Download - REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU - kaproc.rb.polsl.pl · Problemy z waciwym napowietrzeniem betonu ... obcieniem konstrukcji i wynikaj wtedy bezporednio z pracy ... wykonywanie konstrukcji

XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE „Cement – w�a�ciwo�ci i zastosowanie”

GÓRA�D�E CEMENT S.A.

Katedra In�ynierii Materia�ów i Procesów Budowlanych Wydzia� Budownictwa Politechniki �l�skiej w Gliwicach

GÓRA�D�E CEMENT HEIDELBERGCEMENT Group

REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2011

KOMITET PROGRAMOWY Przewodnicz�cy:

prof. dr hab. in�. JANUSZ SZWABOWSKI Politechnika �l�ska ANDRZEJ BALCEREK Prezes Zarz�du, Dyrektor Generalny Góra�d�e Cement S.A. Cz�onkowie:

CZES�AW NIERZWICKI Dyrektor Handlowy, Cz�onek Zarz�du Góra�d�e Cement S.A.

prof. dr hab. in�. ARTEM CZKWIANIANC Politechnika �ódzka

dr hab. in�. JACEK GO�ASZEWSKI, prof. nzw. w Pol. �l. Politechnika �l�ska dr hab. in�. ZBIGNIEW GIERGICZNY, prof. nzw. w Pol. �l.

Politechnika �l�ska; Centrum Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o.

dr hab. in�. WOJCIECH PIASTA, prof. nzw. w P�k Politechnika �witokrzyska dr in�. Grzegorz BAJOREK Politechnika Rzeszowska Sekretariat sympozjum:

Jolanta Katuszonek Katedra In�ynierii Materia�ów i Procesów Budowlanych Wydzia� Budownictwa Politechniki �l�skiej ul. Akademicka 5, 44-100 Gliwice tel. (0-32) 237-22-94 fax (0-32) 237-27-37 e-mail: [email protected]

3

SPIS TRE�CI REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

I sesja Przewodnicz�cy sesji - prof. dr hab. in�. Janusz Szwabowski Politechnika �l�ska

1. W�a�ciwa piel�gnacja a trwa�o�� betonu. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 5 - dr in�. Grzegorz Bajorek, Politechnika Rzeszowska

2. Wp�yw popio�u lotnego na wytrzyma�o�� betonu o wysokim

punkcie piaskowym . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 17

- prof. dr hab. in�. Artem Czkwianianc, mgr in�. Dawid Moszczyski, Politechnika

�ódzka

3. Beton wysokowytrzyma�o�ciowy z cementu hutniczego

CEM III/A 42,5N-NA/HSR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 33

- mgr in�. Tomasz Adamczuk, Centrum Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o.,

dr hab. in�. Zbigniew Giergiczny, prof. nzw. w Pol. �l., Politechnika �l�ska;

Centrum Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o.

4. Produkty specjalne w ofercie Góra�d�e Beton . . . . . . . . . . . . . - str. 45

- mgr in�. Tomasz Pu�ak, Centrum Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o.,

mgr in�. Krzysztof Szersze, Góra�d�e Cement S.A.

5. Projektowanie betonu samozag�szczalnego . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 62

- dr hab. in�. Jacek Go�aszewski prof. nzw. w Pol. �l., prof. dr hab. in�. Janusz

Szwabowski, Politechnika �l�ska

II sesja Przewodnicz�cy sesji - dr hab. in�. Zbigniew Giergiczny prof. nzw. w Pol. �l., Politechnika �l�ska, Centrum Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o. 1. Wp�yw rodzaju cementu na skurcz i p�cznienie betonu . . . . . . . . . . . . . . - str. 73

- dr hab. in�. Wojciech Piasta prof. nzw. w P�k, mgr in�. Hubert Sikora, Politechnika

�witokrzyska

4

2. W�a�ciwo�ci kompozytów cementowych z du�� ilo�ci� w�ókien krótkich - str 88

- dr in�. Waldemar Pichór, Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie

3. Betony z proszków reaktywnych – podstawy projektowania, w�a�ciwo�ci,

zastosowanie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 102

- dr in�. Tomasz Zdeb, Politechnika Krakowska

4. Problemy z w�a�ciwym napowietrzeniem betonu samozag�szczalnego . . . - str. 118

- dr in�. Beata �a�niewska – Piekarczyk, Politechnika �l�ska

5. Kszta�towanie urabialno�ci fibrobetonu samozag�szczalnego . . . . . . . . . . - str. 131

- dr in�. Tomasz Ponikiewski, Politechnika �l�ska

6. Wp�yw w�ókien stalowych na wybrane w�a�ciwo�ci betonu

samozag�szczalnego . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. . . . . . - str. 141

- mgr in�. Patrycja Miera, prof. dr hab. in�. Janusz Szwabowski, Politechnika �l�ska

7. Korozja siarczanowa betonu. Mechanizm i metody bada� . . . . . . . . . . . . . - str. 149

- mgr in�. Monika D�browska, Politechnika �l�ska w Gliwicach, Centrum

Technologiczne BETOTECH Sp. z o.o. 8. Reakcja alkaliczna ASR w betonie – metody bada� . . . . . . . . . . . . . . . . . . - str. 163

- mgr in�. Wojciech Dro�d�, Instytut Ceramiki i Materia�ów Budowlanych w

Warszawie, Oddzia� Szk�a i Materia�ów Budowlanych w Krakowie.

9. Beton w �cianach szczelinowych – jaki ma by�? . . . . . . . . . . . . . - str. 175

- mgr in�. Magdalena Czopowska – Lewandowicz, Politechnika �l�ska

5

Grzegorz Bajorek 1

W�A�CIWA PIEL�GNACJA A TRWA�O�� BETONU

1. Wprowadzenie Prawid�owo wykonany projekt konstrukcji na podstawie aktualnych norm (Eurokodów) w sposób �cis�y okre�la wymagane w�a�ciwo�ci dla ka�dego materia�u konstrukcyjnego, w tym tak�e betonu. Dotyczy to na równi dwóch grup w�a�ciwo�ci – tych odpowiedzialnych za no�no�� konstrukcji (charakterystyki wytrzyma�o�ciowe, definiowane zw�aszcza poprzez okre�lenie klasy wytrzyma�o�ci betonu), a tak�e tych odpowiedzialnych za oczekiwan� trwa�o�� konstrukcji w odniesieniu do klasy oddzia�ywania �rodowiska (m.in. szczelno�� struktury zapewniaj�ca jej nieprzepuszczalno�� dla cieczy i gazów, mrozoodporno��, wyra�ane np. stopniami wodoszczelno�ci, mrozoodporno�ci, czy nasi�kliwo�ci�). Wyspecyfikowane w taki sposób wymagania musz� by� pó�niej uzyskane w trakcie wykonywania konstrukcji. S�u�� temu po kolei czynno�ci technologiczne, których celem jest spe�nienie za�o�e projektanta:

� projekt mieszanki betonowej i badania wstpne, � wytwarzanie mieszanki betonowej (warunki produkcji i kontrola produkcji), � transport mieszanki betonowej (�rodki transportu, czas transportu), � wbudowywanie mieszanki betonowej (sposób podawania – np. pompowanie,

zagszczanie), � pielgnacja betonu (warunki wilgotno�ciowe, warunki temperaturowe,

zabezpieczenie przed uszkodzeniami mechanicznymi). Z punktu widzenia wp�ywu poszczególnych wymienionych powy�ej dzia�a na efekt kocowy, nale�y wyra�nie stwierdzi�, �e s� one jednakowo wa�ne i stanowi� kompletny pakiet, konieczny do zrealizowania w odniesieniu do ka�dej wykonywanej konstrukcji. Brak któregokolwiek ogniwa mo�e wp�yn�� na obni�enie bezpieczestwa b�d� skrócenie czasu u�ytkowania budowli. Wydaje si, �e najbardziej niedocenianym w codziennej praktyce budowlanej jest ostatni etap procesu – pielgnacja betonu.

1 dr in�. Politechnika Rzeszowska, Centrum Technologiczne Budownictwa przy Politechnice Rzeszowskiej, 35-105 Rzeszów, ul. Przemys�owa 23, [email protected]

XIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2011

6

2. Potrzeba pielgnacji i ochrony betonu

Prawid�owy przebieg dojrzewania betonu nierozerwalnie ��czy si z procesami hydratacji spoiwa polegaj�cymi zasadniczo na chemicznym wi�zaniu wody wprowadzonej do mieszanki na etapie produkcji. Ods�onita powierzchnia �wie�o wbudowanego betonu nara�ona jest jednak na oddzia�ywanie czynników atmosferycznych, które doprowadzi� mog� do jej przesuszenia. Zw�aszcza latem, gdy wystpuj� ekstremalne temperatury, czsto w po��czeniu z innymi zjawiskami atmosferycznymi (nas�onecznienie, wiatr) zak�ócone zostaj� procesy hydratacji, a nawet mog� by� bezpowrotnie przerwane. W skrajnych przypadkach, przy na przyk�ad betonach lub zaprawach pó�suchych czy wilgotnych, mo�e nast�pi� ca�kowite ich przesuszenie i zatrzymanie wi�zania i dojrzewania. W �argonie budowlanym mówi si wtedy o „spaleniu” cementu w mieszance, a zjawisko to jest nieodwracalne. Cz�ciowe zak�ócenie procesu dojrzewania prowadzi do obni�enia kocowej oczekiwanej wytrzyma�o�ci betonu, a struktura materia�u staje si mniej odporna na agresywne oddzia�ywania �rodowiska. Obni�a si zatem trwa�o�� wykonanej konstrukcji. Negatywnym skutkiem odparowywania wody i przesuszania betonu jest wzmo�ony skurcz, zw�aszcza ten w pocz�tkowym okresie dojrzewania. Jest to okres kiedy wytrzyma�o�� betonu (zw�aszcza wytrzyma�o�� na rozci�ganie) jest jeszcze bardzo ma�a i materia� nie jest w stanie przeciwstawi� si napr�eniom wewntrznym wywo�anym zmianami objto�ci. Nastpuj� wtedy zarysowania, zw�aszcza powierzchniowe, a nawet pknicia elementów konstrukcyjnych. Obni�a si ich no�no�� lub nastpuje utrata w�a�ciwo�ci u�ytkowych konstrukcji (np. szczelno�� zbiorników), ale w szczególno�ci otwiera si struktura materia�u na migracj czynników korozyjnych (np. CO2, Cl¯). To obni�a trwa�o�� budowli.

Zarówno wytrzyma�o�� jak i trwa�o�� betonu silnie uzale�nione s� od stopnia hydratacji ( ). Znana zale�no�� podana przez Powersa [np. 1]:

Vp = 100 w/c – 36,15 (1)

wykazuje, �e wikszy stopie hydratacji ( ), to mniejsza porowato�� kapilarna (Vp), a to ona w�a�nie wp�ywa na wytrzyma�o�� i trwa�o�� materia�u. Dla zwikszania wytrzyma�o�ci i trwa�o�ci, porowato�� kapilarna (Vp) powinna by� minimalizowana, a to osi�ga si przede wszystkim poprzez zmniejszenie ilo�ci wody zarobowej (w) na etapie projektowania sk�adu betonu. Teoretycznie, przy wska�niku w/c równym lub mniejszym 0,3615 mo�liwe jest uzyskanie betonu ca�kowicie pozbawionego porowato�ci kapilarnej, pod warunkiem jednak ca�kowitego zrealizowania procesów hydratacji ( = 1) – aby to osi�gn��, nigdy w betonie nie mo�e zabrakn�� wody dla reakcji tej cz�ci sk�adników, które jeszcze nie zd��y�y przereagowa�. Konieczna jest zatem w�a�ciwa ochrona rozdeskowanego betonu przed odparowywaniem wody, która nie zosta�a jeszcze zwi�zana procesami hydratacji. Z przedstawionej zale�no�ci wynika tak�e, �e �atwiej zaszkodzi� przesuszeniem betonom wy�szej klasy ni� ni�szej, bo znacznie mniejszy jest „zapas” wody zarobowej nie uczestnicz�cy w procesach wi�zania i twardnienia betonu. Ogromne znaczenie z punktu widzenia trwa�o�ci, oprócz porowato�ci kapilarnej, maj� zarysowania, a nawet pknicia betonu. Otwieraj� one struktur betonu na migracj czynników korozyjnych, sigaj�c czsto a� do zbrojenia konstrukcyjnego, nara�aj�c go bezpo�rednio na korozj. Zarysowania mog� by� efektem napr�e wywo�anych

7

obci��eniem konstrukcji i wynikaj� wtedy bezpo�rednio z pracy statycznej elementu (zw�aszcza rozci�ganego lub zginanego). Mog� by� te� skutkiem skurczu betonu, który jest jego naturaln� w�a�ciwo�ci�. Skurcz mo�e pojawi� si ju� na etapie �wie�o wbudowanego betonu (przed rozpoczciem procesów twardnienia) i wtedy okre�la si go jako skurcz plastyczny (rys. 1). Pojawia si tak�e pó�niej i jest zjawiskiem d�ugotrwa�ym, jako skurcz wysychania i skurcz autogeniczny (rys. 2). Wystpuje zawsze wtedy, gdy odkszta�cenia pozbawione swobody (wbudowane elementy zbrojenia, tarcie o deskowanie, tarcie o pod�o�e, itp.) wywo�aj� napr�enia przekraczaj�ce w danej chwili wytrzyma�o�� betonu na rozci�ganie. Mo�na to opisa� zale�no�ciami:

�t = E · �s (2)

oraz �t � fs (3)

gdzie: �t – napr�enia rozci�gaj�ce, E – modu� odkszta�cenia betonu (ró�ny w trakcie dojrzewania), �s – odkszta�cenie swobodne, fs – wytrzyma�o�� betonu na rozci�ganie (ró�na w trakcie dojrzewania).

Rys.1. Zarysowania posadzki betonowej - Rys. 2. Pknicie p�yty stropowej - skurcz plastyczny skurcz wysychania

Oczywi�cie we wczesnym okresie, tak�e tu� po wbudowaniu mieszanki betonowej, nawet bardzo ma�e odkszta�cenia powoduj� zarysowanie betonu, gdy� wykazuje on wtedy znikom� wytrzyma�o�� na rozci�ganie. W miar dojrzewania i tym samym narastania wytrzyma�o�ci zagro�enie zarysowaniem maleje, pod warunkiem jednak, �e tempo narastania wytrzyma�o�ci pozostanie wiksze ni� tempo narastania odkszta�ce powodowanych skurczem. Skurcz natomiast jest bezwzgldnie powi�zany z warunkami wilgotno�ciowymi dojrzewania (tylko beton w stanie sta�ego nasycenia wod� nie wykazuje skurczu, a mo�e nawet wyst�pi� pcznienie). Dotychczasowe do�wiadczenia in�ynierskie i technologiczne wykaza�y, �e przekroczenie warto�ci ubytku wody z powierzchni dojrzewaj�cego betonu w ilo�ci wikszej ni� 1,0 kg/(m2·h) (zalecenia np. Amerykaskiego Instytutu Betonu ACI) stanowi� realne zagro�enie pojawiania si zarysowa na powierzchni dojrzewaj�cego betonu. W celu

8

�atwego okre�lenia wielko�ci odparowania wody w zale�no�ci od warunków temperaturowych mo�na korzysta� z diagramu przedstawionego na rys. 3.

Rys. 3. Diagram do wyznaczania ilo�ci odparowywanej wody z powierzchni betonu w odniesieniu do temperatury betonu oraz zewntrznych warunków dojrzewania [np. 2]

Oprócz wykazanych powy�ej niekorzystnych zjawisk dotycz�cych dojrzewaj�cego betonu mog� wp�ywa� destrukcyjnie na jego struktur tak�e inne oddzia�ywania. Zamarzaj�ca woda w �wie�ym betonie jest szczególnie niebezpieczna dla dopiero kszta�tuj�cej si struktury materia�u (rys. 4). Rozrywane s� wtedy te najwa�niejsze, pierwsze wizy krystaliczne produktów hydratacji. Nawet je�li uda si unikn�� takich

9

uszkodze (ich skutkiem mo�e by� znaczna utrata wytrzyma�o�ci) to zamarzaj�ca woda tworzy w�asne kryszta�y, zawsze maj�ce taki kszta�t, �e po ich roztopieniu pozostaje we wntrzu betonu mocno rozwinita sie� kapilar (rys. 6). Otrzymujemy wtedy materia� konstrukcyjny ca�kowicie nie zabezpieczony, nieodporny na oddzia�ywanie �rodowiska, wic nietrwa�y.

Rys.4. Rozmro�ona struktura betonu - Rys. 5. Uszkodzona powierzchnia betonu widoczna korozja �uguj�ca od opadu deszczu Uszkodzenia betonu, zw�aszcza strefy przypowierzchniowej mog� wywo�a� opady atmosferyczne (rys. 5). Z jednej strony mog� to by� zwyk�e mechaniczne uszkodzenia spowodowane uderzeniami kropli deszczu, a z drugiej strony opisane powy�ej skutki nadmiaru wody zarobowej, rozcieczonej dodatkowo wod� opadow�. Ulega wtedy destrukcji ta cz�� elementu, która jest najwa�niejsza z punktu widzenia jego trwa�o�ci. W pó�niejszej eksploatacji to tdy otworzy si droga do migracji czynników korozyjnych w struktur materia�u. Uszkodzi� struktur �wie�ego betonu mog� tak�e oddzia�ywania czysto mechaniczne: np. drgania (rys. 7), wstrz�sy czy uderzenia, powoduj�c powstanie mikrozarysowa, zarysowa czy nawet pkni� materia�u.

Rys. 6. Przemro�enie powierzchni betonu Rys. 7. Zarysowania od drga �wie�o wbudowanego betonu

10

Bior�c pod uwag opisane powy�ej niekorzystne zjawiska dotycz�ce wczesnego etapu „�ycia” betonu s�uszne staj� si zapisy �wie�o opublikowanej normy obejmuj�cej wykonywanie konstrukcji betonowych PN-EN 13670 [3], zawarte w punkcie 8.5: „8.5.(1)M�ody beton powinien by� piel�gnowany i chroniony:

a) aby zminimalizowa� skurcz plastyczny, b) aby zapewni� odpowiedni� wytrzyma�o�� powierzchniow�, c) aby zapewni� odpowiedni� trwa�o�� strefy przypowierzchniowej, d) przed szkodliwymi warunkami atmosferycznymi, e) przed zamarzaniem, f) przed szkodliwymi drganiami, uderzeniami lub uszkodzeniami.”

