podziału przyrostu deformacji na części sprężystą i plastyczną oraz oddzielnym ich
zdefiniowaniem [3], daje kompletne równanie, określające przyrost uogólnionego
przemieszczenia du() w punkcie  brzegu półprzestrzeni (wywołanego przyrostem
obciążenia dq(x) w punkcie x płaszczyzny granicznej). Uzupełnia je uogólniona zależność
transformacyjna [3, 4]. Tworzą one razem zestaw zależności



 uT d P   uTB d p dS  {L B [ u B (x)]}T DeB L B du B dV  {L B [ u B (x)]}T d σ Bp dV
(S )
(V )
(1)
(V )


du(ξ )  du e (ξ )  du p (ξ )  [G (x, ξ)]T dq(x) dA  [C(z, ξ)]T dσ' p (z ) dV , du B (x)  Tdu(x)
( A)
(V )
gdzie: u, uB oznaczają uogólnione wirtualne przemieszczenia węzłowe i „powierzchniowe”, dP, dp – przyrosty uogólnionego obciążenia skupionego i powierzchniowego, a duB,
dpB – przyrosty składników układu: węzłowego przemieszczenia i plastycznej części
naprężenia. LB i DBe to odpowiednio operator macierzowy pochodnych i macierz
konstytutywna sprężystości. Składowymi macierzy Greena G(x, ) są rozwiązania
zagadnień Boussinesqa i Ceruttiego. Macierz przemieszczeń C(z,) definiuje operacja
LG(z,) (gdzie L to macierzowy operator pochodnych), d’p(x) oznacza plastyczny
przyrost naprężenia, a T – macierz transformacji.
4. Równanie równowagi układu
Zastosowanie do zdyskretyzowanej struktury „budowla-fundament” standardowych
formuł MES na uogólnione przemieszczenie uB(x) i macierz odkształceń BB(x), oraz
zastąpienie obciążenia powierzchniowego dp ekwiwalentnym skupionym prowadzi do
końcowego równania równowagi MES dla pary składników układu
d P  K B du B  d Fd p
dPdP
 d p dS
(S )
d Fd p 
 B dσ
T
B
p
B
dS
(2)
(S )
w którym: d P, d Fd p – to wektory obciążeń węzłów struktury i residualnych, KB – globalna
macierz sztywności obu składników.
W przypadku podłoża rozwiązanie wymaga oddzielnego potraktowania części
sprężystej i plastycznej końcowego równania (1.b). Wyrażenie przyrostu obciążenia dq(x)
w dowolnym elemencie kontaktowym (k) typową dla MES formułą interpolacyjną dla j jego
węzłów, przekształca pierwszą część tej relacji w zależność określającą liniowo-sprężystą
część przyrostu przemieszczenia w węźle elementu kontaktowego (i). Plastyczną część
przemieszczenia w węźle elementu kontaktowego (i) określa druga część zależności (1.b),
zsumowana dla wszystkich sąsiadujących komórek (h). Daje to parę relacji
du ie 
A
ij
dqj
d Ψ i  du ip 
( j)
 [C(z, ξ )]
T
i
dσ' p (z) dVh
(3)
( h ) (V )
h
gdzie A ij oznacza elementarną macierz podatności podłoża. Ich złożenie w jedno równanie,
uogólnienie go na wszystkie węzły struktury podłoża, oraz wstawienie przekształconego do
zależności na przyrost sił węzłowych dFg (uzyskanej z zasady prac przygotowanych),
prowadzi do końcowego równania równowagi dla podłoża
dFg  K g du  dF p
1
K g  A  Λ A 1
dF p  K g dΨ
(4)
w którym K g to macierz sztywności podłoża, dF p – plastyczna część przyrostu sił
węzłowych, a  – macierz powierzchni brzegowych elementów kontaktowych.
Integracja całego układu „budowla-fundament-podłoże” wymaga wprowadzenia równań
(2.a) i (4.a) do zależności wiążącej przyrost sił w węzłach układu dR jako równoważący
sumę reakcji d P  T dFg , dając po przekształceniach końcowe równanie równowagi
K d u B  dR  dFd p  d F
p
p
K  K B  T K g TT
d F  T dF p
(5)
p
gdzie: K oznacza globalną macierz sztywności układu, d F – sprowadzony przyrost sił
węzłowych.
5. Procedura przyrostowo-iteracyjna
Do rozwiązania problemu współdziałania układu „budowla-fundament-podłoże”,
zdefiniowanego równaniem (5.a), stosuje się technikę numeryczną, opartą na
zmodyfikowanej metodzie Newtona-Raphsona. Jest to procedura przyrostowo-iteracyjna
(rys. 1), wykorzystująca aktualizowaną co przyrost styczną macierz sztywności układu K.
Części plastyczne przyrostów naprężeń i odkształceń dla sprężysto-plastycznych modeli
ośrodków ustala się w krokach (5) i (6) za pomocą procedury Nayaka-Zienkiewicza [5].
6. Zakończenie
Przedstawiona koncepcja analizy MES-MKEB 3-D problemu współdziałania układu
jest aktualnie wykorzystywana do „budowy” programu komputerowego, umożliwiającego
jej praktyczne zastosowanie. Dalszy rozwój metody wymaga uwzględnienia
niejednorodności geologicznej podłoża i możliwości miejscowej utraty kontaktu
fundamentu z podłożem.
1
2
3
4
5
podział obciążenia R na szereg przyrostów dR i(l )1 (dla kroku przyrostowego l=1),
utworzenie (w iteracji i=1 kroku l) macierzy sztywności układu „budowla-fundament” KB, podłoża Kg i całego układu
K,
obliczenie przyrostów przemieszczeń i sił węzłowych, oraz aktualizacja ich całkowitych wartości,
wyznaczenie (w iteracji i=i+1) przyrostu naprężeń d’ w środkach komórek podłoża (wywołanego obciążeniem
elementów kontaktowych dFg) i odpowiadającego im przyrostu odkształceń d z prawa Hooke’a,
obliczenie (w środkach komórek podłoża) części plastycznej przyrostu naprężeń d’p i odkształceń dp, oraz przyrostu
p
p
sił węzłowych d F ( d F  T[K g (C dσ' p )] ),
określenie (w węzłach całkowania elementów układu „budowla-fundament”) części plastycznej przyrostu naprężeń
6
dpB i odkształceń dpB, oraz wyznaczenie wektorów d Fd p i dR i(l ) ( dR i(l )  dFd p  d F ),
7
obliczenie przyrostów przemieszczeń i sił węzłowych, oraz aktualizacja ich całkowitych wartości,
sprawdzenie warunku zbieżności obliczeń ║duBi║≤, ( – stała rzędu 10-2 – 10-6), wymagającego w przypadku:
(a) niespełnienia – realizacji obliczeń od punktu (4) dla następnej iteracji, (b) spełnienia – kontynuacji obliczeń od
8
p
punktu (2) (w kroku l=l+1) dla następnego przyrostu obciążenia dR i(l )1 (lub ich zakończenia), poprzedzona
aktualizacją parametrów modeli.
Rys. 1. Algorytm procedury przyrostowo-iteracyjnej.
Fig. 1. Algorithm of step-iterative procedure.
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
Zienkiewicz O. C., Taylor R.L.: The Finite Element Method, Fourth Edition, Vol. 1
& 2, McGraw-Hill Book Company, London 1991.
Banerjee P. K., Butterfield R.: Boundary Element Methods in Engineering Science,
McGraw-Hill Book Company, London 1981.
Gryczmański M.: Metoda elementów kontaktowych i jej zastosowanie do obliczania
belek na półprzestrzeni sprężysto-lepkoplastycznej, Zeszyty Naukowe WSI w Opolu,
Budownictwo z. 21, Nr 97/1984, Opole 1984, 128-139.
Fedczuk P.: Ława fundamentowa na podłożu nieliniowo odkształcalnym, praca
doktorska, Wyższa Szkoła Inżynierska w Opolu, Opole 1992.
Nayak G. C., Zienkiewicz O.C.: Elasto-plastic stress analysis. A generalized for
various constitutive relations including strain softening, International Journal for
Numerical Methods in Engineering, Vol.5, 1972, 113-135.
FEM-CBEM ANALYSIS OF NONLINEAR INTERACTION PROBLEM
OF BUILDING AND SUBSOIL
Summary
The aim of the following paper is to present the concept of using a combined method
(consisting of finite element method FEM and contact boundary element method CBEM) to
analyze the 3-D interaction problem of system „building-foundation-subsoil” with
consideration of elasto-plastic properties of its components. It comprises elementary
theoretical basis, considering formulation of global equation of equilibrium, presentation of
the method of solution this relation (using a step-iterative technique based upon the
modified Raphson-Newton concept).
REWITALIZACJA ZABYTKOWEGO BUDYNKU
UJEŻDŻALNI KONI W STRZELCACH OPOLSKICH
Elżbieta KOKOCIŃSKA-PAKIET
1. Wstęp
Referat prezentuje rewitalizację budynku zabytkowego – ujeżdżalni koni w Strzelcach
Opolskich – należącego do kompleksu pałacowego [1]. Ożywienie budynku nie ogranicza
się jedynie do zaplanowania zabiegów związanych z wyremontowaniem zniszczonego
zabytku, ale również nadaje mu nową formę i walory użytkowe zgodne z stylem epoki,
w której powstał. Termin „rewitalizacja” oznacza dosłownie: przywrócenie do życia,
ożywienie i obejmuje swym zakresem wszystkie działania skupione na ożywieniu
zdegradowanych zespołów obiektów budowlanych. Celem rewitalizacji jest znalezienie dla
nich nowego zastosowania i doprowadzenie do stanu, w którym budynki te zmieniają swoją
funkcję [3].
2. Obiekt ujeżdżalni - położenie
Obiektem rozważań jest istniejący budynek ujeżdżalni koni (rys.1), któremu bardziej
pasowałaby nazwa stajni. Jest on położony w przepięknym miejscu, które obecnie jest
parkiem miejskim w Strzelcach Opolskich, niedaleko ruin zamku. W czasach swojej
świetności stajnie należały do kompleksu pałacowego i służyły dodatkowo, jako wozownia i
budynek mieszkalny dla koniuszych. Od strony północnej sąsiaduje z byłymi
zabudowaniami Spółdzielni Stolarskiej, obecnie zajmowanymi przez PGKiM w Strzelcach
Opolskich, a dalej na północny wschód z budynkami mieszkalnymi. Od strony wschodniej
zaś są ruiny zamku, za którymi biegnie droga dojazdowa do ujeżdżalni. Elewacja frontowa
skierowana jest w stronę parku z widokiem na zamek, tj. w stronę południowo – wschodnią
[1].
3. Projekt rewitalizacji obiektu
Istniejący i niszczejący w latach osiemdziesiątych i dziewięćdziesiątych obiekt
postanowiono przywrócić społeczeństwu, jako obiekt użyteczności publicznej. W nowej
formie funkcjonalnej zaproponowano, aby budynek stał się obiektem teatralnym, który
będzie stanowił podstawę i główny element zagospodarowania terenu. W ramach
propozycji wykonano projekt obejmujący część architektoniczną i konstrukcyjną.
Rys.1. Widok lewego skrzydła obiektu wraz z maneżem zamkniętym (fot. 1998r.).
Fig.1. The view of the object’s left part together with the manege (photo 1998).
W części architektonicznej zamieszczono projekt zmian w istniejącej funkcji obiektu
[1]. Obejmuje on zagospodarowanie prawego skrzydła ujeżdżalni koni na część hoteloworestauracyjną. Na parterze w lewym skrzydle zaprojektowano foyer, kasy i szatnię oraz
toalety. W części tylnej skrzydła umieszczono zaplecze remontowo-krawieckie. Środkowa
część po maneżu do ujeżdżania koni przeprojektowana została na salę teatralną
z możliwością dowolnej aranżacji przestrzeni: od układu arenowego po barokowy scena –
widownia. W lewym skrzydle na piętrze zaprojektowano pomieszczenia techniczne obsługi
teatru i garderoby aktorów.
Opracowano plan zagospodarowania przestrzennego terenów położonych wokół
budynku wraz z adaptacją najbliżej leżącego terenu parku. Zagospodarowanie zielenią
obejmuje istniejące, jak i nowe elementy. Przez utworzenie małych pasm zieleni, przestrzeń
pozostaje otwarta, co sprzyja poczuciu bezpieczeństwa. Ruiny zamku, pozostające w
bliskiej odległości od projektowanego obiektu, zyskują nowego wyrazu tworząc tło dla
teatru letniego, który otacza pasmo zieleni. Długa prosta uliczka prowadząca obserwatora w
stronę budynku teatru może stanowić podstawę do zaaranżowania sceny otwartej
(ulicowej), której również będą towarzyszyć ruiny zamku. W czasie projektowania
przestrzeni wokół obiektu kierowano się ideą czytelności i przejrzystości układu
przestrzennego (rys.2).
Część konstrukcyjna obejmuje obliczenia niezbędnych elementów konstrukcyjnych
wprowadzonych w istniejącą strukturę. W ramach pracy stworzono systemowe rozwiązanie
składanych modułów służących do zmiennego aranżowania przestrzeni sali teatralnej [1,2].
Przeprowadzono
analizę
zabezpieczeń przeciwpożarowych oraz sprawdzono
ciepłochronność ścian.
N
Rys.2. Planowane zagospodarowanie terenu po oddaniu obiektu do użytku [1].
Fig.2. Planned management of the terrain after giving back the object to the use [1].
Rys. 3. Widok lewego skrzydła ujeżdżalni (fot. 2009r.).
Fig.3. The view of the left part of the riding-school (the photo 2009).
4. Stan obecny
Projekt rewitalizacji budynku ujeżdżalni wykonany został w 1999 r. i niestety nie
doczekał się realizacji, ponieważ w tym samym roku budynek przeszedł w ręce prywatne.
Właścicielka zamówiła projekt remontowo-budowlany w jednej z angielskich pracowni
projektowych i według tego opracowania do dnia dzisiejszego prowadzony jest remont
budynku. W budynku zostały wymienione okna i drzwi wejściowe (rys.3) do
poszczególnych skrzydeł oraz bramy wjazdowe. Teren został ogrodzony, a do budynku
prowadzą wybrukowane ścieżki. Wewnątrz i na zewnątrz ujeżdżalni toczą się prace
remontowe. Wykonano już częściowy remont sal, dzięki czemu budynek funkcjonuje
z powodzeniem, jako miejsce odbywania się przyjęć weselnych. Szczególnie zmiany są
widoczne na podstawie bramy wejściowej do maneżu (rys.4).
Rys. 4. Widok bramy wejściowej do maneżu. Po prawej widok obecny, po lewej z 1998r.
Fig.4. The view of the entrance gate to the horsemanship. After right the present view, after
left from 1998.
5. Literatura
[1] Kokocińska E., Wiercigroch W.: Model przestrzeni teatralnej w adaptowanym
obiekcie; architektura, konstrukcja. Praca dyplomowa, Politechnika Opolska, 1999.
[2] Kokocińska-Pakiet E.: Rewaloryzacja architektoniczno-funkcjonalna obiektu
w Strzelcach Opolskich, Inżynieria i Budownictwo 9/2001, Warszawa, s.519-520.
[3] Wikipedia (www.wikipedia.pl) – Encyklopedia internetowa, 10.2009.
RENOVATION OF THE STRUCTURE IN STRZELCE OPOLSKIE
Summary
The word „revitalization” signifies literally: restoration to the life, liveliness and it
encloses all performances concentrate on the liveliness worn out complex of the buildings.
The aim of revitalization is to finding new use for them and leads to the state in which these
buildings change their function [1,3]. The paper presents the antique riding stable building
in Strzelce Opolskie. The revitalization of the single building belonging to the palace
complex in city park was introduced. It isn’t limited to the building construction only, but
gives a new form and a new functional quality, according to historical period.
DIAGNOSTYKA MURÓW KOŚCIOŁA FRANCISZKANÓW
W OPOLU
Andrzej KUCHARCZYK
1. Wprowadzenie
Diagnostyka budowlana jest podstawą do wykonania skutecznego programu prac
renowacyjnych zasolonych i zawilgoconych obiektów zabytkowych. Głównym kryterium do
określenia kolejności, sposobu postępowania oraz zastosowania odpowiednich działań
renowacyjnych jest analiza poszczególnych rodzajów uszkodzeń wywołanych przez
roztwory soli. Działania renowacyjne obiektów zabytkowych należy opierać na diagnostyce
fizyko-chemicznej budowli. W jej ramach należy przeprowadzić badania struktury muru
(pomiary, materiały, rozwiązania konstrukcyjne), jego stanu (zawartość wilgoci, jej rozkład,
przyczyny zawilgocenia, zawartość agresywnych soli i ich rozkład), wytrzymałości i
właściwości materiałów budowlanych oraz nośności elementów konstrukcyjnych [1, 2].
Poniżej zostaną przedstawione wyniki pomiarów zawilgocenia, zasolenia oraz ich
analiza na przykładzie Kościoła Franciszkanów w Opolu. Należy przy tym podkreślić, iż te
właśnie czynniki są największym zagrożeniem dla stanu zachowania obiektów
zabytkowych.
Rys. 1. Kościół Franciszkanów w Opolu.
Fig. 1. The Franciscan Church in Opole.
2. Pomiary zawilgocenia
Przeprowadzone wizje lokalne pozwoliły dokonać wstępnej oceny stanu zawilgocenia i
zasolenia Kościoła Franciszkanów w Opolu. Na ich podstawie wytypowano miejsca gdzie
pobrano materiał do badań. Został on pobrany za pomocą odwiertów po wewnętrznej
stronie ścian kościoła na głębokości do 30cm (rys. 1, 2).
Nr 11, 13
Nr 14
Nr 12
Nr 10
Nr 9
Rys. 1. Krypy kościoła wraz z punktami pomiarowymi.
Fig. 2. The crypt of the church with selected measurement points.
Nr 1, 2
Nr 3, 4
Nr 5, 6
Nr 7, 8