3. Sposoby pielgnacji

Prawid�owa pielgnacja to przede wszystkim pielgnacja adekwatna do rodzaju

(kszta�tu, wymiarów, masywno�ci) elementu konstrukcyjnego oraz warunków �rodowiska (temperatura, nas�onecznienie, wiatr, wilgotno�� powietrza) w jakich dojrzewa uformowany element betonowy. Zasada podstawowa jest taka, �e pielgnacja ma pomaga� w rozwoju pozytywnych w�a�ciwo�ci betonu (m.in. wytrzyma�o��, szczelno�� struktury), a nigdy szkodzi� (np. uszkodzenie powierzchni jeszcze s�abego betonu poprzez wyp�ukiwanie sk�adników zbyt silnym strumieniem wody u�ywanej do polewania elementu, lub powodowanie szoku termicznego na powierzchni elementu wskutek polewania go du�� ilo�ci� wody o znacznie ni�szej temperaturze ni� temperatura betonu). Metoda pielgnacji powinna by� dobrana do mo�liwo�ci technicznych realizowanego obiektu z uwzgldnieniem koniecznych kosztów zwi�zanych z jej wykonywaniem. Najcz�ciej jest to: � W przypadku konstrukcji formowanych w deskowaniach (np. elementy �cian,

s�upów, �eber, podci�gów, ram, stropów, zbiorników, itp.) – pozostawienie betonu w deskowaniach. Metod t� czsto ograniczaj� koszty wynikaj�ce z przetrzymywania deskowa. Oczywi�cie ma ona zastosowanie zw�aszcza w przypadku deskowa wykonanych z materia�ów szczelnych (sklejki wodoodporne, blaty stalowe, p�yty z tworzyw sztucznych) gdy� wtedy zatrzymuj� wod wprowadzon� wraz z wbudowywanym betonem. Materia�y inne, przesi�kliwe (sklejka zwyk�a, tarcica), wymaga� bd� dodatkowego nawil�ania. Wprawdzie przesuszenie powierzchni betonu jest znacznie opó�nione w czasie (najpierw wyschnie deskowanie, dopiero pó�niej beton), ale przy szczególnie niekorzystnych warunkach mo�na do tego doprowadzi�.

� Nawil�anie powierzchni betonu poprzez polewanie, a we wczesnej fazie dojrzewania wy��cznie poprzez zraszanie, by nie uszkodzi� mechanicznie s�abej powierzchni (np. górne odkryte powierzchnie zabetonowanych elementów j.w., powierzchnie posadzkowe, p�yty stropowe, nawierzchnie parkingowe, nawierzchnie drogowe, itp.). Do�� trudne w realizacji z uwagi na konieczny dostp do du�ej ilo�ci wody bie��cej (koszty!) oraz wymagaj�ce du�ej systematyczno�ci w powtarzaniu zabiegu, równie� po zakoczeniu zmiany roboczej, w weekendy (szczególnie w warunkach ekstremalnych – wysoka temperatura, nas�onecznienie, wiatr). Dodatkowe zagro�enia tej metody to mo�liwo�� szoku termicznego dla elementu konstrukcyjnego przy du�ej ró�nicy temperatur (zimna woda – rozgrzany element), co mo�e skutkowa� zarysowaniem powierzchni elementu, a nawet jego pknicie.

11

� Nawil�anie powierzchni betonu poprzez polewanie i zatrzymanie wody przy pomocy materia�ów ch�onnych (rys. 8), np. w�óknin (elementy j.w., najpowszechniej stosowane przez firmy realizuj�ce obiekty mostowe, p�yty parkingowe, nawierzchnie drogowe, p�yty fundamentowe). Metoda znacz�co lepsza od poprzedniej – zdecydowanie zmniejsza czstotliwo�� polewania oraz ilo�� zu�ywanej wody. Minimalizuje mo�liwo�� zapomnienia o polewaniu – czas ca�kowitego przesuszenia jest du�o d�u�szy ni� dla powierzchni odkrytej, nawet przy bardzo niekorzystnych warunkach temperaturowych czy przy wietrznej pogodzie.

Rys. 8. Nawil�anie betonu nasyconymi Rys. 9. Powlekanie powierzchni posadzki wod� w�ókninami preparatem b�onotwórczym

Rys. 10. Zabezpieczenie powierzchni Rys. 11. Os�onicie elementu foli� posadzki foli� � Zalewanie ca�ej powierzchni betonu wod� i sta�e utrzymywanie warstwy wody (np.

p�yty denne zbiorników, p�yty fundamentowe, itp.). Metoda trudna w realizacji, gdy� wymaga dodatkowego ukszta�towania „basenu”, np. poprzez obmurowanie. Utrudnia dalsze prowadzenie robót, ale ochrona jest wyj�tkowo skuteczna, szczególnie w zakresie skurczu betonu – st�d czsto stosowana w budownictwie hydrotechnicznym, gdzie wymaga si szczelno�ci obiektu.

� Zabezpieczenie betonu przed odparowaniem wody wprowadzonej do betonu na etapie jego wytwarzania i wbudowywania poprzez pokrycie powierzchni

12

preparatami b�onotwórczymi (�ywicznymi lub parafinowymi) (rys. 9). Stosowana zw�aszcza do pokrywania elementów wielkopowierzchniowych (np. posadzki, drogi, p�yty parkingowe, p�yty lotniskowe). Metoda bardzo skuteczna, wykorzystuj�ca podstawow� zasad technologii betonu – ilo�� wody wprowadzonej do mieszanki betonowej w trakcie produkcji jest 3 do 4 razy wiksza od ilo�ci wody potrzebnej do hydratacji cementu. Wystarczy wic zatrzyma� j� we wntrzu dojrzewaj�cego betonu. W zale�no�ci od docelowego przeznaczenia powierzchni betonu stosuje si preparaty �ywiczne, trudne do �ci�gnicia, lub parafinowe, praktycznie samoz�uszczaj�ce si. Ograniczeniem w stosowaniu jest konieczno�� zdjcia warstw pow�okowych w przypadku dalszego betonowania konstrukcji lub nanoszenia innych materia�ów na konstrukcj (np. zapraw, klejów, pow�ok malarskich, itp.).

� Zabezpieczenie betonu przed odparowaniem wody w elementach wielkopowierzchniowych przy pomocy roz�o�onych arkuszy (pasm) folii polietylenowej (rys. 10). Mniej skuteczna od preparatów pow�okowych z uwagi na nieci�g�o�� materia�u chroni�cego. Podatna na zrywanie i przenoszenie przez wiatr. Ogranicza w pewnym zakresie swobod prowadzenia dalszych robót.

� Zabezpieczenie betonu przed odparowaniem wody w elementach smuk�ych, cienko�ciennych, ma�ogabarytowych szczególnie nara�onych na przesuszanie, przy pomocy owijania cienk� foli� polietylenow�, tzw. opakowaniow� (rys. 11). Metoda coraz cz�ciej stosowana z uwagi na �atwo�� u�ycia. Umo�liwia szybkie rozdeskowanie elementów i zapewnia skuteczne zatrzymanie wody wprowadzonej do betonu na etapie jego wytwarzania.

4. Czas trwania pielgnacji

Przy ustalaniu czasu trwania pielgnacji najlepiej pos�u�y� si zaleceniami normy PN-

EN 13670 „Wykonywanie konstrukcji betonowych”. Wymagany czas uzale�niony jest od rozwoju w�a�ciwo�ci betonu w strefie powierzchniowej. Rozwój w�a�ciwo�ci betonu opisany jest 4 klasami pielgnacji, okre�laj�cymi czas pielgnacji lub procent wymaganej wytrzyma�o�ci charakterystycznej na �ciskanie po 28 dniach dojrzewania (zgodnie z tabl. 1). Planowana do zastosowania klasa pielgnacji powinna by� okre�lona w specyfikacji do projektu, a jej wybór uzale�niony od klasy ekspozycji betonu wed�ug wymaga normy PN-EN 206-1 „Beton. Cz�� 1: Wymagania, w�a�ciwo�ci, produkcja i zgodno��” [3] równoznacznych z okre�lanymi przez norm projektow� konstrukcji PN-EN 1992 „Eurokod 2. Projektowanie konstrukcji z betonu.”[4]

Tablica 1. Opis tablicy.

Klasa pielgnacji 1

Klasa pielgnacji 1

Klasa pielgnacji 1

Klasa pielgnacji 1

Czas (h) 12a) Nie stosuje si Nie stosuje si Nie stosuje si Procentowy przyrost

projektowanej 28-dniowej

wytrzyma�o�ci charakterystycznej

Nie stosuje si 35% 50% 70%

a) Czas wi�zania nie mo�e przekracza� 5 godzin, a powierzchnia betonu powinna mie� temperatur nie mniejsz� ni� +5°C

13

W zale�no�ci od przyjtej klasy pielgnacji przyjmuje si minimalne czasy jej

prowadzenia uzale�nione od: � przyrostu przypowierzchniowej wytrzyma�o�ci betonu równemu 35, 50 lub 70%

projektowanej 28-dniowej wytrzyma�o�ci charakterystycznej – tabl. 2,3 i 4, � temperatury powierzchni betonu, � wska�nika rozwoju wytrzyma�o�ci betonu r = (fcm2/fcm28), okre�laj�cego stosunek

wytrzyma�o�ci 2-dniowej do wytrzyma�o�ci 28-dniowej, wyra�aj�cego w zasadzie mo�liwo�ci zastosowanego rodzaju cementu oraz efekty u�ytych w betonie domieszek.

Dla betonów nara�onych na dzia�anie „�agodnych” czynników zewntrznych, np. wed�ug klas X0 lub XC1 (z praktycznego punktu widzenia rzadko wystpuj�ce) mo�na przyj�� minimalny czas trwania pielgnacji 12 godzin, pod warunkiem, �e wi�zanie nie trwa d�u�ej ni� 5 godzin oraz, gdy temperatura powierzchni betonu jest �5°C. W klasach innych ni� X0 lub XC1 beton powinien by� pielgnowany do chwili, gdy wytrzyma�o�� powierzchni betonu osi�gnie co najmniej 35, 50 lub 70% wymaganej wytrzyma�o�ci na �ciskanie. Sugerowane przez norm minimalne okresy pielgnacji zapewniaj�ce spe�nienie takich warunków zawarte s� w tablicach 2, 3 i 4.

Tablica 2. Minimalny czas pielgnacji betonu dla klasy pielgnacji 2 (odpowiadaj�cy przyrostowi przypowierzchniowej wytrzyma�o�ci betonu równemu 35% projektowanej

28-dniowej wytrzyma�o�ci charakterystycznej).

Temperatura powierzchni betonu

t (°C)

Minimalny czas pielgnacji betonu a) (dni) Rozwój wytrzyma�o�ci betonu c) d)

r = (fcm2/fcm28) szybki

r � 0,50 �redni

0,50 � r � 0,30 wolny

0,30 � r � 0,15 t � 25 1,0 1,5 2,5

25 > t � 15 1,0 2,5 5 15 > t � 10 1,5 4 8 10 > t � 5b) 2,0 5 11

a) plus czas przekraczaj�cy 5 godzin wi�zania b) dla temperatur poni�ej +5°C czas trwania pielgnacji powinien by� zwikszony o okres z temperatur� poni�ej +5°C c) rozwój wytrzyma�o�ci betonu jest stosunkiem �redniej wytrzyma�o�ci na �ciskanie po 2 dniach do �redniej wytrzyma�o�ci na �ciskanie po 28 dniach wyznaczonym w ramach bada wstpnych lub opartym na w�a�ciwo�ciach o porównywalnym sk�adzie (patrz PN-EN 206-1) d) dla bardzo wolnego rozwoju wytrzyma�o�ci betonu, specjalne wymagania dla pielgnacji powinny by� podane w dokumentacji wykonawczej

14

Tablica 3. Minimalny czas pielgnacji betonu dla klasy pielgnacji 3 (odpowiadaj�cy przyrostowi przypowierzchniowej wytrzyma�o�ci betonu równemu 50% projektowanej 28-dniowej wytrzyma�o�ci charakterystycznej).


t (°C)



r � 0,50 �redni

0,50 � r � 0,30 wolny

0,30 � r � 0,15 t � 25 1,5 2,5 3,5

25 > t � 15 2,0 4 7 15 > t � 10 2,5 7 12 10 > t � 5b) 3,5 9 18


Tablica 4. Minimalny czas pielgnacji betonu dla klasy pielgnacji 4 (odpowiadaj�cy przyrostowi przypowierzchniowej wytrzyma�o�ci betonu równemu 70% projektowanej 28-

dniowej wytrzyma�o�ci charakterystycznej).


t (°C)



r � 0,50 �redni

0,50 � r � 0,30 wolny

0,30 � r � 0,15 t � 25 3 5 6

25 > t � 15 5 9 12 15 > t � 10 7 13 21 10 > t � 5b) 9 18 30


15

Zalecenia przedstawione w tablicach 2, 3 i 4 wyra�nie pokazuj�, �e czas trwania pielgnacji mo�e sign�� nawet trzydziestu dni. Wymagania te nie s� trudne do interpretacji, ale wymagaj� szczegó�owej wiedzy odno�nie temperatury dojrzewaj�cego betonu (najlepiej na podstawie prowadzonego monitoringu,) oraz wska�nika rozwoju wytrzyma�o�ci (który powinien by� ustalony na etapie bada wstpnych, cho� z grubsza mo�na go oszacowa� na podstawie danych o cemencie, dostarczanych przez dostawc cementu).

5. Podsumowanie

Pielgnacja jest zabiegiem technologicznym szczególnie wa�nym dla betonów o specjalnych wymaganiach w odniesieniu do oczekiwanej trwa�o�ci obiektu. O ile nieprawid�owa pielgnacja mo�e da� w wielu przypadkach niewielki negatywny skutek dla uzyskania ostatecznej wytrzyma�o�ci betonu, o tyle mo�e by� tragiczna dla wymogów specjalnych takich jak wodoszczelno��, nasi�kliwo�� czy mrozoodporno�� (rys 12 i 13).

Rys. 12. Spkania p�yty stropowej Rys. 13. Naprawa – iniekcje uszczelniaj�ce, wskutek szoku termicznego jako skutek pkni� p�yty stropowej od polewania zimn� wod�

w trakcie pielgnacji Zak�ócenia w przebiegu hydratacji mog� spowodowa� takie nieszczelne ukszta�towanie struktury materia�u, �e staje si ona otwarta na czynniki agresywne. Z kolei spkania i zarysowania elementów konstrukcyjnych wp�ywaj� nie tylko na ich estetyk, ale mog� spowodowa� ca�kowit� utrat ich w�a�ciwo�ci u�ytkowych (np. nieszczelno�� zbiornika). Nawet je�li nie wp�ywaj� na obni�enie ich no�no�ci. Pielgnacja na pewno pozwoli unikn�� wielu takich sytuacji, gdy rozpoczcie eksploatacji poprzedzone jest naprawami obiektu.

Literatura [1] Collepardi M.: The new concrete. Published by Grafiche Tintorento, Italy 2006. [2] Kurdowski W., Chemia cementu i betonu, Wydawnictwo Polski Cement Kraków

2010, Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa 2010. [3] PN-EN 13670:2010 Wykonywanie konstrukcji betonowych [4] PN-EN 206-1:2003 Beton. Cz�� 1: Wymagania, w�a�ciwo�ci, produkcja i zgodno��

16

[5] PN-EN 1992:2008 Eurokod 2. Projektowanie konstrukcji z betonu. Cz�� 1-1: Regu�y ogólne i regu�y dla budynków

PROPER CONCRETE CURING AND ITS DURABILITY

Summary In the paper there are presented relation between hydration degree, capillary porosity, shrinkage, strength of concrete and its durability – as the effect of proper or not proper curing. Some examples presents destructions of concrete without curing. There are presented the main methods and duration of curing according to requirements of newest standard EN 13670 “Execution of concrete structures.”

17

Dawid Moszczyski1 Artem Czkwianianc2

WP�YW POPIO�U LOTNEGO NA WYTRZYMA�O�� BETONU O WYSOKIM PUNKCIE PIASKOWYM

1. Za�o�enia ogólne Na wstpie autorzy chc� podzikowa� firmie Góra�d�e Cement S.A. za nieodp�atne przekazanie cementów do bada, za� firmie Sika Poland sp. z o.o. za nieodp�atne przekazanie domieszek. Ten temat badawczy jest realizowany w Laboratorium Badawczym Materia�ów i Konstrukcji Budowlanych Katedry Budownictwa Betonowego Politechniki. Badania naukowe zosta�y wykonane w ramach realizacji Projektu „Innowacyjne �rodki i efektywne metody poprawy bezpieczestwa i trwa�o�ci obiektów budowlanych i infrastruktury transportowej w strategii zrównowa�onego rozwoju” wspó�finansowanego przez Uni Europejsk� z Europejskiego Funduszu Rozwoju Regionalnego w ramach Programu Operacyjnego Innowacyjna Gospodarka. Przedmiotem bada by� zatem beton o wysokiej zawarto�ci frakcji piaskowych. Zgodnie z PN-88/B-06250 [1] graniczne krzywe uziarnienia przy maksymalnym ziarnie kruszywa 16mm obejmuj� stosy okruchowe betonów zwyk�ych pokazane na rys. 1.a, za� zgodnie z norm� niemieck� [2] na rys. 1.b. Norma polska jest bardziej restrykcyjna od normy niemieckiej, gdy� górny graniczny punkt piaskowy wynosi 50% w porównaniu do 62% w normie niemieckiej. Podzia� betonów na betony zwyk�e o du�ej zawarto�ci piasku i piaskowe na podstawie charakterystyki granulometrycznej stosu okruchowego przedstawi� Sievers w [3] – patrz. rys. 2. Przyj�� on, �e betony o du�ej zawarto�ci piasku obejmuj� krzywe uziarnienia powy�ej górnej krzywej granicznej, przy czym punkt piaskowy tych betonów nie powinien przekroczy� 80%. Przyjmuj�c punkt piaskowy za najbardziej miarodajny wska�nik przyporz�dkowuj�cy beton do danej grupy, betony o wysokiej zawarto�ci piasku powinny charakteryzowa� si punktem piaskowym powy�ej 50% (norma polska) lub 62% (norma niemiecka).

1 mgr in�., Katedra Budownictwa Betonowego P�, [email protected] 2 prof. dr hab. in�., Katedra Budownictwa Betonowego P�, [email protected]


Gliwice 2011

18

a) b)

Rys. 1. Krzywe uziarnienia – beton zwyk�y:

a) wed�ug normy polskiej, b) wed�ug normy niemieckiej

Rys. 2. Krzywe uziarnienia: beton zwyk�y,

beton o du�ej zawarto�ci piasku, beton piaskowy wed�ug [3] W badaniach za�o�ono jednakowy dla wszystkich betonów punkt piaskowy równy 62%. Przy tak za�o�onym punkcie piaskowym betony te zgodnie z norm� polsk� kwalifikuj� si do betonów o du�ej zawarto�ci piasku, za� zgodnie z norm� niemieck� s� na pograniczu betonów zwyk�ych i o du�ej zawarto�ci piasku. Drugim za�o�eniem by�o przyjcie jednakowej we wszystkich betonach ilo�ci wody równej 180dm3/m3 mieszanki. Trzecim za�o�eniem by�o przyjcie jednakowej konsystencji równej oko�o 220mm opadu sto�ka, umo�liwiaj�cej �atw� pompowalno�� mieszanki betonowej. Przyjto, �e betony bd� wykonywane na bazie cementów portlandzkich CEM II z dodatkami, jako �e ten rodzaj cementu jest powszechnie stosowany przy produkcji betonu towarowego. Zastosowano te� popió� lotny – tak�e najcz�ciej stosowany dodatek.

19

W etapie I, który jest w tym referacie prezentowany, prowadzono badania jedynie wytrzyma�o�ci betonu w okresie od 7 do 112 dni. W tym etapie, aby uzyska� zró�nicowane wytrzyma�o�ci betonów, przyjto, �e ilo�� spoiwa (cement + popió�) bdzie wynosi�a 375kg/m3 – betony grupy 1 – oraz 450kg/m3 – betony grupy 2. Przyjto, �e w ka�dej z tych grup proporcja midzy popio�em lotnym a spoiwem bdzie si zawiera� w granicach od 0 do 50% ze stopniowaniem co 10%. Ostatecznie wykonano mieszanki betonowe z piciu nastpuj�cych cementów z cementowni Góra�d�e: - CEM II/B-M/(V-LL) 32,5R - CEM II/B-S 32,5R - CEM II B-M(S-V) 32,5R - CEM II/V-LL 42,5R - CEM II/B-S 42.5N Jako popió� lotny zastosowano popió� z elektrociep�owni EC2 w �odzi. Jako domieszki firmy Sika zastosowano: - ViscoCrete-3, domieszka silnie up�ynniaj�ca, która jest zalecana przy du�ej ilo�ci

frakcji drobnych, polecana do betonów samozagszczalnych, powoduje maksymaln� homogenizacj mieszanki, du�� ciek�o�� i przeciwdzia�a segregacji, co nie jest bez znaczenia przy nieci�g�ej krzywej uziarnienia,

- Plastiment-BVT 99, domieszka opó�niaj�ca wi�zanie stosowana razem z ViscoCrete-3, powoduje wyd�u�enie czasu utraty konsystencji,

- Sika PerFin-300, domieszka odpowietrzaj�ca pozwala usun�� powietrze do zadanego poziomu, dziki temu powstaje beton o szczelniejszej strukturze.

Ogó�em wykonano zatem 60 betonów po 30 w ka�dej grupie.

2. Badania – etap I 2.1. Charakterystyka granulometryczna kruszywa

Analiz sitow� piasku z kopalni Czatolin i �wiru 8/16 z kopalni ZKSM Wójcice oraz stosu okruchowego przedstawiono w tablicy 1 i na rys. 3. a) b)

Rys. 3. Krzywa uziarnienia: a) piasek i �wir, b) stos okruchowy na tle krzywych granicznych

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 0,063 0,125 0,25 0,5 1 2 4 8 16 320

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 0,063 0,125 0,25 0,5 1 2 4 8 16 32

20

Przyjty stos okruchowy charakteryzuje si du�� zawarto�ci� piasku (punkt piaskowy 62%) i jest skomponowany z piasku i �wiru 8/16mm. Krzywa uziarnienia stosu okruchowego jest zatem krzyw� nieci�g�� – brak frakcji 2/8mm. Przy takiej kompozycji krzywa stosu okruchowego oscyluje wokó� górnej krzywej granicznej C16 (norma niemiecka) i zdecydowanie wykracza poza górn� krzyw� wed�ug normy polskiej. Zalet� przyjtego stosu okruchowego jest ni�sza wodo��dno�� ni� w przypadku krzywej ci�g�ej.

Tablica 1. Analiza sitowa Nr frakcji Wymiar sit Suma mas przechodz�cych kruszywa

piasek kruszywo 0,38� + 0,62p [mm] [%] [%] [%] 1 0,063 0,9 1,1 1,1 2 0,125 2,6 1,4 2,3 3 0,25 18,1 1,7 12,0 4 0,5 60,3 2,0 38,3 5 1 89,7 2,4 56,8 6 2 99,3 3,2 63,8 7 4 100,0 5,9 68,5 8 8 100,0 17,0 97,7 9 16 100,0 93,9 100,0

10 32 100,0 100,0 100,0

2.2. Wytrzyma�o� cementu Wytrzyma�o�� na �ciskanie i zginanie po 2, 7, 27 i 56 dniach dla poszczególnych cementów przedstawiono w tablicy 2 i na rys. 4 i 5.

Tablica 2. Wytrzyma�o�� cementu 32,5R 42,5R 42,5N B-M/(V-LL) B-S B-M/(S-V) V-LL B-S Wytrzyma�o�� na �ciskanie (MPa) i fcem/fcem28 po: 2 dniach 16,2 (0,37) 14,7 (0,31) 12,0 (0,28) 20,5 (0,40) 17,5 (0,30) 7 dniach 30,7 (0,70) 29,9 (0,63) 25,0 (0,59) 39,4 (0,77) 33,5 (0,57) 28 dniach 43,8 (1,00) 47,5 (1,00) 42,3 (1,00) 51,3 (1,00) 59,0 (1,00) 56 dniach 52,3 (1,19) 53,4 (1,12) 51,5 (1,22) 57,6 (1,12) 67,8 (1,15) Wytrzyma�o�� na zginanie (MPa) fct/fct28 po: 2 dniach 2,8 (0,44) 2,8 (0,42) 2,2 (0,36) 3,5 (0,49) 3,1 (0,41) 7 dniach 4,7 (0,73) 5,0 (0,76) 4,1 (0,67) 5,9 (0,82) 5,2 (0,69) 28 dniach 6,4 (1,00) 6,6 (1,00) 6,1 (1,00) 7,2 (1,00) 7,5 (1,00) 56 dniach 6,9 (1,08) 7,5 (1,14) 7,7 (1,26) 7,8 (1,08) 7,7 (1,03)

21

Rys. 4. Wytrzyma�o�� na �ciskanie po 2, 7, 28 i 56 dniach

Rys. 5. Wytrzyma�o�� na zginanie po 2, 7, 28 i 56 dniach

0

10

20

30

40

50

60

70

B-M/(V-LL) 32.5R B-S 32.5R B-M/(S-V) 32.5R V-LL 42.5R B-S 42.5N

fc, MPa

2

7

28

56

2

7

28

56

2

7

28

56

2

7

28

56

2

7

28

56

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40


fc / fc28

2

7

28

56

2

7

28

56

2

7

28

56

2

7

28

56

2

7

28

56

0

2

4

6

8

10


fct, MPa

2

7

2856

2

7

28

56

2

7

28

56

2

7

2856

2

7

28 56

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40


fct /fct28

2

7

2856

2

7

28

56

2

7

28

56

2

7

2856

2

7

28 56

22

2.3. Badania popio�u lotnego Badania zosta�y przeprowadzone w laboratorium Góra�d�e. Otrzymano nastpuj�ce wyniki tych bada: wodo��dno�� 102,2%, mia�ko�� 36,7%, gsto�� 2,26 g/cm3, strata pra�enia 4,47%, zawarto�� SO3 0,76%, zawarto�� wolnego CaO 0,98%, zawarto�� chlorków 0,006%, wska�nik aktywno�ci pucolanowej po 28 dniach 80,2%, wska�nik aktywno�ci pucolanowej po 90 dniach 93,0%.

2.4. Sk�ady i w�aciwoci mieszanek betonowych Sk�ady mieszanek betonowych, oznaczenie receptury, uzyskana konsystencj i zawarto�� powietrza dla ilo�ci spoiwa 375kg/m3 przedstawiono w tab. 3., za� przy ilo�ci spoiwa 450kg/m3 w tab. 4.

Tablica 3. W�a�ciwo�ci mieszanki betonowej – ilo�� spoiwa 375kg/m3 rodzaj

cementu oznaczenie

recepty cement

[kg]

popió� lotny [kg]

piasek[kg]

�wir 8/16[kg]

konsystencja opad sto�ka

[mm]

zawarto�� powietrza

[%]

CEM II/ B-M/(V-LL) 32,5R

1.1.0 375,0 0,0 1096 677 180 3,5 1.1.10 337,5 37,5 1088 673 205 2,8 1.1.20 300,0 75,0 1080 668 230 2,6 1.1.30 262,5 112,5 1073 663 230 2,3 1.1.40 225,0 150,0 1065 658 235 2,4 1.1.50 187,5 187,5 1057 653 240 2,8

CEM II/ B-S 32,5R

1.2.0 375,0 0,0 1096 677 150 3,0 1.2.10 337,5 37,5 1088 673 200 2,8 1.2.20 300,0 75,0 1080 668 170 3,3 1.2.30 262,5 112,5 1073 663 210 2,9 1.2.40 225,0 150,0 1065 658 220 2,8 1.2.50 187,5 187,5 1057 653 200 2,9

CEM II B-M(S-V) 32,5R

1.3.0 375,0 0,0 1096 677 205 3,1 1.3.10 337,5 37,5 1088 673 220 2,8 1.3.20 300,0 75,0 1080 668 230 2,4 1.3.30 262,5 112,5 1073 663 230 2,7 1.3.40 225,0 150,0 1065 658 225 2,8 1.3.50 187,5 187,5 1057 653 230 2,8

CEM II/ V-LL 42,5R

1.4.0 375,0 0,0 1096 677 160 2,9 1.4.10 337,5 37,5 1088 673 200 2,4 1.4.20 300,0 75,0 1080 668 200 2,8 1.4.30 262,5 112,5 1073 663 200 3,1 1.4.40 225,0 150,0 1065 658 200 3,2 1.4.50 187,5 187,5 1057 653 225 2,8

CEM II/ B-S 42.5N

1.5.0 375,0 0,0 1096 677 200 2,6 1.5.10 337,5 37,5 1088 673 215 2,1 1.5.20 300,0 75,0 1080 668 225 2,0 1.5.30 262,5 112,5 1073 663 220 2,9 1.5.40 225,0 150,0 1065 658 230 2,4 1.5.50 187,5 187,5 1057 653 220 2,4

23

Tablica 4. W�a�ciwo�ci mieszanki betonowej – ilo�� spoiwa 450kg/m3

rodzaj cementu

oznaczenie recepty

cement[kg]

popió� lotny [kg]

piasek[kg]

�wir 8/16[kg]

konsystencja opad sto�ka

[mm]

zawarto��

powietrza [%]


2.1.0 450,0 0,0 1054 651 260 2,2 2.1.10 405,0 45,0 1045 645 260 1,8 2.1.20 360,0 90,0 1035 639 275 2,1 2.1.30 315,0 135,0 1025 633 260 1,8 2.1.40 270,0 180,0 1015 627 265 1,9 2.1.50 225,0 225,0 1006 621 260 1,5

CEM II/ B-S 32,5R

2.2.0 450,0 0,0 1054 651 150 3,0 2.2.10 405,0 45,0 1045 645 200 2,8 2.2.20 360,0 90,0 1035 639 170 3,3 2.2.30 315,0 135,0 1025 633 240 2,8 2.2.40 270,0 180,0 1015 627 250 2,3 2.2.50 225,0 225,0 1006 621 245 2,7


2.3.0 450,0 0,0 1054 651 250 2,3 2.3.10 405,0 45,0 1045 645 255 2,1 2.3.20 360,0 90,0 1035 639 245 2,2 2.3.30 315,0 135,0 1025 633 250 2,7 2.3.40 270,0 180,0 1015 627 250 2,3 2.3.50 225,0 225,0 1006 621 250 1,8

CEM II/ V-LL 42,5R

2.4.0 450,0 0,0 1054 651 250 2,1 2.4.10 405,0 45,0 1045 645 265 2,2 2.4.20 360,0 90,0 1035 639 260 2,4 2.4.30 315,0 135,0 1025 633 250 2,4 2.4.40 270,0 180,0 1015 627 260 1,8 2.4.50 225,0 225,0 1006 621 270 2,1

CEM II/ B-S 42.5N

2.5.0 450,0 0,0 1054 651 250 1,7 2.5.10 405,0 45,0 1045 645 270 1,9 2.5.20 360,0 90,0 1035 639 260 1,5 2.5.30 315,0 135,0 1025 633 260 1,5 2.5.40 270,0 180,0 1015 627 270 1,7 2.5.50 225,0 225,0 1006 621 265 1,8

W ka�dym wypadku ilo�� wody, tak jak za�o�ono, by�a sta�a i wynosi�a 180dm3/m3. Ilo�� domieszek dozowano ka�dorazowo indywidualnie tak, aby uzyska� konsystencj zbli�on� do 220mm opadu sto�ka i zawarto�� powietrza midzy 2 a 3%. W wypadku betonów o ilo�ci spoiwa 375kg/m3 �rednia konsystencja wynios�a 210mm opadu sto�ka przy �rednim odchyleniu standardowym 22,3mm, tzn. przy wspó�czynniku zmienno�ci 0,106. Minimalna konsystencja by�a równa 150mm opadu sto�ka, za� maksymalna 240mm. W wypadku betonów o ilo�ci spoiwa 450kg/m3 �rednia konsystencja wynios�a 249mm opadu sto�ka przy �rednim odchyleniu standardowym 27,8mm, tzn. przy wspó�czynniku zmienno�ci 0,111. Minimalna konsystencja by�a równa 150mm opadu sto�ka, za� maksymalna 270mm. �rednia zawarto�� powietrza przy ilo�ci spoiwa 450kg/m3 wynios�a 2,16%, przy �rednim odchyleniu standardowym 0,459% i wspó�czynniku zmienno�ci 0,212.

24

Daje si zauwa�y�, �e wikszemu up�ynnieniu mieszanki (ilo�� spoiwa 450kg/m3) towarzyszy mniejsza zawarto�� powietrza – �rednio 2,16%, przy mniejszym up�ynnieniu (ilo�� spoiwa 375kg/m3) �rednia zawarto�� powietrza wynios�a 2,74%.

2.5. Wytrzyma�o� betonu 2.5.1. Wyniki bada�

Wyniki bada wytrzyma�o�ci na �ciskanie próbek kostkowych 150mm przy ilo�ci spoiwa 375kg/m3 przedstawiono w tab. 5 i na rys. 6, za� przy ilo�ci spoiwa 450kg/m3 w tab. 6 i na rys. 7.

Tablica 5. Wytrzyma�o�� betonu, ilo�� spoiwa 375kg/m3 oznaczenie recepty

oznaczenie recepty

7dni [MPa]

28dni [MPa]

56dni [MPa]

112dni [MPa]


1.1.0 33,9 45,5 50,4 56,7 1.1.10 28,8 43,1 48,6 57,3 1.1.20 26,1 37,6 47,2 45,8 1.1.30 16,0 26,2 33,0 43,5 1.1.40 14,6 23,9 32,1 44,0 1.1.50 10,9 19,3 26,4 38,3

CEM II/ B-S 32,5R

1.2.0 30,4 41,7 45,5 58,7 1.2.10 26,5 37,9 44,0 55,1 1.2.20 22,0 35,8 36,8 52,0 1.2.30 19,0 31,8 37,4 45,4 1.2.40 14,7 25,4 30,7 41,3 1.2.50 12,1 21,7 28,4 38,7


1.3.0 31,5 44,4 52,0 59,1 1.3.10 25,7 39,7 49,0 55,4 1.3.20 19,7 33,5 39,7 48,7 1.3.30 17,3 29,1 36,2 42,2 1.3.40 15,0 26,6 33,9 42,1 1.3.50 11,1 22,3 30,5 38,8

CEM II/ V-LL 42,5R

1.4.0 45,6 53,6 59,0 62,9 1.4.10 40,9 49,0 55,4 58,1 1.4.20 35,3 44,3 52,6 55,6 1.4.30 32,1 44,5 46,2 55,5 1.4.40 26,5 38,7 48,1 53,8 1.4.50 20,5 31,7 42,2 50,1

CEM II/ B-S 42.5N

1.5.0 41,6 62,4 64,6 63,7 1.5.10 38,3 56,0 61,9 62,5 1.5.20 31,1 49,5 60,6 63,9 1.5.30 27,1 46,2 56,9 56,7 1.5.40 20,0 36,9 46,6 53,2 1.5.50 16,0 31,8 39,9 50,6

25

Tablica 6. Wytrzyma�o�� betonu, ilo�� spoiwa 450kg/m3 oznaczenie recepty

oznaczenie recepty

7dni [MPa]

28dni [MPa]

56dni [MPa]

112dni [MPa]


2.1.0 44,6 58,9 61,0 75,3 2.1.10 41,7 59,1 67,3 75,4 2.1.20 35,8 53,6 63,5 61,4 2.1.30 36,7 47,6 63,2 71,6 2.1.40 30,9 47,4 57,4 68,3 2.1.50 24,5 39,5 52,5 61,5

CEM II/ B-S 32,5R

2.2.0 46,1 62,1 65,6 68,6 2.2.10 43,0 61,4 65,0 70,2 2.2.20 37,4 50,9 56,8 75,8 2.2.30 32,8 50,7 54,4 67,8 2.2.40 26,1 48,0 57,2 66,2 2.2.50 20,2 41,0 51,2 62,0


2.3.0 45,9 60,3 68,1 74,5 2.3.10 40,8 61,8 71,1 76,1 2.3.20 36,9 53,1 67,9 72,8 2.3.30 28,6 50,9 58,4 68,7 2.3.40 24,3 43,8 56,4 68,5 2.3.50 17,6 37,3 45,4 68,3

CEM II/ V-LL 42,5R

2.4.0 55,8 63,5 69,9 78,8 2.4.10 52,7 63,1 64,2 77,3 2.4.20 46,0 63,1 67,2 71,3 2.4.30 42,0 54,9 61,6 72,3 2.4.40 37,1 54,1 61,9 69,9 2.4.50 28,4 42,5 49,5 66,2

CEM II/ B-S 42.5N

2.5.0 52,4 74,2 71,7* 74,0 2.5.10 48,6 67,4 74,0* 81,6 2.5.20 44,5 61,3 68,7 85,0 2.5.30 39,9 59,0 68,7 75,3 2.5.40 33,4 57,6 64,6 75,4 2.5.50 24,8 44,2 56,0 61,6

Przy ilo�ci spoiwa 375kg/m3 najni�sza wytrzyma�o�� po 28 dniach wynios�a 19,3MPa (50% popio�u lotnego) i przy zastosowaniu cementu CEM II/B-M(V-LL) 32,5R o wytrzyma�o�ci 28-dniowej 43,8MPa. Najwy�sz� wytrzyma�o�� po 28 dniach równ� 62,4MPa uzyskano przy zastosowaniu cementu CEM II/B-S 42,5N o wytrzyma�o�ci 67,8MPa i przy spoiwie wy��cznie cementowym. Dla tych samych betonów wytrzyma�o�ci po 112 dniach wynosi�y odpowiednio: 38,3MPa i 63,7MPa. Tak wic przyrost wytrzyma�o�ci betonu z 50% udzia�em popio�u lotnego w spoiwie wynosi� prawie 100%, a w przypadku betonu na czystym spoiwie cementowym oko�o 2%. Przy ilo�ci spoiwa 450kg/m3 najni�sza uzyskana wytrzyma�o�� po 28-dniowa to 39,5MPa (50% popio�u lotnego, cement CEM II/B-M(V-LL) 32,5R, a najwy�sza 74,2MPa (0% popio�u lotnego, cement CEM II/B-S 42,5N). Dla tych samych betonów wytrzyma�o�ci po 112 dniach wynosi�y odpowiednio: 61,5MPa i 74,0MPa. Przyrost wytrzyma�o�ci w pierwszym wypadku wynosi� 56%, za� w drugim nie stwierdzono przyrostu.