Rys. 2. Przyziemie kościoła wraz z punktami pomiarowymi.
Fig. 1. The basement of the church with selected measurement points.
Pobrany materiał umieszczono w hermetycznych pojemnikach. Następnie określono stan
początkowy masy próbek oraz umieszczono w komorze klimatycznej. Pomiary zmian wagi
próbek wykonywano przy stałej temperaturze (T=20˚C±2˚C) i kontrolowaniu zawilgocenia
(Rh=60%±5%) otoczenia aż do osiągnięcia stałej masy. Na podstawie różnicy mas
wyznaczono stężenie wilgoci w poszczególnych próbkach. Analizowany materiał został
podzielony w taki sposób, aby uzyskać rozkład wilgoci i zasolenia po grubości ścian, tj. do
głębokości 5cm, następnie 5÷10cm, 10÷20cm i 20÷30cm.
Tabela 1. Wyniki zawilgocenia
Badana
próbka
Wysokość od
posadzki
[cm]
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
60
90
60
100
50
95
50
110
sufit
25
50
120
150
170
Głębokość odwiertu [cm]
0÷5
5÷10
10÷20
20÷30
Zawartość wilgoci [kg roztworu soli/kg suchego materiału]
0,085
0,028
0,058
0,050
0,032
0,041
0,057
0,089
0,004
0,004
0,083
0,071
0,008
0,002
0,040
0,038
0,010
0,007
0,014
0,016
0,013
0,012
0,008
0,006
0,080
0,089
0,089
0,079
0,101
0,105
0,072
0,066
0,040
0,049
0,061
0,104
0,078
0,092
0,094
0,108
0,086
0,140
max
max
0,110
0,171
max
max
0,068
0,068
0,075
0,137
0,101
0,163
0,099
–
3. Pomiary zasolenia
W ramach analizy zasolenia ścian zostały wyznaczone rodzaje soli, ich stężenia oraz
rozkład po przekroju i wysokości muru. Po wstępnym wyznaczeniu zawilgocenia w
poszczególnych próbkach materiału (tab. 1) połączono materiał z powierzchniowej części
muru uzyskując pięć próbek. Dokonano tego zgodnie z poniższym:
– próbka nr I to suma 1 i 2 (tab. 1) dla odwiertu od 0 do 5cm,
– próbka nr II to suma 1 i 2 (tab. 1) dla odwiertu od 5 do 10cm,
– próbka nr III to suma 9 i 10 (tab. 1) dla odwiertu od 0 do 10cm,
– próbka nr IV to suma 11, 12, 13 i 14 (tab. 1) dla odwiertu od 0 do 5cm,
– próbka nr V to suma 11, 12, 13 i 14 (tab. 1) dla odwiertu od 5 do 10cm.
Tabela 2. Wyniki zasolenia
Zawartość [% do masy materiału]
Badana próbka
Głębokość
odwiertu
[cm]
Chlorki
Cl-
Azotany
NO3-
Siarczany
SO42-
Sole
łącznie
I=1+2
II=1+2
III=9+10
IV=11+12+13+14
V=11+12+13+14
0÷5
5÷10
0÷10
0÷5
5÷10
0,024
0,030
0,039
0,077
0,079
0,110
0,096
0,078
0,100
0,100
0,110
0,066
0,820
0,170
0,590
0,244
0,192
0,937
0,347
0,769
Średnia
zawartość
wilgoci
[kg/kg]
0,030
0,018
0,060
0,084
0,118
4. Podsumowanie
Z przeprowadzonych badań, analiz oraz oględzin wynika, że mury kościoła są mocno
zawilgocone. Zawartość wilgoci w wielu miejscach jest równa maksymalnej, jaka może się
znajdować w ceramice połączonej spoiną wapienną.
Zgodnie z wytycznymi Stowarzyszenia Naukowo Technicznego Utrzymania Budowli i
Ochrony Zabytków w Niemczech obowiązują trzy stopnie zasolenia ustalone na podstawie
stężenia soli w pobranych próbkach (tab. 3). Na jej podstawie można stwierdzić że w
większości przypadków stężenie jonów w murach Kościoła Franciszkanów posiada wysoki
stopień zasolenia.
Rodzaj związku
chemicznego
Chlorki
Azotany
Siarczany
Sole łącznie
Tabela 3. Stopnie zasolenia
Stopień mały
Stopień średni
%
<0,03
0,03÷0,10
<0,05
0,05÷0,15
<0,10
0,10÷0,25
<0,10
0,10÷0,25
Stopień wysoki
>0,10
>0,15
>0,25
>0,25
Takie warunki sprzyjają dalszej, postępującej degradacji murów kościoła. Należy przy tym
podjąć jak najszybsze działania zapobiegawcze, które wiążą się z prawidłowym ich
zaplanowaniem. Powinny one być starannie kontrolowane, do czego nieodzowne są częste
pomiary zawilgocenia i zasolenia na obiekcie, a następnie ich porównywanie z badaniami
laboratoryjnymi. Rozwiązaniem jest osuszenie muru wykorzystując metody nieinwazyjne,
czyli osuszenie naturalne i sztuczne.
Literatura
[1] Frössel F.: Osuszanie i renowacja piwnic, Polcen, Warszawa 2007
[2] Praca redakcyjna: Budownictwo ogólne. Fizyka budowli, tom 2, Arkady 2005
Praca współfinansowana ze środków Ministra Nauki i Szkolnictwa Wyższego w ramach projektu
badawczego promotorskiego Nr N N506 398135
Praca współfinansowana ze środków Europejskiego Funduszu Społecznego
DIAGNOSTIC OF MASONRY OF FRANCISCAN CHURCH
IN OPOLE
Summary
This article presents a building diagnostic of monuments of Franciscan Church of
Opole. It was concentrated on the estimation of moisture and salt content, because they are
the largest risk to the maintenance of historic buildings. The opinions of the condition of the
behaviour of the walls of the church were also made.
O MOŻLIWOŚCI SZACOWANIA WSPÓŁCZYNNIKA
WYRÓWNYWANIA TEMPERATURY
MATERIAŁÓW BUDOWLANYCH
NA PODSTAWIE BADAŃ TERMOGRAFICZNYCH
Zbigniew PERKOWSKI
1. Wprowadzenie
Współczesne metody termografii pozwalają na dokładne śledzenie zmian temperatury
na powierzchni ciał stałych w czasie rzeczywistym. W przypadku zastosowań w inżynierii
budowlanej umożliwia ona m.in. wykrywanie miejsc uszkodzonych w budowlach i
budynkach, np. wad izolacji cieplnych, spękań, miejsc silnie zawilgoconych itp. Z
oczywistych względów w przypadku kruchych uszkodzeń materiałów (np. spękania, pustki)
czy zawilgocenia materiałów porowatych wykrycia ich można dokonać dzięki temu, iż
zmieniają się podstawowe właściwości cieplne (ciepło właściwe, przewodność cieplna) oraz
gęstość takiego tworzywa. Skutkuje to inną zdolnością do transportu ciepła materiału,
dzięki czemu na termogramach ścian budynków w wielu przypadkach można wykryć
miejsca uszkodzone wprost z pobieżnej oceny, gdyż mają one przy tych samych warunkach
otoczenia inną temperaturę w stosunku do reszty obiektu. Z drugiej strony dokładne,
ilościowe określanie przy pomocy termogramów położenia i stopnia uszkodzeń w ciałach
stałych na podstawie wywołanych przez nie adekwatnych zmian właściwości cieplnych, a
także wprost określanie takich właściwości na podstawie zadań odwrotnych, jest
przedmiotem rozważań naukowych i prowadzi niejednokrotnie do użycia zaawansowanych
technik obliczeniowych lub pomiarowych (np. [2,3]). Dlatego celem niniejszego artykułu
jest przedstawienie autorskiego zadania odwrotnego, które pozwoli w łatwy sposób na
szacowanie współczynnika wyrównywania temperatury a materiału (czyli jego
współczynnika przewodności cieplnej  podzielnego przez ciepło właściwe c i gęstość
 ) jedynie na podstawie pomiarów zmian temperatury na jego powierzchni w przypadku,
kiedy zostało ono poddane impulsowi cieplnemu (np. zetknięciu przez chwilę z cieplejszym
ciałem) na części jego brzegu, a następnie zostało poddane chłodzeniu. Przypadek taki jest
również łatwy do realizacji w warunkach polowych i do analizy termograficznej.
2. Sformułowanie zadania odwrotnego
Tak jak zaznaczono we wstępie rozważmy przypadek jednorodnego, izotropowego ciała
(w uproszczeniu prostopadłościanu jak na rys. 1) zajmującego obszar V i w chwili
początkowej znajdującego się w stałej temperaturze. W pierwszym etapie jest ono poddane
ogrzaniu na spójnym wycinku jego powierzchni zewnętrznej przy zachowaniu warunków
brzegowych pierwszego rodzaju (np. [1]), przy czym na pozostałej części powierzchni
obowiązują jednorodne warunki brzegowe trzeciego rodzaju (np. [1]). Po pewnym,
ustalonym czasie ogrzewanie zostaje „wyłączone” i na całej powierzchni zewnętrznej ciało
wymiana ciepło (ochładza się) z zachowaniem jednorodnych warunków trzeciego rodzaju –
np. wg prawa Newtona [1]. Pole temperatury wyznaczyć można w tym przypadku na
podstawie równania przewodnictwa cieplnego w przypadku bezźródłowym (np. [1,4])
θ  a 2θ  0 ,
(1)
gdzie: θ  T  Te – przyrost temperatury T względem temperatura otoczenia Te . Wtedy na
podstawie powyższej zależności można stwierdzić, że ogólne jego rozwiązanie w trakcie
drugiego etapu procesu (chłodzenia) wyrażone będzie następująco [1,4]
θ