26

Rys. 6. Wytrzyma�o�� na �ciskanie po 28 i 112 dniach przy ilo�ci spoiwa 375kg/m3

Rys. 7. Wytrzyma�o�� na �ciskanie po 28 i 112 dniach przy ilo�ci spoiwa 450kg/m3

0

10

20

30

40

50

60

70


fc28, MPa

0%

10%

20%

50%

30%

40%

0

10

20

30

40

50

60

70


fc112, MPa

0

10

20

30

40

50

60

70

80


fc28, MPa

0% 10%

20%

50%

30%

40%

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90


fc112, MPa

27

2.5.2. Ko�cowa wytrzyma�o� betonu na ciskanie

Badania wytrzyma�o�ci betonu na �ciskanie prowadzono w okresie od 7 do 112 dni. Tak d�ugi przedzia� czasowy pozwala z du�� dok�adno�ci� na okre�lenie kocowej wytrzyma�o�ci, tzn. po czasie równym nieskoczono�ci. Do prognozy przyjto zaproponowan� przez Rossa zale�no�� w postaci:

tTtf

f cube,ctcube,c �

��

(1)

w której: t

cube,cf – wytrzyma�o�� po czasie t (dni),

�cube,cf – wytrzyma�o�� po czasie równym nieskoczono�ci, kocowa,

T – czas po�ówkowy, tzn. czas, po którym zostanie osi�gnita po�owa wytrzyma�o�ci kocowej.

Zale�no�� hiperboliczn� (1) mo�na przekszta�ci� do postaci liniowej:

��

cube,ccube,ct

cube,c fTt

f1

f1 (2)

Na rysunkach 8 – 11 pokazano przyk�adowo funkcje opisane wzorem (2) dla czterech skrajnych przypadków, a mianowicie dla c+pl = 375kg/m3 i c+pl = 450kg/m3 przy pl = 0 i pl =50%. Wspó�czynniki korelacji we wszystkich pokazanych sytuacjach s� bardzo wysokie – w granicach 0,9755 – 0,9974, podobnie jest w pozosta�ych, nie pokazanych na rysunkach, wypadkach.

Rys. 8. Aproksymacja liniowa – wyznaczenie wspó�czynników

y = 0,0161x + 0,1656R2 = 0,9894

y = 0,0153x + 0,0542R2 = 0,9978

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 20 40 60 80 100 120

CEM II 32.5CEM II 42.5

tcube,cft

t, dni

c+pl = 375kg/m3

pl = 0%

28




y = 0,0184x + 0,8696R2 = 0,9759

y = 0,0159x + 0,4523R2 = 0,9974

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 20 40 60 80 100 120


tcube,cft

t, dnic+pl = 375kg/m3

pl = 50%

y = 0,0131x + 0,0885R2 = 0,992

y = 0,0127x + 0,0533R2 = 0,9959

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 20 40 60 80 100 120


tcube,cft

t, dni

c+pl = 450kg/m3

pl = 0%

y = 0,0132x + 0,3143R2 = 0,9755

y = 0,014x + 0,2233R2 = 0,9856

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 20 40 60 80 100 120


tcube,cft

t, dni

c+pl = 450kg/m3

pl = 50%

29

Wszystkie wyniki aproksymacji przedstawiono w tab. 7.

Tablica 7. Wytrzyma�o�ci kocowe i czasy po�ówkowe

c+pl klasa cem.

pl = 0% pl = 10% pl = 20% pl = 30% pl = 40% pl = 50% �

cube,cf T �cube,cf T �

cube,cf T �cube,cf T �

cube,cf T �cube,cf T

kg/m3 MPa dni MPa dni MPa dni MPa dni MPa dni MPa dni

375 32.5 62,1 10,3 61,0 12,6 56,2 18,2 53,2 25,4 55,9 36,8 54,3 47,3 42.5 65,4 3,5 62,8 4,6 63,7 7,9 61,0 10,3 62,1 17,8 62,9 28,3

450 32.5 76,3 6,8 78,1 7,3 74,6 9,7 75,8 12,9 76,3 16,1 75,8 23,8 42.5 78,7 4,2 82,6 7,2 82,0 8,1 78,7 9,2 78,7 10,7 71,4 16,0

Z tak przeprowadzonego oszacowania wytrzyma�o�ci kocowej (nale�y podkre�li�, �e jest to oszacowanie bardzo wiarygodne) wynika, �e betony nawet z bardzo du�ym procentowym udzia�em popio�u lotnego w spoiwie osi�gaj� wytrzyma�o�� kocow� zbli�on� do betonów bez dodatku popio�u. Mo�na jednak zauwa�y�, �e pewien wp�yw na kocow� wytrzyma�o�� betonów z popio�em lotnym ma ilo�� spoiwa i klasa cementu.

Rys. 12. Porównanie wytrzyma�o�ci 28

cube,cf z �cube,cf

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0%pl 10%pl 20%pl 30%pl 40%pl 50%pl

fc,cube, MPa CEM II 32.5, c+pl = 375kg/m3

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0%pl 10%pl 20%pl 30%pl 40%pl 50%pl


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0%pl 10%pl 20%pl 30%pl 40%pl 50%pl


0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0%pl 10%pl 20%pl 30%pl 40%pl 50%pl


30

Przy ilo�ci spoiwa równej 375kg/m3 i przy zastosowaniu cementu CEM II 32.5 beton z 50% udzia�em popio�u lotnego mia� wytrzyma�o�� równ� 87% wytrzyma�o�ci betonu bez dodatku. W tym samym wypadku, ale przy zastosowaniu cementu CEM II 42.5, beton z 50% udzia�em popio�u lotnego mia� wytrzyma�o�� równ� a� 96% wytrzyma�o�ci bez dodatku. Przy ilo�ci spoiwa równej 450kg/m3 odpowiednie procentowe wska�niki wynosi�y 99 i 91%. Na rys. 12 porównano wytrzyma�o�ci 28-dniowe z wytrzyma�o�ciami kocowymi. W ka�dej z przedstawionych sytuacji wp�yw ilo�ci popio�u lotnego w spoiwie na proporcje pomidzy wytrzyma�o�ci� 28-dniow� a kocow� jest zdecydowany. Przy ilo�ci spoiwa równej 375kg/m3 i cemencie CEM II 32.5 przyrost wytrzyma�o�ci po 28 dniach w betonie bez dodatków wynosi� 41%, za� przy 50% ilo�ci popio�u lotnego w spoiwie a� 157%. Takie samo porównanie, przy tej samej ilo�ci spoiwa, ale dla betonów z cementem CEM II 42.5 wskazuje na jeszcze wiksze zró�nicowanie. Przyrost wytrzyma�o�ci betonu bez popio�u lotnego wynosi� zaledwie 13%, za� z 50% udzia�em popio�u 98%. Przy ilo�ci spoiwa w betonie równej 450kg/m3 odpowiednie procentowe warto�ci przedstawiaj� si nastpuj�co: dla cementu CEM II 32.5 – 26% beton bez popio�u i 93% z 50% udzia�em popio�u w spoiwie, dla cementu CEM II 42.5 – 15% beton bez popio�u i 65% z 50% udzia�em popio�u lotnego w spoiwie. Te procentowe proporcje potwierdzaj� tak�e wykresy czasu po�ówkowego – rys. 13.

Rys. 13. Czas po�ówkowy w zale�no�ci od ilo�ci popio�u lotnego w spoiwie

Przy 50% udziale popio�u lotnego w spoiwie czas po�ówkowy dla betonu wykonanego na bazie cementu CEM II 32.5 przy ilo�ci spoiwa równej 375kg/m3 wynosi� a� 47 dni. Oznacza to, �e dopiero po tym okresie dojrzewania beton uzyska po�ow wytrzyma�o�ci kocowej.

0

10

20

30

40

50

0 10 20 30 40 50

c+pl=375kg/m3, CEM II 32.5c+pl=375kg/m3, CEM II 42.5

c+pl=450kg/m3, CEM II 32.5c+pl=450kg/m3, CEM II 42.5

pl, %

T, dni

31

Przy tej samej ilo�ci spoiwa i przy tym samym procentowym udziale popio�u lotnego w spoiwie beton wykonany przy u�yciu cementu CEM II 42.5 po�ow wytrzyma�o�ci kocowej uzyska� po 28 dniach. Przy ilo�ci spoiwa równej 450kg/m3 odpowiednie warto�ci czasu po�ówkowego wynios�y 24 i 16 dni. Dla betonów wykonanych bez udzia�u popio�u lotnego czasy po�ówkowe mie�ci�y si w do�� w�skich granicach od 4 do 10 dni.

3. Podsumowanie i wnioski W tym I Etapie bada jedyn� cech� badawcz� by�a wytrzyma�o�� betonu na �ciskanie. Badania wytrzyma�o�ciowe prowadzono w okresie od 7 do 112 dni. Ogó�em przebadano 60 betonów, w dwóch grupach – 30 betonów przy ilo�ci spoiwa 375kg/m3 i drugie 30 betonów przy ilo�ci spoiwa 450kg/m3. Spoiwem by� cement i popió� lotny. Proporcje pomidzy ilo�ci� cementu a ilo�ci� popio�u lotnego zawiera�y si w szerokim zakresie, pocz�wszy od betonów wykonanych jedynie na bazie cementu do betonów, w których zastosowano jednakow� ilo�� cementu i popio�u lotnego. We wszystkich betonach przyjto jednakow� ilo�� wody 180gm3/m3 i dziki zastosowaniu domieszek uzyskano konsystencj powy�ej 200mm opadu sto�ka i zawarto�� powietrza w granicach 2 – 3%. Nale�y tak�e doda�, �e betony wykonano z piciu ró�nych cementów portlandzkich z dodatkami. Uzyskane wytrzyma�o�ci po 28 dniach zawar�y si w granicach od 19,3 do 74,2MPa, co odpowiada klasom wytrzyma�o�ci od C12/15 do C55/67, a wic program bada obejmowa� wszystkie klasy wytrzyma�o�ciowe betonów zwyk�ych. Uzyskane rezultaty s� zaskakuj�co pozytywne. Pierwszym zaskakuj�cym rezultatem jest uzyskanie wytrzyma�o�ci na �ciskanie po 28 dniach powy�ej 70MPa, przy ilo�ci piasku w kruszywie powy�ej 60% i przy konsystencji powy�ej 200mm opadu sto�ka. Nie ma wic bariery w projektowaniu klas wytrzyma�o�ciowych betonów zwyk�ych o wysokiej zawarto�ci piasku. Drugim zaskakuj�cym rezultatem jest stopie przyrostu wytrzyma�o�ci po 28 dniach dojrzewania betonów o du�ej zawarto�ci popio�u lotnego. Beton, w którym zastosowano 187,5kg cementu w 1m3 betonu i tak� sam� ilo�� popio�u lotnego uzyska� po 28 dniach wytrzyma�o�� 19,3MPa, za� po 112 dniach 38,3MPa. Prognozowana, na podstawie symulacji obliczeniowej, docelowa wytrzyma�o�� tego betonu to prawie 50MPa. Tak wic przyrost wytrzyma�o�ci po 28 dniach jest rzdu 160% ponad wytrzyma�o�� 28 dniow�. Porównywalny beton o tej samej ilo�ci spoiwa 375kg/m3, ale wykonany wy��cznie na bazie cementu mia� wytrzyma�o�� po 28 dniach 45,5MPa, za� po 112 dniach 56,7MPa. Prognozowana wytrzyma�o�� docelowa wynosi�a oko�o 62MPa. W tym wypadku przyrost wytrzyma�o�ci po 28 dniach to jedynie 36%. Mo�na wic wnioskowa�, co uwidocznione jest na rys. 12, �e docelowe, kocowe wytrzyma�o�ci betonów przy zadanej ilo�ci spoiwa, bez wzgldu na proporcje cement – popió� lotny, s� do siebie zbli�one. Trzecim zaskakuj�cym rezultatem jest stwierdzenie, �e wp�yw popio�u lotnego na wytrzyma�o�� betonu zale�y od globalnej ilo�ci spoiwa. Ma to miejsce zarówno w wypadku wytrzyma�o�ci po 28 dniach, jak i kocowej. Bior�c pod uwag jedynie aspekt wytrzyma�o�ciowy, to elementy konstrukcyjne wykonane z betonów, w których w spoiwie jest du�o popio�u lotnego s� bezpieczniejsze ni� elementy wykonane z betonów jedynie na bazie cementu. Ma to miejsce przede wszystkim

32

w wypadku elementów �ciskanych. No�no�� tych elementów w znacznej mierze zale�y od wytrzyma�o�ci betonu, która w d�u�szym okresie czasu mo�e by� nawet ponad dwukrotnie wiksza od projektowanej. Ten przyrost wytrzyma�o�ci ponad projektowan� wyp�ywa tak�e na wiksz� odporno�� elementu na zarysowanie (rysy od �cinania i prostopad�e do elementu) oraz, cho� w mniejszym stopniu (przy wikszym stopniu zbrojenia), wp�ywa na zwikszenie no�no�ci zginania.

Literatura [1] PN-88/B-06250 Beton zwyk�y [2] DIN – Fachbericht 100 Beton, Zusammenstellung von DIN EN 206-1 Beton – Teil

1: Festlegung, Eigenschaften, Herstellung und Konformität und DIN 1045-2 Tragwerke aus Beton Stahlbeton und Spannbeton – Teil 2: Beton – Festlegung , Eigenschaften, Herstellung und Konformität – Anwendungsregeln zu DIN EN 206-1, Ausgabe : 2001

[3] Sievers H.: Sandreiche Betonzusammensetzungen – Umweltschonung durch Nutzung von Überschußsanden , Beton 47 (1997), s. 20 – 25

IMPACT OF FLY ASH ON THE STRENGTH OF CONCRETE WITH HIGH CONTENT OF SAND

Summary The subject of research was concrete with high content of sand equal to 62%. In the laboratory were carried out tests of compressive strength of concrete in the period from 7 to 112 days. For all the concretes was adopted the same aggregate grain-size distribution, the same amount of water in the mix, similar consistency and air content. Instead were varied the amount of binder (cement + ash) 375 and 450 kg/m3 and the percentage of fly ash in the relation to the amount of binder, which ranged from 0 to 50% with every 10%. Overall was tested 60 concretes. It was obtained the compressive strength after 28 days from about 20MPa to over 70MPa, which corresponds to concrete classes from C12/15 to C55/67. The results of tests confirmed the high pozzolanic activity of fly ash and it turned out that for a long time concretes with fly ash achieve strengths similar to concretes with only cement binder. This is true even in the case when the amount of fly ash represents 50% of the binder.

33

Tomasz Adamczuk 1 Zbigniew Giergiczny 2

BETON WYSOKOWYTRZYMA�O�CIOWY Z CEMENTU HUTNICZEGO CEM III/A 42,5N-NA/HSR

1.Wprowadzenie

�wietno�� betonu nie zale�y wy��cznie od rodzaju stosowanego do jego wytworzenia cementu czy dodatków, ale równie� od odpowiedniego optymalnego zestawienia poszczególnych sk�adników. Oprócz odpowiedniej ilo�ci cementu, od której uzale�niona jest przede wszystkim wytrzyma�o��, nie zwykle wa�ny jest dobór sk�adników pod wzgldem jako�ciowym odpowiedzialnych za w�a�ciwo�ci reologiczne (w�a�ciwo�ci mieszanki betonowej) oraz trwa�o�� betonu w konstrukcji.