 Akmn  Ak cosK k x   Bk sinK k x  Cm cosM m y   Dm sinM m y 
k , m, n 1

 
(2)
 En cos N n z   Fn sinN n z   exp  K k2  M m2  N n2 at ,
gdzie: Akmn , Ak , Bk , Cm , Dm , En , Fn , K k , M m , N n – współczynniki zależne od warunków
początkowo-brzegowych zadania. Warto zauważyć, że gdy pierwszy etap ogrzewania nie
będzie zbyt długi, to w drugim etapie chłodzenia wyróżnić możemy w ciele dwie strefy – ta,
w której temperatura się zmniejsza i ta, w której się zwiększa (rys. 1). W związku z tym,
gdy w takim przypadku analizować będziemy typowe przebiegi funkcji temperatury, to
wtedy, na początku drugiego etapu, można wyróżnić na powierzchni ciała dwie zamknięte
krzywe, na których prędkość temperatury będzie równa zero (krzywa 1) oraz przepływ
ciepła równolegle do powierzchni nie będzie zmieniał lokalnie bilansu ciepła (krzywa 2).
Np., kiedy ogrzewanie w pierwszym etapie nastąpiło na ściance prostopadłej do osi z to
można na niej, na początku drugiego okresu chłodzenia, wspomniane krzywe wyznaczyć z
warunków (rys. 1):
krzywa 1 : θ  0, krzywa 2 : θ, xx  θ, yy  0 .
(3)
Są one przesunięte względem siebie o pewną odległość. Wynika stąd, że na krzywych 1 i 2
spełnione są zależności:
1)
1)
1)
θ,(zz
 θ,(xx
 θ,(yy
,
θ,(zz2)  1a θ ( 2) ,
(4)
gdzie indeksami górnymi (1) i (2) oznaczono, że są to wielkości odpowiednio wyznaczone na
krzywych 1 i 2. Wtedy, zgodnie ze twierdzeniem Taylora, wartości funkcji T, zz , np. na
odcinku równoległym do osi x w punktach przecięcia z krzywymi 1 i 2, będą w
przybliżeniu spełniać relację
1)
1)
1)
θ,(zz2)  θ,(zz
 θ,(zzx
Δ  12 θ,(zzxx
Δ2,
(5)
gdzie: Δ – odległość pomiędzy krzywymi (1) i (2) mierzona równolegle do osi x .
Etap I- przyłożenie impulsu cieplnego
Etap II- chłodzenie
Krzywa 2
Krzywa 1
y
Te
z
B
A
x
Te
Te
T0

AB || x
B
A


T0 -Te
T0 -Te
0
0

- Warunki brzegowe I rodzaju – stała temperatura T0
wyższa od temperatury początkowej Te układu;
Te jest jednocześnie temperaturą otoczenia
0
,xx+,yy
- Jednorodne warunki brzegowe III rodzaju –
wymiana ciepła przez konwekcję zgodnie
z prawem Newtona
0
Rys. 1 Geometria problemu. Schematyczne wykresy funkcji θ , θ , θ, xx  θ, yy
wzdłuż odcinka AB na powierzchni poddanej impulsowi cieplnemu.
Fig. 1 The geometry of problem. Schematic diagrams of the functions θ , θ , θ, xx  θ, yy
along the segment AB on the external surface subjected to the thermal impulse.
Aby wyznaczyć wielkości występujące w równaniu (5) jedynie na podstawie pomiarów
temperatury na powierzchni ciała należy w pierwszej kolejności wykorzystać fakt, że dla
dużej wartości iloczynu at w szeregu (2) istotny jest tylko pierwszy człon dla k , m, n  1
[4]. Wtedy zajdzie, że:
θ
θ θ
1
θ
 θ, zzx  , x , zz
2 , zz
θ
N1
V
i T, zzxx 
θ, xx θ, zz
θ
V
,
(6)
V
Na tej podstawie uzyskamy z (5) przy uwzględnieniu (4), że:




1)
1)
(1) (1)
(1)

θ,(x1) θ,(xx
 θ,(yy
1 ρc
1 
1 θ, xx θ, xx  θ, yy
1)
1)

 ( 2)  θ,(xx
 θ,(yy

Δ

Δ 2
(
1
)
(
1
)
a
λ θ 
2
θ
θ




(7)
Wzór ten pozwala oszacować wartość współczynnika a na podstawie obrazów
termograficznych, na których odzwierciedlone będą kolejne rozkłady temperatury w
procesie „rozpływu” ciepła po powierzchni ścianki próbki, kiedy usunięto z niej impuls
cieplny zgodnie z procedurą przedstawioną we wstępie punktu. Pochodne występujące we
wzorze (7) można wyliczyć jedynie na podstawie pomiarów temperatury na powierzchni
ciała w sposób przybliżony stosując wzory na różnice skończone. Należy jednak pamiętać,
aby kolejne obrazy termograficzne wykonywane były w nieodległych chwilach w celu
dokładnego wyliczenia pochodnych po czasie i z dużą rozdzielczością, co z kolei rzutować
będzie na dokładność obliczeń pochodnych po zmiennych przestrzennych.
3. Podsumowanie
Przedstawiony sposób obliczania współczynnika wyrównywania temperatury a można
zastosować bezpośrednio w analizie obrazów termograficznych przy ocenie zmian
właściwości cieplnych próbek materiałów jak i elementów budynków. Z uwagi na to, iż
właściwości cieplne materiału są powiązane bezpośrednio ze zmianą innych jego cech
fizycznych (uszkodzenia struktury, zawilgocenie itp.), to przedstawiony sposób łatwego i
bezinwazyjnego wyznaczania współczynnika a można zastosować z powodzeniem w
diagnostyce budowli i budynków.
Oznaczenia symboli
a
c
θ