Rozwój technologii betonów wysokowarto�ciowych (BWW ) zapocz�tkowano w 1960 r. w USA. Nied�ugo po tym, w 1965 zastosowano pierwszy beton o wytrzyma�o�ci przekraczaj�cej 50 MPa, do budowy drapacza chmur: Lake Point Tower Chicago [1]. Do roku 1965 w rozwój technologii betonów BWW bazowa� na ulepszaniu parametrów cementu poprzez zwikszenie powierzchni w�a�ciwej oraz zwikszanie ilo�ci alitu i belitu w sk�adzie klinkieru portlandzkiego. Po roku 1965 wiksz� uwag skoncentrowano na udoskonalaniu efektywno�ci dzia�ania domieszek chemicznych. W niespe�na 10 lat pó�niej Skandynawowie, zastosowali po raz pierwszy py� krzemionkowy, który by� rozwi�zaniem dla strefy kontaktowej kruszywo zaczyn i tym samym postawili kropk nad „i” w technologii BWW [2].

Natomiast rewolucja w dziedzinie domieszek pozwoli�a na coraz to wiksz� redukcj wody w sk�adzie mieszanki betonowej i tym samym zmniejszenie stosunku W/C (wodno-cementowego), dziki czemu mo�na by�o uzyska� coraz to wy�sze wytrzyma�o�ci [3]. W 1977 wybudowano kolejny drapacz chmur w Chicago - River Plaza, gdzie osi�gnito wytrzyma�o�� na �ciskanie betonu na poziomie 77 MPa [1]. W 1988 roku w Seattle wybudowano wie�owiec Two Union Square, na którym osi�gnito wytrzyma�o�� na �ciskanie 131 MP, a tym samym w przeci�gu 23 lat, rozwój technologii BWW utwierdzi� �wiat w przekonaniu, �e postpuje w dobrym kierunku zwikszaj�c

1 Centrum Technologiczne Betotech Sp. o.o. w D�browie Górniczej 2 Politechnika �l�ska, Centrum Technologiczne Betotech w D�browie Górniczej


Gliwice 2011

34

wytrzyma�o�� materia�u z 50 MPa do 131 MPa. Dalszy, dynamiczny rozwój chemii budowlanej i mo�liwo�� stosowania zbrojenia rozproszonego doprowadzi� na pocz�tki XXI wieku beton do tworzywa o wytrzyma�o�ci znacznie przekraczaj�cej 200 MPa [1,6]. Najcz�ciej w technologii produkcji betonów wysokowytrzyma�o�ciowych stosowane s� cementy portlandzkie CEM I klasy 42,5 i 52,5. Rozwój techniki mielenia w przemy�le cementowym da� mo�liwo�� znacznego rozdrobnienia nie tylko klinkieru cementowego, ale tak�e granulowanego �u�la wielkopiecowego. Pozwoli�o to na mo�liwo�� wytwarzania cementów portlandzkich �u�lowych CEM II/A,B-S i cementów hutniczych CEM III/A w wy�szych klasach wytrzyma�o�ciowych. Stosowanie tego rodzaju spoiw pozwala nie tylko na wytwarzanie betonów o wysokich wytrzyma�o�ciach, ale tak�e o podwy�szonej odporno�ci na korozyjne dzia�anie �rodowisk agresywnych, zw�aszcza chemicznie [4].

W prezentowanej pracy autorzy pokazali mo�liwo�� wykonania betonu o wysokiej wytrzyma�o�ci z produkowanego w kraju cementu hutniczego CEM III/A 42,5N-HSR/NA z dodatkiem popio�u lotnego i py�u krzemionkowego. Taki sk�ad betonu nadaje po��dane w�a�ciwo�ci nie tylko dla stwardnia�ego betonu, ale pozwala tak�e odpowiednio ukszta�towa� w�a�ciwo�ci mieszanki betonowej, a mianowicie pompowalno�� i �atwo�� zabudowy.

2. Klasyfikacja oraz metody projektowania betonów o wysokiej wytrzyma�oci

BWW jest betonem, w którym jedna lub kilka cech charakterystycznych w porównaniu do betonu zwyk�ego uleg�a udoskonaleniu wskutek odpowiedniego doboru rodzaju oraz proporcji sk�adników tak, aby dostosowa� wymagane w�a�ciwo�ci do potrzeb przemys�owych i warunków eksploatacji konstrukcji. W powy�szych betonach najwa�niejsz� cech� jest trwa�o��, która w du�ym stopniu jest uzale�niona od wytrzyma�o�ci betonu. BWW nie jest materia�em rewolucyjnym, jest efektem modyfikacji tradycyjnego betonu cementowego. Technologia BWW pokazuje nam jak eliminuj�c niedostatki tradycyjnego materia�u, mo�na uzyska� materia� o nowych, korzystniejszych w�a�ciwo�ciach.

Betonami wysokowarto�ciowymi BWW (z ang.HPC – high performance concrete) przyjto umownie nazywa� beton klasy wytrzyma�o�ciowej powy�ej B60 ( od C55/67), które oprócz wysokiej wytrzyma�o�ci na �ciskanie, charakteryzuj� si tak�e innymi w�a�ciwo�ciami takimi jak [1]:

� dobr� urabialno�ci� w czasie do 60 minut, � trwa�o�ci� zwi�zana z wysoka wytrzyma�o�ci�, � wysok� szczelno�ci�- niska przepuszczalno�� dla mediów ciek�ych i gazowych � mrozoodporno�ci�, � odporno�ci� na �cieranie, � odporno�ci� na dzia�anie czynników agresywnych pochodzenia �rodowiskowego

Klasyfikacja umowna dzieli beton BWW na III grupy, ze wzgldu na charakterystyczn� wytrzyma�o�� na �ciskanie, [1]

� I grupa BWW – wytrzyma�o�� od 60 MPa do100 MPa. Wed�ug normy PN-EN 206-1:2003 beton o wysokiej wytrzyma�o�ci to beton od klasy wytrzyma�o�ciowej C55/67.

35

� II grupa BBWW – wytrzyma�o�� od 100 do 150 MPa (beton bardzo wysokowarto�ciowy) to materia� stosowany w nielicznych krajach, wymagaj�cy zastosowania sk�adników o wyj�tkowo wysokiej jako�ci.

� III grupa BUWW – wytrzyma�o�� powy�ej 150 MPa (beton ultra wysokowarto�ciowy) to najnowsza generacja materia�ów na bazie cementów. Okre�lenie jest zapo�yczone od autorów amerykaskich i francuskich (ultra high performance concrete – UHPC.

Graficzne zestawienie klasyfikacji przedstawiono na (rys. 1).

Rys.1. Podzia� betonów ze wzgldu na wytrzyma�o�� na �ciskanie [5]

Korzy�ci wynikaj�ce ze stosowania betonu BWW w ró�nych rodzajach konstrukcji i obiektów budowlanych pokazano w (tabeli 1).

Tabela 1. Beton BWW w ró�nych konstrukcjach

Rodzaj konstrukcji Poprawa w�a�ciwo�ci materia�ów w porównaniu do betonów zwyk�ych

Mosty Wy�sza wczesna wytrzyma�o��, lepsza urabialno��, wiksza trwa�o��, mniejsze odkszta�cenia, wysoka wytrzyma�o�� kocowa

Konstrukcje morskie

Wiksza trwa�o��, wysoka wytrzyma�o�� na �ciskanie i �cinanie, lepsza urabialno��, wy�sza odporno�� na uderzenia oraz na �cieranie

Budynki wysokie Wy�sza wytrzyma�o�� na �ciskanie i �cinanie, lepsza urabialno��, wy�sza wytrzyma�o�� wczesna , mniejsza odkszta�calno��

Tunele Du�a trwa�o��, wy�sza wytrzyma�o�� na �ciskanie, wy�sza wczesna wytrzyma�o��, wysoka szczelno��

Nawierzchnie drogowe

Wy�sza wytrzyma�o�� na �cieranie i uderzenia, wy�sza odporno�� na cykle zamra�ania i odmra�ania, du�a wytrzyma�o�� na �cinanie, trwa�o��, lepsza urabialno��

Prefabrykowane elementy konstrukcyjne

Wy�sza wytrzyma�o�� wczesna, wy�sza wytrzyma�o�� na �ciskanie i �cinanie, lepsza urabialno��, mniejsza masa konstrukcji

Elementy odwodnienia

Wysoka trwa�o�� i odporno�� na �cieranie, wy�sza wytrzyma�o�� na �ciskanie, lepsza urabialno��

36

Brak jest norm dotycz�cych projektowania BWW, nale�y korzysta� z ogólnych wytycznych oraz metod do�wiadczalnych zalecanych przez ró�ne zespo�y badaczy.

Kanadyjczycy opieraj�c si na normie amerykaskiej ACI 211-J, zaproponowali nastpuj�c� kolejno�� postpowania przy ustalaniu sk�adu mieszanki betonowej [1]:

� stosunek w/s (s = c + dodatki mineralne), � ilo�� wody, � ilo�� domieszki (superplastyfikatora), � ilo�� grubego kruszywa, � zawarto�� powietrza w mieszance,

Metoda zalecana przez ACI 363 (amerykaski komitet techniczny zajmuj�cy si problematyk� betonów wysokiej wytrzyma�o�ci) zaleca stosowanie nastpuj�cej procedury [1]:

� wybór konsystencji, � przyjcie maksymalnego wymiaru ziaren kruszywa grubego (w zale�no�ci od

projektowanej wytrzyma�o�ci), � ustalenie optymalnej ilo�ci kruszywa, � przyjcie zalecanej z tabeli zawarto�ci wody oraz powietrza, � przyjcie wspó�czynnika w/s, � ustalenie ilo�ci cementu, � wykonanie pierwszej próbnej mieszanki bez dodatku mikrowype�niacza, � wykonanie mieszanki próbnej z dodatkami zastpuj�cymi cz�ciowo cement.

Kolejn� metod� jest metoda Giutiereza i Canowasa. W powy�szej metodzie nale�y sugerowa� si zale�no�ci� pomidzy projektowan� �redni� wytrzyma�o�ci� a stosunkiem w/c (wzór 1).

cwKcm ef

/

140 �� (1)

gdzie: fcm – wytrzyma�o�� na �ciskanie K- parametr zale�ny od klasy cementu i zawarto�ci py�ów krzemionkowych; warto�� parametru K pokazano w tabeli 2 [5].

Tabela 2. Warto�� parametru K [5] Zawarto�� py�ów krzemionkowych

[% masy cementu]

Cement 45 MPa (CEM I 42,5)

Cement 55 MPa (CEM I 52,5)

0 2,1 1,97 5 1,7 1,6

10 1,41 1,31 15 1,24 1,15

37

Reasumuj�c nale�y stwierdzi�, �e przy projektowaniu sk�adu mieszanki betonowej BWW nale�y stosowa� nastpuj�ce za�o�enia technologiczne:

� mo�liwie jak najni�szy wspó�czynnik w/c (w/s) dla BWW 0,35-0,4; BBWW- 0,22-0,35

� stosowa� cementy o stabilnych parametrach jako�ciowych, klasy wytrzyma�o�ciowej niemnieszej ni� 42,5,

� stosowa� kruszywa o bardzo du�ej wytrzyma�o�ci oraz czysto�ci (brak obecno�ci py�ów)

� stosowanie dodatków maj�cych za zadanie uszczelnienie mikroporów poprzez wype�nienie stosu okruchowego faz� mikroziarnist�, zwikszenie szczelno�ci oraz wype�nienie strefy na granicy zaczyn kruszywo (popió� lotny oraz py� krzemionkowy)

� zastosowanie domieszek silnie redukuj�cych wod (polikarboksylany silnie st�one, PCE)

Przy stosowaniu py�u krzemionkowego nale�y uwzgldni� wzrost wodo��dno�ci mieszanki wynikaj�cy z bardzo drobnych i zarazem du�ej powierzchni w�a�ciwej ziaren mikrokrzemionki(14÷20 m2/g). Zaleca si by ilo�� py�u krzemionkowego stanowi�a od 5 do 15% masy cementu. Istotnym etapem w projektowaniu betonu BWW jest okre�lenie ilo�ci wody w mieszance; redukcja ilo�ci wody polepsza w�a�ciwo�ci wytrzyma�o�ciowe betonu [1-5]. Nale�y pamita�, �e zbyt ma�a ilo�� wody mo�e powodowa� brak stabilno�ci konsystencji mieszanki betonowej w czasie. Redukuj�c ilo�� wody musimy zwikszy� ilo�� domieszki, czego skutkiem jest wzrost lepko�ci mieszanki. Redukcja wody oraz wzrost lepko�ci mieszanki prowadzi bardzo czsto do szybkiego spadku konsystencji. Taki stan mo�e stwarza� du�e utrudnienia przy zabudowie mieszanki betonowej dla wykonawców oraz negatywnie wp�ywa�, na jako�� zabudowanego betonu w konstrukcji.

Wspó�czesna technologia betonu bazuje nie tylko na sk�adnikach odpowiedzialnych za tempo narastania wytrzyma�o�ci, ale równie� na domieszkach nowej generacji, które sta�y si w ostatnich latach kluczem do poprawy w�a�ciwo�ci mieszanki betonowej i stwardnia�ego betonu. Na rynku s� dostpne domieszki, które umo�liwiaj� utrzymanie konsystencji na stabilnym poziomie w czasie (kompatybilne z cementem domieszki wielofunkcyjne).

3. Sk�adniki zastosowane w sk�adzie betonu wysokowytrzyma�ociowego 3.1. Cement

W produkcji betonu BWW nale�y stosowa� cementy powszechnego u�ytku (CEM I, CEM II, CEM III) klasy co najmniej 42,5 o stabilnych parametrach jako�ciowych. W zale�no�ci od klasy betonu ilo�� cementu wynosi 450-550 kg/m3, dla BUWW powy�ej 700 kg [1,4-6]. Powierzchnia w�a�ciwa cementu powinna oscylowa� w granicach od 3000 do 5000 cm2/g wed�ug Blaine’a. Na uwadze nale�y mie� fakt, �e im mniejsza powierzchnia w�a�ciwa tym mniejsza wodo��dno�� stosowanego cementu.

W prowadzonych badaniach w�asnych u�yto cementu portlandzkiego CEM I 52,5R oraz cementu hutniczego CEM III/A 42,5N-HSR/NA. W�a�ciwo�ci pastowanych cementów pokazano w (tabeli 3).

Porównuj�c w�a�ciwo�ci wytrzyma�o�ciowe cementów (tabela 3) mo�na zauwa�y�, �e cement portlandzki CEM I 52,5R charakteryzuje si znacznie wy�sz� wytrzyma�o�ci� na �ciskanie w pocz�tkowym okresie twardnienia ( po 2 i 7 dniach), natomiast cement

38

hutniczy CEM III/A 42,5N-HSR/NA ma wy�sze parametry wytrzyma�o�ciowe po d�u�szym okresie twardnienia (90 dni).

Tabela 3 .W�a�ciwo�ci cementów zastosowanych w badaniach

W�a�ciwo�� Rodzaj cementu CEM I 52,5R CEM III/A 42,5N

Wodo��dno��, % 29,8 31,6 Pocz�tek wi�zania, minuty 138 226 Sta�o�� objto�ci wg Le Chateliera, [mm] 0,3 0,2 Wytrzyma�o�� na �ciskanie [MPa] po:

2 dniach 34,0 15,5 7 dniach 50,6 28,8

28 dniach 56,8 53,8 90 dniach 60,5 65,2

Skurcz zaprawy normowej [mm/m] po: 7 dniach 0,19 0,10

28 dniach 0,48 0,39 Ciep�o hydratacji J/g po up�ywie 41 godzin (metoda semiadiabatyczna)

415 302

Odmienno�� w�a�ciwo�ci mechanicznych tych cementów nale�y wi�za� ze sk�adem chemicznym i fazowym sk�adników g�ównych stosowanych w badaniach cementów. Ma to swoje odzwierciedlenie w stopniu hydratacji cementu portlandzkiego CEM I i cementu hutniczego CEM III, co w oparciu o dane literaturowe [7] pokazano w (tabeli 4). Po 28 dniach twardnienia stopie hydratacji cementu hutniczego CEM III/A 42,5N osi�ga poziom ok. 70%, co w porównaniu ze stopniem hydratacji cementu portlandzkiego CEM I 42,5R (93%) jest warto�ci� znacznie mniejsz� . St�d wynika ogólnie znane stwierdzenie, i� cementy z dodatkami „�yj� d�u�ej”. Co istotne, poziom wytrzyma�o�ci na �ciskanie obydwu cementów w okresie normowym (28 dni) jest zbli�ony. Natomiast w okresie pó�niejszym widoczny jest potencja� cementu hutniczego CEM III/A 42,5N-HSR/NA do uzyskiwania wy�szych wytrzyma�o�ci (tabela 3 i 4). 3.2. Dodatki mineralne

Ze wzgldu na swoje w�a�ciwo�ci najcz�ciej stosowanym dodatkiem mineralnym do wykonania betonu wysokowarto�ciowego jest py� krzemionkowy. Wprowadzenie py�ów krzemionkowych modyfikuje szereg w�a�ciwo�ci zarówno mieszanki betonowej, jak i stwardnia�ego betonu BWW (wytrzyma�o��, porowato��, wodoszczelno��, odporno�� na agresje chemiczn�) [1-2,4-6]. Zalecana ilo�� py�u w sk�adzie betonu do 10% masy cementu, stosowanie jest zalecane zw�aszcza dla betonów o projektowanej wytrzyma�o�ci na �ciskanie betonu powy�ej 75 MPa. Stosowane s� równie� sk�ady betonów BWW, zawieraj�ce dwa lub wicej dodatki mineralne, np. py� krzemionkowy i popió� lotny krzemionkowy lub py� krzemionkowy i mielony granulowany �u�el wielkopiecowy. W przypadku stosowania popio�ów lotnych nale�y zadba� o to, aby by�y one wysokiej jako�ci tj. o bardzo drobnych, sferycznych ziarnach, ze znaczn� zawarto�ci� fazy szklistej [8]. Ziarna popio�u lotnego wysokiej jako�ci pokazano na (rys. 2).

39

Tabela 4. Stopie hydratacji i rozwój wytrzyma�o�ci cementu portlandzkiego CEM I i cementów hutniczych CEM III [7]

Rodzaj i klasa cementu

Zawarto�� granulowanego

�u�la wielkopiecowego,

% m.c.