- współczynnik wyrównywania temperatury, thermal diffusivity, [m2/s],
- ciepło właściwe, specific heat, [J/(kgK)],
- przyrost temperatury, temperature increment, [K],
- przewodność cieplna, thermal conductivity, [W/(mK)],
- gęstość masy, mass density, [kg/m3],
Literatura
[1] Kącki E., Równania różniczkowe cząstkowe w zagadnieniach fizyki i techniki, WNT,
Warszawa, 1989
[2] Mróz Z., Thermographic identification of defects in structures, Proc. CISM – Advanced
School on Parameter Identification of Materials and Structures, Udine, 2003
[3] Muscio A., Bison P.G., Marinetti S., Grinzato E., Thermal diffusivity measurement in
slabs using harmonic and one-dimensional propagation of thermal waves, Int. J. Thermal
Sciences, 43, 2004, 453-463
[4] Płoński W., Pogorzelski J.A., Fizyka budowli, Arkady, Warszawa, 1979
ABOUT A POSSIBILITY OF ESTIMATION
OF THERMAL DIFFUSIVITY FOR BUILDING MATERIALS
ON THE BASIS OF THERMOGRAPHIC INVESTIGATIONS
Summary
A proposition of inverse problem enabling an estimation of thermal diffusivity for
building materials or structural elements is presented in the work. The calculating procedure
is formulated so as to use only temperature measurements made on plane external surfaces
of the elements or materials samples with a use of thermographic techniques. The inverse
problem may be adopted in a easy way in inspections of buildings and diagnostics of
building materials – for example in a detection of damaged or moist zones.
REMONT CZĘŚCI MURU OBRONNEGO
Anna RAWSKA-SKOTNICZNY*, Elżbieta MOLAK**
*
Politechnika Opolska, **WUOZ, Opole
1. Wstęp
Mur obronny (rys.1) znajduje się w woj.opolskim, jest wpisany do rejestru zabytków
i podlega ścisłej ochronie konserwatorskiej [1]. Otacza pozostałości zespołu zamkowego
z XIIIw. Projekt remontu został opracowany pod kątem zachowania formy
architektonicznej z zastosowaniem materiałów tradycyjnych: cegły w zestawieniach
nawiązujących do zastanego otoczenia i tradycji budowlanej.
Rys. 1 Widok ogólny muru obronnego [2]
Fig. 1 General view of the wall [2]
2. Budowa muru i stan jego zachowania
Mur zbudowany jest z cegieł palcówek o wym. 25/26x10/11x8,5/9 cm, układanych na
zaprawie wapiennej w wątku krzyżowym, strychowanych ręcznie i wypalanych w piecach
polowych. Szerokość muru zamyka się w granicach 2,15-2,20 m.. Partia ceglana muru
o zachowanej wysokości 4,09÷4,19 m spoczywa na fundamencie zbudowanym z kamieni
polnych i otoczaków. Omawiana część muru znajduje się w różnym stanie zachowania
i znacznym stopniu przekształcenia dokonanego na początku XX wieku i w latach 60-tych
XX wieku. W licu muru znajduje się wejście do budynku zamknięte łukiem pełnym ze
zwornikiem (rys.1, 2). Obok jest zamurowany współcześnie, przy użyciu niehistorycznej
cegły, otwór okienny wykonany w celu doświetlenia pomieszczenia piwnicznego
nadbudowanej kamienicy. Gzyms muru wystający poza rzut kamienicy zwieńczony
dachówkami, ze spadkiem jednostronnym na zewnątrz. W części środkowej wyodrębniony
balkon z murowaną pełną balustradą.
Rys. 2 Rozwinięcie muru z pokazaniem fragmentów uszkodzeń [2]
Fig. 2 Unwinding the wall with showing fragments of damage [2]
Zachowane w narożniku fragmenty historycznego gotyckiego materiału budowlanego
przynależą do pierwszej, oryginalnej fazy budowy muru obronnego zamku. Generalnie
zachowany jest tu wątek gotycki, na przemian główka i wozówka. Odcinek ten był
wielokrotnie naprawiany i „cerowany”, także późniejszymi cegłami maszynowymi.
Stosowano do ich osadzania i spoinowania zaprawy piaskowo-wapienne z dużym
dodatkiem cementu, zapraw tych użyto także do spoinowania cegły gotyckiej.
Przekształcenia tego odcinka wiązać należy z budową kamienicy mieszczańskiej w 1915r.,
mur stał się wtedy jej fundamentem [1]. Odcinek na zachód od portalu reprezentuje fazę
początku XX wieku, dokonano wówczas oblicowania średniowiecznego muru obronnego
cegłą maszynową. Na niewielkim fragmencie (pod wschodnią częścią balkonu) znajduje się
łata z cegły gotyckiej.
Na całym odcinku omawianego muru nie zachowało się pierwotne fugowanie. Zarówno
remont wykonany w początku XX wieku jak i w 1969 roku wykonano przy użyciu cementu
jako podstawowego materiału wiążącego.
3. Przyczyny zniszczeń
Podejmowane w przeszłości prace remontowe nie były pracami typowo
konserwatorskimi i przyczyniły się bezpowrotnie do zniszczenia pierwotnej, oryginalnej
materii i struktury zewnętrznej muru zamkowego. Miały one charakter działań
zabezpieczających uwzględniających głównie aspekt techniczny. Głównymi przyczynami
zniszczeń są:
 działalność składników mineralnych zawartych w materiałach budowlanych,
 działalność soli,
 działanie wody i związanych z tym czynników fizykochemicznych,
 niszczące działanie czynników biologicznych.
Stan zachowania cegieł jest zróżnicowany z uwagi na zastosowanie materiału z rożnych
okresów historycznych. W większości występuje cegła dobrze wypalona, dobrej jakości
technicznej. W warunkach zewnętrznej ekspozycji cegły ich materia ciągle narażona jest na
działanie substancji, które doprowadziły do utworzenia się na powierzchni cegły i zapraw
w spoinach, ciemnej, uszczelniającej patyny. Ich stałe oddziaływanie zwiększa porowatość
i w konsekwencji przyspiesza rozpad materiału [2]. Tam, gdzie nastąpiło uszkodzenie
powierzchni cegły, widoczne są strukturalne wykruszenia, rozwarstwienia i spękania.
Również błędy technologiczne (użycie cementu do zapraw) spowodowały w wielu
fragmentach ubytki materiałów na znaczną głębokość (rys.3).
Rys. 3 Uszkodzenia cegieł
Fig. 3 Damaged bricks
Duży wpływ niszczący na stan zachowania cegieł ma działanie wód opadowych.
Nasiąkliwość cegły w procesie zamarzania wody spowodowała na znacznych
powierzchniach spękania, rozwarstwienia i odspojenia. Obecność wody aktywizowała
również korozję chemiczną wywołaną przez reakcję kwasami. Zachodzące procesy
fizykochemiczne powodowały rekrystalizację związków soli, które przy powstałych
uszczelnieniach były przyczyną rozluźnienia warstw powierzchniowych, złuszczenia
i kruszenia się zewnętrznego lica cegły.
4. Założenia i metody konserwatorskie
Zasadniczym założeniem konserwatorskim jest wykonanie konserwacji zachowawczej
mającej na celu likwidację zniszczeń i zagrożeń budowlanych.
Przyjęto założenie uzupełnienia ubytków murów tam, gdzie warunki statyki budowli nie
budzą zastrzeżeń [3] i gdzie w rażący sposób został zakłócony pierwotny układ główkowowozówkowy (rys.2). W miejscach szczególnie zniszczonych zaprojektowano
przemurowanie z zastosowaniem cegły rozbiórkowej lub współczesnej wzorowanej
wymiarami, kształtem, fakturą i kolorem na cegłach zabytkowych. Ze względu na znaczne
uszkodzenie zwieńczenia wykonanego z dachówki ceramicznej zaproponowano
zastosowanie jednorodnego zwieńczenia wykonanego z cegły ceramicznej bez tynkowania,
kładzionej na płask, charakterystycznego dla epoki (rys. 4).
Na całej powierzchni muru należy wykuć fugi cementowe, a wypełnienie ubytków
wykonać zaprawą wapienną. Prace należy prowadzić ręcznie, aby w jak najmniejszym
stopniu uszkodzić strukturę sąsiadujących z nimi cegieł. W miejscach, gdzie dojdzie mimo
to do zniszczenia struktury cegieł, należy przeprowadzić ich rekonstrukcję metodami
konserwatorskimi.
Wszystkie zabiegi rekonstrukcyjne poprzedzić należy odczyszczeniem ceglanych
murów. Celem tego zabiegu jest usunięcie z powierzchni cegły szkodliwych nawarstwień
typu atmosferycznego, jednakże bez naruszania jej naturalnego zabezpieczenia jakim jest
spiek powierzchni.
Rys. 4 Widok zwieńczenia muru i sposób jego naprawy
Fig. 4 The view of topping the wall and the way of its repair
5. Uwagi końcowe
Średniowieczne fortyfikacje zamku są cennym zabytkiem gotyckiej architektury
obronnej i tworzą założenie przestrzenne o dużym znaczeniu historycznym i kulturowym.
W przypadku prac budowlanych przy takich obiektach należy kompleksowo opracować
projekt remontu. Całościowy program naprawczy powinien zawierać szczegółowy program
prac konserwatorskich opisujący postępowanie od strony zarówno technicznej, jak
i technologicznej oraz estetycznej. Należy go poprzedzić zebraniem materiałów
historycznych omawiających genezę obiektu i jego przekształcenia.
Literatura
[1] Karta ewidencyjna zabytku, w zasobach archiwum OWKZ,
[2] Rawski H. : Inwentaryzacja architektoniczno-budowlana oraz ekspertyza muru,
[3] PN-B-03002:1999 Konstrukcje murowe. Obliczenia statyczne i projektowanie.
RENOVATION OF THE PART OF DEFENSIVE WALL
Summary
Existing state of antique wall were introduced. Way of renovation of wall was proposed.
TRWAŁOŚĆ SPOIW CEMENTOWYCH
MODYFIKOWANYCH UDZIAŁEM MĄCZKI WAPIENNEJ
Elżbieta JANOWSKA-RENKAS, Maciej KLAMKA
Katedra Inżynierii Materiałów Budowlanych, Wydział Budownictwa Politechniki
Opolskiej, Opole
1. Wprowadzenie
Rosnące wymagania rynku budowlanego, postęp technologiczny, rozwój wiedzy
w dziedzinie cementu zmuszają naukowców do wzmożenia prac nad cementem, który
zaspokoi wciąż rosnące oczekiwania.
Wprowadzenie różnego rodzaju dodatków mineralnych do cementu oprócz korzyści
ekonomiczno – ekologicznych wpływa na zmodyfikowanie właściwości cementów, których
wykorzystanie cieszy się coraz to większym zainteresowaniem w budownictwie XXI wieku
[1-4]. W związku z powyższym produkcja cementów wieloskładnikowych z roku na rok
rośnie, zmniejszając jednocześnie zużycie klinkieru portlandzkiego. Szczególnie cementy
na bazie mączki wapiennej są wciąż nowością na polskim rynku budowlanym, a ich
właściwości i możliwe spektrum zastosowań, również w rewaloryzacji budowli
zabytkowych, są ciągle przedmiotem badań [4,5].
W niniejszej pracy przedstawiono wyniki badań wpływu maczki wapiennej na
właściwości zaczynów i zapraw wytworzonych na bazie cementu wapiennego CEM II / A L 42,5 R.
2. Materiały do badań
Do badań użyto dwa rodzaje cementów przemysłowych –portlandzki CEM I 42,5R
i wapienny CEM II/A-LL 42,5R. Powierzchnia właściwa cementów określona metodą
Blain’a wynosiła odpowiednio: dla CEM I - 354,3 m2/kg, natomiast dla CEM II 375,0 m2/kg.
3. Metody badań
Badania wykonano dla zaczynów i zapraw cementowych. W badaniach zaczynów
określono czas wiązania i wodożądność badanych cementów zgodnie z wytycznymi normy
PN-EN 196-3.
Pomiary reologiczne zaczynów przeprowadzono przy użyciu wiskozymetru rotacyjnego
o współosiowych cylindrach typu RV2. Właściwości zaczynów określono na podstawie
wyznaczonych krzywych płynięcia dla rosnących i malejących szybkości ścinania
w zakresie od 0 do 150 s-1. Granice płynięcia i lepkości plastyczne wyznaczono w oparciu
o model Binghama. Pomiary przeprowadzono na zaczynach cementowych przy w/c
wynoszącym 0,39 i 0,40, w stałej temperaturze 210C.
Trwałość zapraw cementowo-wapiennych określono poprzez badania: wytrzymałości na
zginanie i ściskanie (PN-EN 196-1), mrozoodporności metodą Polska –po 25 cyklach
zamrażania i odmarzania wg PN-85/B-04500. Ponadto wykonano badania nasiąkliwości
i skurczu zapraw zgodnie z wytycznymi ww. normy.
4. Wyniki i ich omówienie
W tabeli 1 przedstawiono wyniki badań wodożądności i czasu wiązania cementu
portlandzkiego CEM I 42,5 R i wapiennego CEM II/ A-LL 42,5 R. Z przeprowadzonych
badań wodożądności wynika, że cement z dodatkiem wapienia charakteryzuje się nieco
mniejszym zapotrzebowaniem na wodę (26,7%) w porównaniu do cementu portlandzkiego
(27,0%, tab. 1).
Tabela 1. Wodożądność i czas wiązania badanych cementów
27,0
Początek
wiązania
[min]
175
Koniec
wiązania
[min]
240
Czas
wiązania
[min]
65
26,7
185
245
60
Rodzaj cementu
Ilość wody
[ml]
Wodożądność
[%]
CEM I 42,5R
135
CEM II/A-LL 42,5R
133
Obecność kamienia wapiennego w cemencie wpływa na nieznaczne wydłużenie
początku wiązania, co potwierdzają badania innych autorów [4]. Przy czym całkowity czas
wiązania cementu wapiennego jest krótszy o ok. 5 min w porównaniu do cementu
portlandzkiego (tab. 1). Obecność mączki wapiennej w cemencie wpływa na skrócenie jego
czasu wiązania i zgodnie z Kurdowskim [1] wiąże się z wytworzeniem karboglinianu
wapnia w wyniku reakcji z fazami glinianowymi oraz stanowi zarodek krystalizacji, a tym
samym wpływa na przyspieszenie hydratacji krzemianów wapniowych [3].
Prezentowane powyżej wyniki badań mają odzwierciedlenie w wynikach badań
reologicznych zaczynów cementowych z cementów CEM I 42,5 R i CEM II/A-LL (rys. 1,
tab. 2).
Niezależnie od tego czy badania wykonywano przy większej czy mniejszej ilości wody
(w/c=0,4 i 0,39) zaobserwowano, że zaczyny cementowe z cementu portlandzkiego CEM I
charakteryzowały się większym stopniem upłynnienia, a tym samym mniejszymi
wartościami parametrów reologicznych w stosunku do zaczynów na bazie cementu
wapiennego (tab. 2).
Większe wartości granic płynięcia i lepkości plastycznych stwierdzone dla zaczynów
z cementu CEM II/A-LL 42,5 R, w porównaniu do zaczynów z cementu CEM I 42,5 R,
związane są z przyśpieszonym procesem hydratacji i mają podłoże w składzie cementu
a konkretnie w obecności wapienia - który wpływa na wcześniejsze powstawanie produktów
hydratacji cementu wapiennego [3]. W związku z powyższym ilość wytworzonych
produktów oraz obecność karboglinianu wapnia dodatkowo wpływa na zagęszczenie i utratę
płynności zawiesin cementowo-wapiennych (rys.1).