Stopie hydratacji (H) i rozwój wytrzyma�o�ci cementu w MPa, po up�ywie

2 dni 7 dni 28 dni

H, % MPa H, % MPa H, % MPa CEM I 32,5R - 61 23 80 42 91 50 CEM I 42,5R - 71 28 82 43 93 53 CEM III/A 42,5N

45 39 19 56 35 69 55

CEM III/A 32,5N 55 36 10 49 29 60 50 CEM III/B 32,5N 75 21 8 33 27 39 46

Rys. 2. Sferyczny pokrój ziaren popio�u lotnego

Stosowanie do wytwarzania betonów wysokoarto�ciowych popio�ów lotnych jest

wa�ne, co najmniej z dwóch powodów. Wysokiej jako�ci popio�y lotne (kategoria A i N lub S zgodnie z wymaganiami normy PN-EN 450-1[9]), pozwalaj� na zmniejszenie zawarto�ci wody w betonie bez utraty urabialno�ci oraz popraw wytrzyma�o�ci po d�u�szym okresie dojrzewania [8]. Przyrost ten jest wikszy ni� w przypadku stosowania tylko cementu portlandzkiego CEM I nawet najwy�szej klasy wytrzyma�o�ciowej.

40

W badaniach zastosowano py� krzemionkowy spe�niaj�cy wymagania normy PN-EN 13263[10 ] wed�ug deklaracji zgodno�ci dystrybutora tego produktu na rynku oraz popió� lotny o stratach pra�enia 2, 6% i pozosta�o�ci na sicie 45μm – 34,7%; (kategoria A i N wg PN-EN 450-1 [9 ]). 3.3. Kruszywo Podstaw� kwalifikacji kruszywa grubego do betonu BWW s�: wysokie parametry mechaniczne ska�y (wytrzyma�o�� pow. 150 MPa), ci�g�y sk�ad granulometryczny, kszta�t ziaren zbli�ony do kubicznego oraz zdefiniowana reaktywno�� alkaliczna w stosunku do cementu. Im wy�sza zamierzona wytrzyma�o�� na �ciskanie betonu BWW tym mniejszy maksymalny wymiar ziaren kruszywa. Dla betonu o wytrzyma�o�ci do 75 MPa nale�y ograniczy� najwiksze ziarna do przedzia�u 20÷24 mm, dla wytrzyma�o�ci do 100 MPa przedzia�u ten powinien zawiera� si w granicach 12÷20 mm, a dla betonów o wytrzyma�o�ci powy�ej 150 MPa stosujemy kruszywo o maksymalnym rozmiarze ziaren 10÷12 mm. Nie po��dane s� ziarna p�askie, pod�u�ne ze wzgldu na s�ab� zdolno�� do przenoszenia obci��e. Zalecany kubiczny kszta�t ziaren kruszywa uzyskuje si w kruszarce udarowej. Nale�y stosowa� kruszywo �amane o chropowatej powierzchni ziaren, sprzyjaj�ce przyczepno�ci zaczynu do kruszywa. W przypadku piasku wymagania jako�ciowe s� takie same jak dla piasku do betonu zwyk�ego. Preferowany jest piasek o uziarnieniu od 0,25 do 2 mm o ograniczonej do minimum frakcji pylastej, która w znacz�cy sposób zwiksza wodo�adno��. Punkt piaskowy w stosie okruchowym powinien wynosi� od 27 do 32%. Preferuje si stosowanie piasków o tym samym pochodzeniu geologicznym, co kruszywo grube. W prowadzonych badaniach zastosowano piasek kopany oraz �amane kruszywo bazaltowe. 3.4. Domieszki chemiczne W prowadzonych badaniach zastosowano: � superplastyfikator Viscocrete 20 HE- polikarboksylan sodowy wysoko�adunkowy o

krótkim �acuchu g�ównym na bazie kwasu metakrylowego i d�ugich �acuchach bocznych. Jest to domieszka silnie redukuj�ca wod, zwikszaj�ca wytrzyma�o�ci wczesn�, stosowana bardzo czsto w prefabrykacji.

� plastyfikator Plastiment BVT 99 opó�niaj�cy wi�zanie – baz� chemiczn� jest lignosulfonian magnezu wzmocniony dzia�aniem opó�niaj�cym przez dodatek suszonego syropu glukozowego - pochodna katalitycznej hydrogenizacji hydrolizatu skrobiowego.

4. Sk�ad mieszanki betonowej oraz w�aciwoci stwardnia�ego betonu

Sk�ad zaprojektowanej mieszanki betonowej pokazano w (tabeli 5). Krzyw�

uziarnienia stosu okruchowego mieszanki pokazano na (rys. 3). Natomiast (rys. 4) obrazuje zmiany konsystencji w czasie mieszanki betonowej na cemencie hutniczym CEM III/A 42,5N-HSR/NA.

Przyrost wytrzyma�o�ci na �ciskanie betonów na badanych cementach pokazano na (rys. 5). W okresie normowym (28 dni) uzyskano podobne wytrzyma�o�ci na �ciskanie na obydwu rodzajach cementu (99,2 MPa w przypadku cementu portlandzkiego CEM I 52,5R i 97,6 MPa w przypadku cementu hutniczego CEM III/A 42,5N-NA/HSR), natomiast po d�u�szym okresie twardnienia (56 dni) wida� wikszy przyrost wytrzyma�o�ci na cemencie hutniczym CEM III/A 42,5N-HSR/NA.

41

Tabela 5. Sk�ad mieszanki betonowej

Sk�adnik Ilo�� w [kg/m3]

Piasek 0/2 535 Bazalt 2/8 1147 Cement 450 Woda 160

Popió� lotny 60 Py� krzemionkowy 45 Superplastyfikator 6,75

Plastyfikator 2,7

Rys.3. Krzywa uziarnienia mieszanki kruszywowej

0102030405060708090

100

0 0,125 0,25 0,5 1 2 4 8 16 32

Udz

ia� [

%]

Frakcja [mm]

42

Rys. 4. Konsystencja mieszanki betonowej na cemencie hutniczym CEM III/A 42,5N-HSR/NA

Rys. 5. Wytrzyma�o�� na �ciskanie betonów

550

560

570

580

590

600

610

620

630

640

650

0 20 40 60 80 100 120 140

czas [min]

�red

nica

rozp

�yw

u [m

m]

22,5

77,5

92,597,6

108,5

28,9

81,0

93,599,2

103,5

0

20

40

60

80

100

120

2 7 14 28 56

czas (dni)

wyt

rzym

a�o�

� na

�ci

skan

ie, M

Pa

CEM III A 42,5 NCEM I 52,5 R

43

Nasi�kliwo�� betonów oznaczona wed�ug normy PN-B-06250 „Beton zwyk�y” po 28 dniach twardnienia wynosi�a: w przypadku CEM I 52,5R – 3,0%, w przypadku cementu hutniczego CEM III/A 42,5N-HSR/NA – 3.3%.

5. Podsumowanie

W artykule przedstawiono wyniki bada wstpnych pokazuj�ce mo�liwo�� wytwarzania betonu o wysokich wytrzyma�o�ciach BWW z cementu hutniczego CEM III/A 42,5N-HSR/NA i powszechnie stosowanych w technologii betonu dodatków typu II (popio�u lotnego i py�u krzemionkowego).

Dodatkow� warto�ci�, w przypadku stosowania cementu hutniczego CEM III, jest strukturalne zabezpieczenie betonu przez korozyjnych dzia�anie �rodowiska, zw�aszcza czynników o agresywno�ci chemicznej. Proponowane rozwi�zanie posiada tak�e du�y walor ekologiczny – cement o niskiej emisji CO2 i wykorzystanie ubocznych produktów przemys�owych, trwa�y beton.

Literatura

1. Aitcin P.-C., „Beton Haute Performance”, Eyrolles, Paris 2000. 2. Nocu-Wczelik W. „Py� krzemionkowy”, Polski Cement, Kraków 2007 3. Czarnecki L. „Chemia buduje”. Chemik, 2010, 64, 9, 573-582 4. Giergiczny Z., Ma�olepszy J., Szwabowski J., �liwiski J.; „Cementy z dodatkami

mineralnymi w technologii betonów nowej generacji”. Wydawnictwo Instytut �l�ski w Opolu, Opole, 2002

5. Jasiczak J.; Wadowska A.; Rudnicki T.: Betony utrawysokowarto�ciowe. W�a�ciwo�ci, technologie, zastosowania. Stowarzyszenie Producentów Cementu, Kraków 2008.

6. Kurdowski W. „Chemia cementu i betonu”, Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa 2010.

7. Rendchen K. „Hüttensandhaltiger Zement”; Verlag Bau + Technik, Düsseldorf, 2002

8. Giergiczny E., Giergiczny Z.: Wp�yw zmiennej jako�ci popio�ów lotnych na w�a�ciwo�ci kompozytów cementowo-popio�owych Cement-Wapno-Beton, nr 3, 2010, s. 157-163

9. PN-EN 450-1:2009 „Popió� lotny do betonu. Cz�� 1: Definicje, specyfikacje i kryteria zgodno�ci”

10. PN-EN 13263:2006 „Py� krzemionkowy do betonu. Cz�� 1: Definicje, specyfikacje i kryteria zgodno�ci”.

HIGH PERFORMANCE CONCRETE ON THE BASE OF SLAG CEMENT

CEM III/A 42,5N-NA/HSR. Summary

Hereby article presents the possibilities of manufacturing (producing) high performance concrete containing slag cement CEM III/A 42,5N-HSR/NA. What is more, standard application concrete technology of additive (microsilicate, fly ash) was revealed. Cement CEM I 52,5 was used as the main reference binder in concrete receipt.

45

Tomasz Pu�ak1

Krzysztof Szersze2

PRODUKTY SPECJALNE W OFERCIE GÓRA D E BETON

1. Wprowadzenie

Góra�d�e Beton Sp. z o.o. to jeden z najwikszych producentów betonu towarowego w Polsce, prowadz�cy dzia�alno�� w 50 wytwórniach zlokalizowanych na terenie ca�ego kraju. Pod nazw� Góra�d�e Beton firma dzia�a od stycznia 2003 roku, kontynuuj�c tradycje za�o�onego w 1996 roku holdingu CGS Beton Polska Sp. z o.o. Wytwórnie betonu znajduj� si na obszarach o du�ej dynamice i potencjale rozwoju ekonomicznego, min. w Warszawie, Poznaniu, Wroc�awiu, Gdasku, na Dolnym i Górnym �l�sku oraz w pó�nocno-zachodniej Polsce (rys.1). Zak�ady wyposa�one s� w komputerowe sterowanie procesem produkcji i inne nowoczesne technologie zapewniaj�ce wytwarzanie wysokiej jako�ci mieszanek betonowych i gwarantuj�ce utrzymanie powtarzalno�ci wymaganych parametrów.

Sta�y monitoring jako�ci produkcji zak�adów Góra�d�e Beton odbywa si zarówno w nowocze�nie wyposa�onych laboratoriach jak i na placach budów. Nadzór technologiczny nad produkcj� prowadzony jest przez Centrum Technologiczne Betotech Sp. z o.o. w D�browie Górniczej. Laboratorium to posiada kompetentny personel i wysokiej jako�ci aparatur do wykonywania bada zwi�zanych z zastosowaniem cementu, betonu i kruszyw.

Uzupe�nieniem podstawowej dzia�alno�ci firmy stanowi� us�ugi w zakresie transportu i pompowania mieszanki betonowej oraz szeroko rozumiane doradztwo dotycz�ce zastosowania i okre�lenia w�a�ciwo�ci oferowanych produktów. Priorytetem Góra�d�e Beton Sp. z o.o. jest dba�o�� o ochron �rodowiska. Aby zminimalizowa� oddzia�ywanie na �rodowisko wytwórnie nale��ce do Góra�d�e Beton Sp. z o.o. prowadz� nastpuj�ce dzia�ania:

1 mgr in�.; „Centrum Technologiczne Betotech Sp. z o.o.”; [email protected] 2 mgr in�.; „Góra�d�e Cement S.A.”; [email protected]


Gliwice 2011

46

� Linia produkcyjna ka�dego zak�adu stanowi obieg zamknity. Oznacza to, �e surowce uboczne, powsta�e w trakcie produkcji betonu takie jak: woda i beton resztkowy, s� ponownie wykorzystywane do produkcji. W tym celu wykorzystuje si urz�dzenia do recyclingu pozwalaj�ce odseparowa� kruszywo od zaczynu wodno-cementowego. Instalacje recyclingu sprz�one s� z systemem wielokomorowych osadników wy�apuj�cych wod deszczow� i zanieczyszczenia pozostaj�ce po umyciu betonomieszarek.

� Wszystkie silosy materia�ów sypkich (cement i popio�y lotne) wyposa�one s� w specjalne filtry. Urz�dzenia te, o sprawno�ci 98%, pozwalaj� na ca�kowit� redukcj zapylenia powstaj�cego podczas nape�niania i opró�niania silosów. Zak�ady zlokalizowane na obszarach zabudowanych wyposa�one s� w specjalne ekrany d�wikoch�onne eliminuj�ce do minimum emisj ha�asu.

We wszystkich wytwórniach mo�liwa jest produkcja mieszanki betonowej w warunkach obni�onych temperatur. Pomagaj� w tym nowoczesne i ekologiczne kot�ownie kontenerowe opalane olejem umo�liwiaj�ce podgrzewanie sk�adników mieszanki betonowej.

Rys. 1 . Lokalizacja zak�adów produkcyjnych Góra�d�e Beton Sp. z o.o. na terenie Polski

47

2. Oferta handlowa Góra�d�e Beton Sp. z o.o. Oferta handlowa Góra�d�e Beton Sp. z o.o. obejmuje nastpuj�ce produkty::

� betony zwyk�e towarowe, � betony ci�kie, � betony wysokowarto�ciowe (BWW), � betony podwodne, � betony lekkie i pianobetony, � betony na stabilizacje i podbudowy, � jastrychy, � betony do produkcji prefabrykatów drobno- i wielkowymiarowych,

oraz produkty specjalne, bd�ce przedmiotem niniejszego referatu: � EASYBET®

o SAMOZAG�SZCZALNY o KOLOROWY/ARCHITEKTONICZNY

� INFRABET® o DROGOWY o MOSTOWY

� ANHYMENT®– p�ynny jastrych produkowany na bazie gipsu lub anhydrytu � PORIMENT®M - pianobeton � PORIMENT®P - pianobeton z granulatem styropianowym � CemFlow®- p�ynny jastrych produkowany na bazie cementu

2.1. EASYBET® - beton samozagszczalny

Beton samozagszczalny z ang. Self-Compacting Concrete – SCC zosta� opracowany i wprowadzony na rynek w kocu lat osiemdziesi�tych w Japonii. G�ównymi cechami tego betonu jest zdolno�� do szczelnego wype�nienia form lub szalunków i dok�adnego otulenia prtów zbrojenia bez konieczno�ci zagszczania mechanicznego. Jest to mo�liwe, poniewa� betony te maj� zdolno�� do samoczynnego odpowietrzania i zagszczania pod w�asnym ci�arem bez segregacji sk�adników. Uzyskuje si to poprzez wprowadzenie superplastyfikatorów najnowszej generacji (ze wzgldu na niskie w/c < 0,5; w/s < 0,35) i/lub domieszek reguluj�cych lepko�� a tak�e du�ej ilo�ci frakcji pylastej < 0,125 mm (ok. 500-600 kg/m3). Podstawowe kryteria dla SCC przedstawiono w tablicy 1.

Tablica 1 kryteria dla betonów samozagszczalnych W�a�ciwo�ci Wymaganie

�rednica rozp�ywu swobodnego sto�ka Abramsa 650 – 850 mm Dynamika rozp�ywu – osi�gnicie rozp�ywu 50 cm w czasie 2 – 10 s

Czas do zakoczenia p�ynicia 60 s

Krawd� „placka” rozp�ywu Jednorodna i zaokr�glona bez

widocznych wyp�ywów wody lub zaczynu

Segregacja kruszywa Brak segregacji

48

„Wyrzucanie” wody z mieszanki Brak zjawiska „wyrzucania” wody Czas wyp�ywu ze sto�ka V-Funnel 6 – 12 s L-box H2/H1 = 0,8 – 1,0

Rys. 2. Pomiar rozp�ywu mieszanki SCC

Zalety betonu samoageszczalnego SCC G�ównymi zaletami betonów samozagszczalnych jest mo�liwo�� dok�adnego

odwzorowania powierzchni form, bez raków i pcherzy, betonowania bardzo skomplikowanych kszta�tów, czy pompowania mieszanki betonowej od do�u. Samorozlewno�� SCC zapewnia lepsz� przyczepno�� do zbrojenia ni� dla betonów tradycyjnych. Koszt betonów samozagszczalnych jest niewiele wy�szy, b�d� porównywalny do ceny betonów zagszczanych tradycyjnie o takiej samej klasie, a warto�ci u�ytkowe i walory estetyczne nieporównywalne. Zastosowania betonu samozagszczalnego SCC

Betony samozagszczalne stosowane s� tam, gdzie zagszczanie tradycyjne nie jest mo�liwe, ze wzgldu na brak dostpu, lub du�� ilo�� i gsto roz�o�one zbrojenie. Przy stosowaniu betonów samozagszczalnych konieczne jest u�ycie szczelnego deskowania, które zapobiega wyp�ywowi zaczynu cementowego z mieszanki. W czasie wykonywania robót budowlanych zabronione jest wibrowanie mieszanki, gdy� w�a�nie wtedy mo�e doj�� do segregacji sk�adników. Beton samozagszczalny mo�e by� stosowany: � w elementach wielkogabarytowych – utrudnione lub niemo�liwe jest wibrowanie, � do prefabrykacji – eliminacja wibrowania, � jako beton stropowy lub posadzkowy – posiada prawie samopoziomuj�ce w�a�ciwo�ci, � jako beton architektoniczny – przyjmowanie kszta�tu lub faktury deskowania, � w produkcji spr�onych zbiorników na ciecze, w budownictwie tunelowym (jako beton

wysokowarto�ciowy); Przyk�adem zastosowa SCC w Polsce jest np. Most Zamkowy w Rzeszowie, podpory

na W�le So�nica (skrzy�owanie A1 i A4), prefabrykowane elementy fasadowe budynku Roma Center w Warszawie.