Pa]
p
Pa∙s]
p
Pa]
p
Pa∙s]
w/c
CEM I 42,5 R
Rys. 1. Krzywe płynięcia zaczynów na bazie
cementu wapiennego i portlandzkiego dla
w/c=0,39 i w/c=0,40
CEM II/A-LL
42,5 R
0,39
4,7
0,25
26,9
0,40
0,40
3,5
0,17
17,3
0,22
Tabela 2. Wartości granicy płynięcia i
lepkości plastycznej badanych zaczynów
W celu określenia trwałości produktów uzyskanych na bazie cementu portlandzkiego
i wapiennego wykonano badania wytrzymałości, mrozoodporności, nasiąkliwości i skurczu
zapraw wytworzonych na bazie omawianych cementów. Skład zapraw przedstawiono
w tabeli 3.
Tabela 3. Skład zapraw
Skład
Rodzaj cementu
CEM I 42,5R
CEM II/A-LL 42,5R
Cement
[g]
450
450
Piasek
[g]
1350
1350
Woda
[g]
130
128
Opad stożka
[cm]
6
6
Tak jak potwierdziły badania wodożądności (tab. 1) w celu uzyskania jednakowej
konsystencji zapraw (opad stożka 6 cm) należało zwiększyć ilość wody w zaprawie na bazie
cementu portlandzkiego (tab.3).
Tabela 4. Wyniki badania wytrzymałości zapraw na zginanie i ściskanie
Czas
[dni
]
1
7
14
28
90
CEM I 42,5R
Wytrzymałość na Wytrzymałość na
zginanie
ściskanie
[MPa]
[MPa]
3,57
13,25
6,42
43,39
7,60
49,85
7,80
57,12
8,30
61,50
CEM II/A-LL 42,5R
Wytrzymałość na Wytrzymałość na
zginanie
ściskanie
[MPa]
[MPa]
1,33
4,37
5,38
33,62
5,90
43,02
7,30
47,05
7,42
50,98
Badania wytrzymałości zapraw na zginanie i ściskanie wykonano po czasie 1, 7, 28 i 90
dni. Na podstawie uzyskanych wyników badań (tab. 4) można stwierdzić, że wprowadzenie
35 % kamienia wapiennego do cementu nieco obniża wytrzymałość na zginanie i ściskanie
zapraw cementowo-wapiennych, zarówno w początkowym jak i końcowym okresie
wiązania. Przy czym różnica tych wartości jest rzędu 6,5% po 28 dniach i ok. 10 % po 90
dniach dojrzewania w porównaniu do zapraw na bazie cementu portlandzkiego (tab. 4).
W tabeli 5 i 6 zamieszczono wyniki badań odporności zapraw (na bazie cementu
portlandzkiego CEM I 42,5R i wapiennego CEM II/A-LL 42,5R) na działanie mrozu.
Tabela 5. Wyniki badania zmian masy próbek poddanych badaniu mrozoodporności
CEM I 42,5R
CEM II/A-LL
Nr
próbki
Masa próbki
przed
zamrażaniem
[g]
Masa próbki
po
zamrażaniu
[g]
Różnica
mas
[%]
Masa próbki
przed
zamrażaniem
[g]
Masa próbki
po
zamrażaniu
[g]
Różnica
mas
[%]
1.
2.
3.
4.
5.
6.
554,6
544,3
567,5
533,8
535,7
534,2
554,2
544,2
567,5
533,8
535,7
534,1
0,07
0,02
0,00
0,00
0,00
0,02
537,3
532,7
536,5
531,4
532,8
533,2
537,2
532,7
536,5
531,4
532,7
533,2
0,02
0,00
0,00
0,00
0,02
0,00
ŚREDNIA [%]
ŚREDNIA [%]
0,02
0,01
Po 25 cyklach zamrażania i rozmrażania nie zanotowano spadku masy badanych próbek
(tab.5). Różnice wytrzymałości pomiędzy próbkami kontrolnymi i poddanymi cyklicznemu
zamrażaniu i odmrażaniu (25 cykli wg normy) nie przekraczały normowych 2%, dlatego
badane próbki można zakwalifikować jako odporne na działanie mrozu.
Tabela 6. Wyniki badania wytrzymałości na ściskanie i zginanie próbek poddanych
badaniu mrozoodporności
Wytrzymałość na zginanie
[MPa]
Próbki
Próbki
kontrolne
zamrażane
Rodzaj zaprawy
7,1
6,7
CEM I 42,5R
CEM II/A-LL
7,3
6,9
Wytrzymałość na ściskanie
[MPa]
Próbki
Próbki
kontrolne
zamrażane
59,3
48,4
58,4
47,8
Na rysunku 2 przedstawiono wartości skurczu uzyskane dla zapraw na bazie cementu
portlandzkiego i wapiennego.
Z badania skurczu wynika, że we wczesnym okresie dojrzewania (do 14 dni) nie
obserwuje się zmian liniowych badanych zapraw, pojawiają się one między 7 a 14 dniem
dojrzewania. Przy czym od pierwszych chwil dojrzewania zaprawy z cementu wapiennego
wykazują nieco większy skurcz niż z cementu portlandzkiego. W póżniejszym etapie
dojrzewania obserwujemy stały, niewielki przyrost skurczu dla zapraw z cementu
portlandzkiego i bardzo wyraźny dla cementu wapiennego (po 14 dniach), który ostatecznie
(po 90 dniach) wykazuje niemal dwukrotnie większą wartość niż w przypadku cementu
portlandzkiego (rys.2).
Skurcz zapraw na bazie cementu
CEM I 42,5R i CEM II/A-LL 42,5R
0,090
CEM I 42,5R
0,080
0,077
CEM II/A-LL 42,5R
0,070
0,065
Skurcz [%]
0,060
0,050
0,040
0,030
0,030
0,032
0,027
0,023
0,020
0,010
0,000 0,000
0,000 0,000
0,000
3 dni
7 dni
14 dni
28 dni
90 dni
Rys. 2. Skurcz zaprawy na bazie cementu portlandzkiego i wapiennego
Na tej podstawie można stwierdzić, że dodanie do cementu kamienia wapiennego
wpływa na wzrost skurczu zapraw, co może być spowodowane stwierdzonym w badaniach
[3] wzrostem intensywności wydzielania ciepła w procesie hydratacji cementów z udziałem
mączki wapiennej, wywołanym przyśpieszonym procesem hydratacji krzemianów
wapniowych. Przyczynia się to tym samym do krótszego czasu wiązania cementu
wapiennego oraz wzrostu parametrów reologicznych w porównaniu z CEM I.
Zastąpienie 35-u % klinkieru portlandzkiego wapieniem, wpływa na zmniejszenie ilości
produktów hydratacji pochodzących od klinkieru, co może wpływać na niewielką różnicę
nasiąkliwości zapraw wapiennych (8,5 %) w porównaniu do zapraw na bazie cementu
portlandzkiego (8,1 %). Jednak obecność wapienia w cemencie CEM II/ A-LL wpływa na
wytworzenie dodatkowego produktu hydratacji - karboglinianu wapnia. Produkt ten
przyczynia się do uszczelnienia wewnętrznej struktury zapraw stwierdzonej w wysokiej
wytrzymałości i niskiej ich nasiąkliwości i czyni cement wapienny odpowiednikiem, czy
wręcz zamiennikiem cementu portlandzkiego – co obecnie jest tendencją technologiczną
coraz to większej ilości Cementowni.
5. Wnioski
Na podstawie przeprowadzonych badań i analizy uzyskanych wyników można
sformułować następujące wnioski:
 wprowadzenie kamienia wapiennego do cementu wpływa na właściwości zaczynów
i zapraw zarówno w początkowym jak i końcowym okresie wiązania. Objawia się to
wzrostem parametrów reologicznych oraz przyśpieszonym czasem wiązania
w porównaniu do zaczynów na bazie cementu portlandzkiego.
 wysoka wytrzymałość i niska nasiąkliwość zapraw z cementu wapiennego
porównywalna do zapraw z cementu portlandzkiego, może być związana z obecnością
wapienia, który w początkowym okresie dojrzewania odgrywa rolę prekursora
produktów hydratacji cementu, przyczyniając się do jeszcze większego uszczelnienia
wewnętrznej struktury zapraw.
 po 25 cyklach zamrażania i odmrażania próbki na bazie cementu wapiennego nie
wykazywały zasadniczych różnic w masie i spadku wytrzymałości, a odporność zapraw
z cementu wapiennego na działanie mrozu jest porównywalna do odporności zapraw
z cementu portlandzkiego,
 cement wapienny wykazuje niemal dwukrotnie większy skurcz niż cement portlandzki.
Udział domieszek chemicznych, opóźniających czas wiązania stanowiłby rozwiązanie
problemów zmian liniowych w badanych zaprawach.
 ze względu na korzystne właściwości badanych zaczynów i zapraw cement wapienny
stanowi cenne spoiwo, które oprócz zastosowania w technologii betonu może również
być stosowany do napraw budowli istniejących.
Literatura
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
KURDOWSKI W.: Chemia cementu. PWN, Warszawa 1991.
GRZESZCZYK S., JANOWSKA-RENKAS E.: Rola wypełniaczy wapiennych
w cemencie w kształtowaniu właściwości reologicznych zaczynów. Materiały
Pięćdziesiątej drugiej konferencji naukowej Komitetu Inżynierii Lądowej i Wodnej
PAN i Komitetu Nauki PZITB, Gdańsk – Krynica, 2006, 173 – 179.
JANOWSKA-RENKAS E.: Wpływ wypełniaczy wapiennych na ciepło twardnienia.
Roczniki Inżynierii budowlanej – Zeszyt 7, 2007, 26-30.
CHŁĄDZYŃSKI S., GARBACIK A.: Cementy wieloskładnikowe w budownictwie.
Stowarzyszenie Producentów Cementu. Kraków, 2008.
M. BÉDÉRINA, M.M. KHENFER, R.M. DHEILLY, M.: Quéneudec Reuse of local
sand: effect of limestone filler proportion on the rheological and mechanical
properties of different sand concretes, Cement and Concrete Research, vol. 35, no. 6,
2005, 1172-1179.
DURABILITY OF CEMENT BINDERS MODIFIED BY LIMESTONE
FILLER
Sumary
The paper presents results of the limestone filler influence research on cement pastes
and mortars produced on the base of CEM II/A-LL 42,5 R cement properties. It was noticed
that limestone cement characterized shorter time of setting in initial and greater fluidity loss
in comparison with Portland cement. However, mortars produced on the base of limestone
cement indicate high compressive strength, low moisture absorption and high frost resistant.

roczniki inżynierii budowlanej

Transkrypt

Podobne dokumenty

Wpływ roślinności na preferencje wypoczynkowe użytkowników

KULTY NA ET

Vademecum Technologa Betonu

Seismoacoustic surveying of Lake Ostrowite