49

2.2. EASYBET® - beton kolorowy i architektoniczny

Wspó�czesna in�ynieria materia�owa otwiera nowe mo�liwo�ci wykorzystania w�a�ciwo�ci betonu jako materia�u konstrukcyjnego oraz kszta�towania z niego formy budowli. Pod nazw� beton architektoniczny (fasadowy, elewacyjny) rozumie si powierzchnie betonowe o zdefiniowanych wymaganiach pod wzgldem wygl�du. Beton taki gwarantuje dotrzymanie parametrów trwa�o�ci i wytrzyma�o�ci przy równoczesnym uzyskaniu estetycznych powierzchni, niewymagaj�cych pokrycia warstw� tynku lub inn� pow�ok� wykoczeniow�. Aby osi�gn�� ten cel, nale�y zapewni� szczególn� staranno�� produkcji i wbudowywania betonu. Rodzaje betonu architektonicznego zale�ne s� od zastosowania technik uzyskania faktury jego powierzchni: 1. Pozostawienie betonu w naturalnej formie; 2. Mechaniczne fakturowanie; 3. Chemiczne opó�nianie wi�zania powierzchni; 4. Kombinacja w/w metod;

Tablica 2 . Czynniki maj�ce wp�yw na beton architektoniczny Czynnik

decyduj�cy Wp�yw na beton architektoniczny

Cement Najwikszy wp�yw na kolor. Konieczne powtarzalne dostawy tego samego rodzaju cementu od tego samego dostawcy.

Dodatki Du�y wp�yw na kolor. Wa�na stabilna zawarto�� niespalonego wgla (przy stosowaniu popio�ów lotnych)

Kruszywo Istotny wp�yw na kolorystyk (kolor, rozmiar, geologia)

Domieszki Wp�yw na kolor betonu:

• opó�niaj�ce – ciemniejsza barwa betonu, • napowietrzaj�ce – ja�niejsza barwa betonu.

Wska�nik w/c Im wy�szy w/c – tym ja�niejsza barwa �rodki antyadhezyjne

• dobór �rodka do warunków atmosferycznych, • równomierne nanoszenie

Temperatura Ró�ne temperatury dojrzewania betonu – odmienne barwy:

Szalunki

Jako�� szalunku - oddaje wszystkie detale na fakturze betonu. • szalunek drewniany – ró�ne gatunki drewna – ró�na odcienie, • szalunek selektywny – dobre odpowietrzenie, wysoki koszt, • sklejka wodoodporna – mo�liwo�� wyst�pienia tzw.

„marmurków” (krople wody wp�ywaj� na zmienny w/c) • szalunek stalowy – mo�liwo�� powstania rdzawych nalotów, • matryce fakturowe – przy du�ej g�boko�ci faktury – problemy z

odpowietrzeniem,

Uk�adanie i zagszczanie

Wytyczne: • warstwy uk�adanej mieszanki – 30 – 50cm, • czsto�� zanurzania bu�awy < 1,5 promienia dzia�ania, • tempo wyci�gania bu�awy < 8 cm/s, • niedopuszczalne zetknicie bu�awy z szalunkami i zbrojeniem, • przerwa w uk�adaniu kolejnych warstw < 15 min.

50

Beton architektoniczny ze wzgldu na swoje walory estetyczne mo�e by� oferowany tak�e jako beton kolorowy, barwiony w masie. Takim rozwi�zaniem jest system trwa�ego barwienia betonu „Kolorbet”, pozwalaj�cy na znajdywanie nowych �rodków wyrazu w architekturze, a tak�e zmieniaj�cy sposób podej�cia do projektowania poprzez wykorzystanie barwy betonu bez nak�adania pow�ok.

Beton barwiony w masie stanowi korzystniejsze rozwi�zanie technologiczne ni� beton z dodatkiem porcji pigmentu. Podstaw� konstrukcji takich betonów jest beton architektoniczny wraz z ca�� procedur� - zaczynaj�c od projektowania betonu a kocz�c na prawid�owym wbudowaniu mieszanki betonowej i pielgnacji. Do podstawowych czynników i wp�ywaj�cych na jako�� betonu kolorowego „Kolorbet” nale��: - odpowiedni dobór deskowa i �rodków antyadhezyjnych (szczelno��, czysto�� powierzchni, brak wycieków mleczka cementowego) - czysto�� zbrojenia (brak rdzy) i odpowiednia grubo�� otuliny, - powtarzalno�� dostaw surowców (zw�aszcza dodatków mineralnych np. popio�u lotnego), - czysto�� kruszywa, - odpowiednia i prawid�owa pielgnacja betonu, Zalety systemu betonów barwionych w masie „Kolorbet”: - redukcja kosztów z tytu�u braku konieczno�ci malowania konstrukcji betonowej, - sta�o�� koloru w trakcie eksploatacji (nawet przy wyst�pieniu odprysków betonu), - skrócenie czasu realizacji konstrukcji, - brak problemów wynikaj�cych z pylenia pigmentów proszkowych, - du�a stabilno�� i brak sedymentacji pigmentów, - stabilno�� w barwieniu kolejnych dostaw betonu (betonowozów), - brak problemów z czyszczeniem sprztu i urz�dze przed rozpoczciem innej produkcji, - brak konieczno�ci instalowania dodatkowych urz�dze dozuj�cych, - mo�liwo�� dozowania domieszki barwi�cej bezpo�rednio do betonowowozu, G�ówne obszary zastosowania betonów architektonicznych oraz barwionych w masie:

System betonów architektonicznych oraz kolorowych „Kolorbet” zapewnia szeroka gam kolorów, co pozwala na spe�nienie oczekiwa zarówno inwestorów jak i projektantów we wszystkich mo�liwych zastosowaniach – od betonu towarowego a� do indywidualnych projektów elewacji czy aran�acji wntrz. System betonów architektonicznych oraz kolorowych „Kolorbet” mo�e by� wykorzystywany do produkcji i wykonywania m.in. - elementów konstrukcji wylewanych „na mokro” z betonu towarowego, - elementów prefabrykowanych wykonywanych w ró�nych technologiach (tak�e betony samozagszczalne, betony o wysokiej wytrzyma�o�ci), - posadzek betonowych, - betonowych elementów drobnowymiarowych, - elementów „ma�ej architektury”. Zasady postpowania z betonami kolorowymi „Kolorbet” s� takie same jak dla betonów architektonicznych, przy czym szczególn� uwag nale�y zwróci� na ochron �wie�ego betonu. Pielgnacja betonu, jako czynnik decyduj�cy o wygl�dzie powierzchni betonu powinna by� szczegó�owo opisana w dokumentacji i procedurach wykonawczych.

51

Rys.3. Zastosowanie betonu barwionego (fot. Sika Poland)

2.3. INFRABET® - beton drogowy

Wszystkie drogi projektowane s� na okre�lony czas u�ytkowania. Przewa�nie okres ten wynosi 20 lat dla nawierzchni bitumicznych, a 30 dla nawierzchni betonowych. Jednak w praktyce okres u�ytkowania dróg asfaltowych, bez remontów, nie przekracza 10 lat, a nawierzchnia betonowa z powodzeniem mo�e by� eksploatowana 50 lat i d�u�ej. Uzyskanie wysokiej jako�ci nawierzchni betonowej (nawierzchni drogowych, lotniskowych, przemys�owych) wymaga odpowiedniego zaprojektowania i wykonania mieszanki betonowej, a co za tym idzie doboru dobrej jako�ci sk�adników. Podczas uk�adania nawierzchni oraz po jej u�o�eniu beton wymaga szczególnej ochrony i starannej pielgnacji. Ma ona na celu osi�gnicie zak�adanej wytrzyma�o�ci oraz eliminacj pkni�. Wymagania stawiane betonom nawierzchniowym: - uwzgldnienie klasy ekspozycji XF4 (agresywne oddzia�ywanie zamra�ania /odmra�ania na beton przy silnym nasyceniu wod� �rodkami odladzaj�cymi lub wod� morsk�) - uwzgldnienie agresji wywo�anej �cieraniem XM - minimalna klasa wytrzyma�o�ci betonu C 30/37 - maksymalne w/c = 0,45 - kruszywo zgodne z PN-EN 12620 o odpowiedniej odporno�ci na zamra�anie/odmra�anie - minimalna zawarto�� powietrza 4% (beton mrozoodporny) - nasi�kliwo�� do 5% - wodoszczelno�� min. W8 i mrozoodporno�� min. F150

52

Zalety nawierzchni betonowych: � du�a zdolno�� do przenoszenia obci��e (nawet obci��e punktowych) � brak zjawiska koleinowania � dobra no�no�� wysoka odporno�� na odkszta�cenia w ca�ym zakresie temperatur � jasny kolor (poprawa bezpieczestwa ruchu drogowego, redukcja kosztów o�wietlenia) � bezpieczestwo wynikaj�ce z du�ej szczepno�ci i szorstko�ci nawierzchni � niskie koszty konserwacji i utrzymania Przyk�ady zastosowa betonu nawierzchniowego:: - droga lokalna Ujazd – Zimna Wódka (rys. 4) - A4 – odcinek Zgorzelec – Krzy�owa - A2 – odcinek Nowy Tomy�l – �wiecko - budowa wz�a „Murckowska” w Katowicach

Rys.4. Budowa drogi betonowej Ujazd – Zimna Wódka

2.4. INFRABET® - beton mostowy

Beton tego typu stosowany jest w konstrukcjach mostowo - drogowych, dla których szczególnie istotne s� aspekty trwa�o�ciowe, takie jak odporno�� na dzia�anie mrozu, odporno�� na korozj oraz wysoka niezawodno�� w czasie eksploatacji konstrukcji.

53

Zastosowanie odpowiednich cementów oraz kruszyw gwarantuje uzyskanie wysokich parametrów wytrzyma�o�ciowych oraz odporno�� na agresj chemiczn� �rodowiska. Cechy charakterystyczne betonu mostowego: - odporno�� na dzia�anie mrozu - wodoszczelno�� min W8 wg PN-B-06250:1988 - nasi�kliwo�� wagowa maksymalnie 5% wg PN-B-06250 - zastosowanie odpowiednich kruszyw �amanych - wska�nik w/c poni�ej 0,50; - stopie konsystencji S2 / S3 dla betonów tradycyjnych oraz SF1 / SF2 dla betonów SCC - wysoka odporno�� na �cieranie -klasy wytrzyma�o�ci na �ciskanie od C25/30 do C50/60 oraz betony wysokich wytrzyma�o�ci - pozosta�e w�a�ciwo�ci ustala si przyjmuj�c specyfik robót, czas transportu, sposób podawania mieszanki oraz warunki technologiczne placu budowy Przyk�adowe realizacje z betonu mostowego: - Budowa Autostrady A1 odcinek Maciejów – Piekary - Budowa Autostrady A4 odcinek Wieliczka – Szarów - Budowa Drogi Ekspresowej S1 Bielsko – Cieszyn - Budowa wz�a komunikacyjnego „Murckowska” w Katowicach - Budowa Tunelu „Hulanka” w Bielsku – Bia�ej - Budowa Autostrady A1 odcinek So�nica –Maciejów - Budowa Mostu „Millenium” we Wroc�awiu

2.5. ANHYMENT®– p�ynny jastrych produkowany na bazie gipsu lub anhydrytu Anhyment® jest p�ynnym materia�em produkowanym na bazie gipsu lub anhydrytu, piasku, wody oraz dodatków mineralnych i domieszek chemicznych. Jego w�a�ciwo�ci pokazano w tablicy 3.

Tablica 3. W�a�ciwo�ci techniczne i fizyczno – budowlane jastrychu Anhyment® Klasa wytrzyma�o�ci na �ciskanie wg EN 13813:2002; C20, C30 Wytrzyma�o�� na rozci�ganie przy zginaniu Powy�ej 4 MPa Mo�liwo�� chodzenia po nawierzchni Po ok. 24 godzinach Mo�liwo�� obci��ania nawierzchni Po ok. 4-5 dniach Mo�liwo�� uk�adania paroszczelnych wyk�adzin (p�ytki, PVC)

Po ok. 4 tygodniach; wilgotno�� kocowa 0,5%

Mo�liwo�� uk�adania wyk�adzin paroprzepuszczalnych

Wilgotno�� kocowa 1,0%

Warto�� obliczeniowa dla przewodno�ci cieplnej �R

Ok. 1,2 W/(m2K)

Palno�� Materia� niepalny Warto�c pH w stanie suchym 7 Gsto�� 2,0-2,2 kg/dm3 w stanie suchym Rozpoczcie ogrzewania przy ogrzewaniu pod�ogowym

Po 7 dniach

54

Wspó�czynnik rozszerzalno�ci cieplnej 0,012 mm/(m* K) Uwaga: warto�ci s� zale�ne od warunków atmosferycznych i na budowie oraz od u�ytych materia�ów wi��cych i dotycz� warstwy o grubo�ci 4 cm

Produkcja oraz warunki stosowania Jastrychy anhydrytowe Anhyment® znajduj� zastosowanie we wszystkich typach konstrukcji – w nowym budownictwie, przy modernizacji starych obiektów, w obiektach przemys�owych, biurowych i mieszkalnych Do wylewania p�ynnego jastrychu stosuje si pompy o niewielkich rozmiarach a technologia pompowania i podawania jastrychu powoduje, �e znajduje on zastosowanie w miejscach gdzie nie dociera ci�ki sprzt budowlany. Operacja wylewania jastrychu nie powoduje zanieczyszcze pomieszcze i placu budowy przy bardzo ograniczonym zaanga�owaniu zasobów ludzkich. Zalety p�ynnego jastrychu „Anhyment®” - wysoka wydajno�� pracy - wysokie parametry wytrzyma�o�ciowe - uzyskanie jednorodnej, gstej struktury bez pustek powietrznych - nie wymaga zbrojenia - mo�liwo�� uzyskania du�ych powierzchni bez dylatacji przeciwskurczowych - mo�liwo�� chodzenia po jastrychu ju� po 24 godzinach od wylania - mo�liwo�� stosowania dowolnej wyk�adziny pod�ogowej - idealny do ogrzewania pod�ogowego - mo�liwo�� uzyskania równych powierzchni dziki p�ynnej konsystencji i jej samopoziomowaniu si - znaczne skrócenie czasu wykonania posadzki i szybko�� uk�adania (ok. 100 m2/h) - materia� nieszkodliwy dla zdrowia

2.6. Pianobeton PORIMENT® M i PORIMENT® P PORIMENT® M jest p�ynnym, lekkim materia�em wyrównawczo-termoizolacyjnym produkowanym z zaczynu cementowego oraz �rodka pianotwórczego, natomiast PORIMENT® P dodatkowo zawiera w swoim sk�adzie fabrycznie przygotowany granulat styropianowy (rys.4). Producent lekkich mas wyrównawczo-termoizolacyjnych PORIMENT® M oraz PORIMENT® P wprowadzi� je do obrotu na podstawie wydanej przez Instytut Techniki Budowlanej w Warszawie Aprobaty Technicznej ITB AT-15-7832/2008 wraz z Aneksem nr 1 do Aprobaty stwierdzaj�cej przydatno�� do stosowania w budownictwie wymienionych wyrobów. Zastosowane surowce i w�a�ciwo�ci wyrobu Surowce do produkcji lekkich mas wyrównawczo-termoizolacyjnych odpowiadaj� wymaganiom europejskich norm, a ca�y proces produkcji wraz z finalnym wyrobem objty jest systemem zapewnienia jako�ci (Zak�adowa Kontrola Produkcji) pozwalaj�cym wyprodukowa� wyrób o okre�lonych parametrach podanych w tablicy 4..

55

Tablica 4. W�a�ciwo�ci lekkich mas wyrównawczo-termoizolacyjnych PORIMENT® M

oraz PORIMENT® P

Lp. W�a�ciwo�ci Wymagania

PORIMENT® M PORIMENT® P 1 Wygl�d zewntrzny po zarobieniu

wod� jednorodna szara masa bez grudek i

zanieczyszcze mechanicznych

jednorodna szara masa bez grudek i

zanieczyszcze mechanicznych, z widocznymi gra-

nulkami styropianu 2* Gsto�� objto�ciowa, kg/m3 730 ± 15 % 330 ± 15 % 3 Konsystencja robocza masy w

temp., cm

34 ± 1

32 ± 1 4 Czas zachowania w�a�ciwo�ci

roboczych, godz.

� 3,5 5 Wytrzyma�o�� na zginanie po 28

dniach, MPa

� 0,6

� 0,3 6 Wytrzyma�o�� na �ciskanie po 28

dniach, MPa

� 2,0

� 0,3 7 Stabilno�� wymiarowa w temp.

80oC (pod obci��eniem 20 kPa), % -

� 1,0

8 Wspó�czynnik (μ) oporu dyfuzji pary wodnej warstwy o grubo�ci 20 mm

10

7 Warto�� deklarowana wspó�czynnika przewodzenia ciep�a, w temperaturze +10oC W / (m • K)

0,125

0,085

8 Klasyfikacja w zakresie reakcji na ogie

- Bfl-s1

9 Wska�nik zmniejszenia poziomu uderzeniowego stropu wzorcowego �Lw, dB

-

18 ÷ 24

10 Klasa akustyczna pod�ogi z zastosowaniem zaprawy

-

PL 18

* gsto�� zale�na od wymaganej urabialno�ci

56

Produkcja oraz warunki stosowania Lekkie masy wyrównawczo-termoizolacyjne PORIMENT® M i PORIMENT® P produkowane s� w specjalistycznym agregacie mieszaj�cym AERONICER II na miejscu budowy oraz pompowane bezpo�rednio do miejsca zabudowy. Uzyskane w ten sposób masy charakteryzuj� si jednorodno�ci� i brakiem segregacji. W czasie wykonywania prac temperatura otoczenia i pod�o�a nie powinna by� ni�sza ni� +5oC ani wy�sza ni� 25oC. Minimalna grubo�� k�adzionej warstwy PORIMENTU to 5cm, która powinna by� pokryta warstw� dociskow� z jastrychu cementowego b�d� anhydrytowego grubo�ci minimum 4 cm . G�ówne obszary zastosowania mas wyrównawczo-termoizolacyjnych (rys. 5) - izolacja termiczna oraz akustyczna - podbudowa dla systemów pod�óg p�ywaj�cych - warstwa wyrównawcza przestrzeni belkowych stropów drewnianych oraz stropów gsto�ebrowych - warstwa wyrównawcza w systemach ogrzewania pod�ogowego - wype�nienie przestrzeni midzyrurowych - wype�nienie nisz w gruntach i elementach budowlanych

Rys. 5 Zastosowania mas wyrównawczo-termoizolacyjnych PORIMENT® M i

PORIMENT® P

57

G�ówne zalety - niski ci�ar w�a�ciwy - dobra pompowalno�� - �atwa zabudowa - szybkie wykonawstwo oraz ma�a pracoch�onno�� - krótki okres wysychania

Rys. 6 Próbka stwardnia�ego Porimentu P®

2.7. CemFlow® - p�ynny jastrych na bazie cementu CemFlow® jest specjalistyczn� samopoziomuj�c� wylewk� betonow� na bazie cementu charakteryzuj�c� si znaczn� przewaga nad tradycyjnymi posadzkami. Zastosowane surowce i w�aciwoci wyrobu CemFlow® mo�e by� stosowany we wszystkich typach konstrukcji – w nowym budownictwie, przy modernizacji obiektów ju� istniej�cych, w obiektach przemys�owych, biurowych i mieszkalnych Posadzki z plynnego jastrychu CemFlow® na bazie cementu mog� by� stosowane bez ogranicze do ka�dej powierzchni. Dotyczy to tak�e pomieszcze wilgotnych oraz nara�onych na sta�y dostp wody (pralnie, kuchnie, �azienki). Jest to tak�e idealne rozwi�zanie w przypadku stosowania ogrzewania pod�ogowego. Do wylewania p�ynnego jastrychu CemFlow® stosuje si pompy o niewielkich rozmiarach a technologia pompowania i podawania jastrychu powoduje, �e znajduje on zastosowanie w miejscach gdzie nie dociera ci�ki sprzt budowlany (rys. 7). Operacja wylewania jastrychu nie powoduje zanieczyszcze pomieszcze i placu budowy przy bardzo ograniczonym zaanga�owaniu zasobów ludzkich.

58

Rys.7 Uk�adania p�ynnego jastrychu CemFlow®

W�aciwoci techniczne i fizyczno – budowlane CemFlow® - Dostpny w klasach wytrzyma�o�ci: C15/20 do C25/30 - Palno��: materia� niepalny - Gsto�� w stanie suchym: 2100-2200 kg/m3. - Wspó�czynnik przewodno�ci cieplnej: ok. 0,012 mm / (m • K) G�ówne obszary zastosowania „CemFlow® mo�e by� stosowany do wykonawstwa posadzek i pod�óg, a w szczególno�ci jako: - jastrych, uk�adany na warstwie folii lub innej izolacji, - warstwa wyrównuj�ca do pod�óg p�ywaj�cych, - jastrych na ogrzewaniu pod�ogowym (rys.8), - materia� wype�niaj�cy.

CemFlow® tradycyjna posadzka betonowa

Rys. 8. Porównanie jastrychu „CemFlow®” oraz tradycyjnej posadzki betonowej Zalety p�ynnego jastrychy na bazie cementu CemFlow® - wysoka wydajno�� pracy - wysokie parametry wytrzyma�o�ciowe - uzyskanie jednorodnej, gstej struktury bez niepo��danych pustek powietrznych - nie wymaga zbrojenia - eliminacja tradycyjnego zagszczania (eliminacja ha�asu)

59

- mo�liwo�� uzyskania du�ych powierzchni bez dylatacji przeciwskurczowych - mo�liwo�� chodzenia po jastrychu ju� po 24 godzinach od wylania - mo�liwo�� stosowania dowolnej wyk�adziny pod�ogowej - idealny do ogrzewania pod�ogowego - mo�liwo�� uzyskania równych powierzchni dziki p�ynnej konsystencji i jej samopoziomowaniu si - mo�liwo�� wykoczenia powierzchni w miejscach trudnodostpnych, - znaczne skrócenie czasu wykonania posadzki i szybko�� uk�adania (ok. 100 m2/h) - materia� nieszkodliwy dla zdrowia

3. Podsumowanie

Powszechne jest przekonanie, �e wytworzenie betonu to nic trudnego. To prawda, ale pod warunkiem, �e proces produkcji oparty jest na gruntownej znajomo�ci parametrów poszczególnych sk�adników i wiedzy pozwalaj�cej zastosowa� tak� ich kombinacj, aby uzyska� beton o parametrach wymaganych w danej konstrukcji. Bo wspó�czesny beton to wielosk�adnikowy kompozyt wykonany z kruszywa, cementu, dodatków mineralnych i domieszek chemicznych oraz wody, za� technologia betonu to dzi� prawdziwa in�ynieria materia�owa. Optymalne po��czenie tych dwóch obszarów pozwala na uzyskanie materia�u, który z powodzeniem spe�nia podstawowe kryteria „dobrego betonu”: Oferta handlowa Spó�ki Góra�d�e Beton jest w stanie sprosta� wielu wyzwaniom stawianym przez architekta czy konstruktora wobec tworzywa jakim jest beton. Jest to efekt zaawansowanej technologii produkcji, najwy�szej jako�ci surowców u�ywanych do produkcji betonu oraz wiedzy i do�wiadczenia naszych pracowników.

SPECIAL PRODUCTS IN GÓRAZD E BETON TRADE OFFER Summary

This paper contains a practical description of the most common types of concrete and special concrete from Góra�d�e Beton trade offer which are used in more or less popular design.

61

Jacek Go�aszewski1 Janusz Szwabowski2

METODY PROJEKTOWANIA BETONU SAMOZAG�SZCZALNEGO

1. Wprowadzenie.

Przy projektowaniu betonu samozagszczalnego wymagania urabialno�ci maj� znaczenie pierwszorzdne i ich spe�nieniu podporz�dkowane s� kolejne jego etapy, oczywi�cie przy za�o�eniu, �e minimalne wymagania wytrzyma�o�ci i trwa�o�ci musz� by� spe�nione. Poniewa� zakres relacji ilo�ciowych sk�adników przy których mieszanka samozagszczalna posiada wymagane w�a�ciwo�ci reologiczne jest w�ski, projektowanie takiego betonu jest zadaniem bardziej z�o�onym ni� w przypadku betonów zagszczanych tradycyjne. W referacie przedstawiono specyfik, wymagania, metody oraz podstawowe zalecenia projektowania betonu samozagszczalnego.

2. Algorytm projektowania betonu samozagszczalnego

Ogólny algorytm projektowania betonu samozagszczalnego przedstawia rys. 1 [1 - 3]. Jest on analogiczny jak przy projektowaniu betonu zagszczanego tradycyjnie, przy czym g�ówne znaczenie ma spe�nienie warunków samozagszczalno�ci.

W pierwszym etapie projektowania okre�la si przedzia� wymaganych parametrów reologicznych i klas konsystencji mieszanki samozagszczalnej ze wzgldu na metody i warunki wykonania procesu betonowania. Okre�la si równocze�nie minimalne wymagania wytrzyma�o�ci wynikaj�ce z projektu konstrukcji (klasa betonu) i wymagania trwa�o�ci wynikaj�ce z warunków pracy betonu w konstrukcji (klasa(y) ekspozycji).

Drugim etapem projektowania jest jako�ciowy dobór sk�adników i sk�adu mieszanki betonowej. Konieczno�� spe�nienia wymaga samozagszczalno�ci determinuje sk�ad mieszanki oraz w�a�ciwo�ci jej sk�adników. Zasadniczym elementem tego etapu jest reologiczna identyfikacja efektów dzia�ania superplastyfikatora, któr� prowadzi si w celu:

� dobrania optymalnego superplastyfikatora ze wzgldu na kompatybilno�� z cementem przy uwzgldnieniu obecno�ci dodatków mineralnych i domieszek oraz warunków technologicznych wykonywania betonu (temperatura, czas),

� ustalenia wp�ywu zmian ilo�ci superplastyfikatora na w�a�ciwo�ci mieszanki, 1 dr hab. in�., prof. nzw. w Pol. �l., Politechnika �l�ska 2 Prof. dr hab. in�., Politechnika �l�ska


Gliwice 2011

62

Rys

. 1. A

lgor

ytm

pro

jekt

owan

ia b

eton

u sa

moz

ags

zcza

lneg

o.

63

� ustalenia kierunku i zakresu mo�liwych zmian w�a�ciwo�ci reologicznych mieszanki w wyniku zmian w�a�ciwo�ci sk�adników, modyfikacji sk�adu mieszanki oraz zmian warunków wykonania robót betonowych. Zale�no�ci te s� potrzebne do opracowania wariantów korygowania parametrów reologicznych mieszanki.

Reologiczn� identyfikacj efektów dzia�ania superplastyfikatora przeprowadza si zawsze do�wiadczalnie. Ogólne zale�no�ci efektów dzia�ania superplastyfikatora od czynników technologicznych przedstawione m. in. w pracach [1 - 5] mog� by� wykorzystane do wstpnego doboru sk�adników. Badania efektów dzia�ania superplastyfikatora nale�y wykonywa� na zaczynie, lub lepiej na zaprawie o proporcjach sk�adników zgodnych z przewidywanym sk�adem zaprawy w mieszance betonowej.

W trzecim etapie projektowania ostatecznie dobiera si sk�adniki i optymalizuje si sk�ad betonu ze wzgldu na w�a�ciwo�ci reologiczne mieszanki. Nale�y zwróci� szczególn� uwag na reprezentatywno�� zarobów próbnych i warunków ich wykonania. Najcz�ciej stosuje si do tego metody kolejnych przybli�e lub metody analityczno – do�wiadczalne. Wykorzystuj�c zale�no�ci regresyjne wi��ce parametry reologiczne zaprawy i mieszanki betonowej przedstawione w [3 - 5] mo�na zasadnicz� cz�� tych bada wykona� na zaprawach, a jedynie ostateczn� optymalizacj sk�adu na mieszance, znacz�co zmniejszaj�c tym samym pracoch�onno�� i materia�och�onno�� bada. Na tym etapie sprawdza si wra�liwo�� w�a�ciwo�ci mieszanki samozagszczalnej na zmiany sk�adu, w�a�ciwo�ci sk�adników i warunków betonowania oraz okre�la sposoby ich korygowania. Zaroby próbne mieszanki betonowej nie powinny by� mniejsze ni� 50 dm3.

Poniewa� w�a�ciwo�ci mieszanki samozagszczalnej zale�� od intensywno�ci mieszania oraz objto�ci zarobu, w ostatnim etapie projektowania weryfikuje si sk�ad mieszanki przeprowadzaj�c próby techniczne jej mieszania, transportu i uk�adania w warunkach technicznych wytwórni i budowy. Celem tych prób jest okre�lenie optymalnej procedury mieszania i potwierdzenie, �e mieszanka spe�nia stawiane jej wymagania [6]. Szczególnie wa�nym jest by wymagane w�a�ciwo�ci reologiczne mieszanka posiada�a w czasie betonowania konstrukcji.

3. Wymagania urabialnoci i stabilnoci mieszanki

Przy projektowaniu betonu samozagszczalnego przyjmuje si, �e mieszanka bdzie

samozagszczalna, je�li spe�ni ona w okresie od wytworzenia do u�o�enia trzy podstawowe warunki reologiczne [1-5]:

� warunek p�ynno�ci stanowi�cy, �e p�ynno�� mieszanki musi by� taka, aby zapewni� szybkie i dok�adne wype�nienie formy oraz otulenie zbrojenia bez wzgldu na jego ilo�� i uk�ad.

� warunek samoodpowietrzenia stanowi�cy, �e mieszanka musi mie� zdolno�� do samorzutnego i szybkiego odprowadzenia powietrza pod wp�ywem si�y wyporu.

� warunek stabilno�ci stanowi�cy, �e mieszanka musi by� odporna na segregacj. – nie wykazywa� sedymentacji kruszywa w mieszance jak i wydzielania si zaczynu.

Oprócz spe�nienia warunków reologicznych mieszanka samozagszczalna musi wykazywa� si zdolno�ci� do przep�ywu przez zbrojenie bez blokowania przep�ywu kruszywa. W tym celu konieczne jest przyjcia kruszywa o ziarnach o odpowiedniej wielko�ci.

Do okre�lania w�a�ciwo�ci reologicznych mieszanki zwykle stosuje si nastpuj�ce testy: rozp�ywu mieszanki, V-funnel oraz L-box. Pozwalaj� one na okre�lenie zdolno�ci do

64

p�ynicia mieszanki, lepko�ci mieszanki oraz zdolno�ci mieszanki do przep�ywu pomidzy zbrojeniem (tabl. 1). Mniej popularny jest test J-ring, pozwalaj�cy na równoczesn� ocen rozp�ywu i lepko�� mieszanki oraz jej zdolno�ci do przep�ywu. Wszystkie te testy zosta�y uwzgldnione w uzupe�nieniu o beton samozagszczalny normy EN 206 [7]. Szczegó�owo zosta�y omówione np. w [1 - 3]. Klasy konsystencji dla mieszanek samozagszczalnych przedstawiono w tabl. 1. Zalecane warto�ci parametrów reologicznych mieszanek przy wykonywaniu ró�nych elementów konstrukcyjnych przedstawiono w tabl. 2.

Tablica 1. Zalecane wg [7] do badania w�a�ciwo�ci reologicznych mieszanki samozagszczalnej testy techniczne i ich korelacje z parametrami reologicznymi

Test Mierzona cecha, jednostka Klasy konsystencji

Rozp�yw mieszanki

Rozp�yw, mm SF1 - 500 ÷ 650 mm SF2 - 660 ÷ 750 mm SF3 - 760 ÷ 850 mm

Czas rozp�ywu do osi�gnicia �rednicy 500 mm, s

VS1 - < 2 s VS2 - > 2 s

V-funnel Czas wyp�ywu, s VF1 - < 8 s VF2 - > 9 ÷ 25 s

L-box

Czas wyp�ywu potrzebny mieszance na osi�gnicie odleg�o�ci 20 i 40 cm

od otworu wyp�ywowego, s 3 - 6 s-

Stosunek tamowania - stosunek wysoko�ci przy przeszkodzie z prtów i na kocu skrzynki, -

PA1 - � 0,80 dla 2 prtów PA2 - � 0,80 dla 3 prtów

J-ring

Wspó�czynnik blokowania PJ1 � 10 mm z 10 prtami PJ2 � 10 mm z 16 prtami

Rozp�yw, mm - Czas rozp�ywu do osi�gnicia

�rednicy 500 mm, s -

Tablica 2. Wymagane w�a�ciwo�ci mieszanek samozagszczalnych wg [8] Lepko�� P�ynno��

Rozp�yw mieszanki Odporno�� na segregacj

Zdolno�� przep�ywu

VS1 VF1

Sprecyzowa� zdolno�� przep�ywu dla SF1 i SF2

VS 1 lub 2 VF 1 lub 2 lub zadana

warto��

Sprecyzowa� zdolno�� przep�ywu dla SF3

VS 1 VF1

Sprecyzowa� zdolno�� przep�ywu dla SF2 i SF3

SF 1 SF2 SF3

pochylnie

wysokie i smuk�e

ciany s�upy

P�yty i stropy

65

Oprócz warunków reologicznych mieszanka samozagszczalna musi równie� spe�nia� warunek stabilno�ci – by� odporna na segregacj. Wg [7] odporno�� mieszanki na segregacj bada si testem przesiewu. W badaniu tym wyznacza si w procentach ilo�� mieszanki przechodz�cej przez sito 5 mm w stosunku do ca�kowitej ilo�ci mieszanki umieszczonej na tym sicie po jej uprzednim przetrzymaniu przez okres 15 minut w przykrytym pojemniku. Wyró�nia si dwie klasy odporno�ci na segregacj - dla klasy SR1 dopuszczalna segregacja wynosi � 20% a dla klasy SR 2 � 15%. Segregacja wiksza ni� 20% dyskwalifikuje mieszank. Inn� metod� oceny odporno�ci na segregacj jest badanie w kolumnie segregacyjnej [9]. Jest to forma o wymiarach 500x150x100 mm podzielona na trzy sekcje. Po przetrzymaniu przez 7 min mieszanki w formie (w tym czasie mieszanka pozostaje najpierw przez 1 min w spoczynku, nastpnie jest przez 1 min poddawana 20 wstrz�som na stoliku rozp�ywowym i na koniec przez 5 min znów pozostaje w spoczynku) pobiera si z górnej i dolnej sekcji próbki mieszanki o jednakowej masie. Próbki te w celu usunicia zaprawy s� przep�ukiwane na sicie 5x5 mm a nastpnie po osuszeniu wa�one. Stosunek masy górnej próbki do dolnej SRC okre�la odporno�� mieszanki na segregacj. Jest ona du�a je�li SRC jest wiksze od 0,95, je�li SRC jest mniejsze od 0,90 mieszanka jest podatna na segregacj. W [10] do oceny stopnia segregacji mieszanki zaleca si stosowanie wska�nika VSI (Visual Stability Index). Wyró�nia si cztery klasy stabilno�ci (tabl. 3), okre�lane na podstawie wzrokowej oceny wygl�du mieszanki po jej badaniu testem rozp�ywu. We wszystkich tych metodach ocena stabilno�ci mieszanki jest zale�na od do�wiadczenia wykonuj�cego badanie, a warunki ich wykonania odbiegaj� od wystpuj�cych podczas betonowania. W zwi�zku z tym przy projektowaniu najlepiej okre�li� segregacj metod� badania prze�omu próbek po ok. 2 dniach dojrzewania.

Tablica 3. Wska�nik wizualnej stabilno�ci VSI oceny mieszanek samozagszczalnych [10] VSI Ocena mieszanki Kryteria

0 Bardzo stabilna Brak oznak segregacji i wycieku zaczynu 1 Stabilna Brak oznak segregacji, s�aby wyciek zaczynu 2 Niestabilna Ma�a segregacja, silny wyciek zaczynu, s�aby wyciek zaprawy (otoczka do 10 mm)

3 Bardzo niestabilna

Wyra�na segregacja, stos kruszywa w centrum rozp�ywu, du�y wyciek zaprawy (ponad 10 mm), silny wyciek zaczynu

Rys. 2. Przyk�ad mieszanki stabilnej VSI 0 i bardzo niestabilne VSI 3.

66

4. Metody projektowania betonów samozagszczalnych. Obecnie nie ma jednej, powszechnie akceptowanej metody doboru ilo�ci sk�adników betonu samozagszczalnego. Najcz�ciej stosowanymi s�: metoda japoska i metoda szwedzka. Metoda japo�ska [2,3]. W metodzie tej beton projektuje si w trzej etapach. W etapie pierwszym przyjmowany jest ze wzgldów wytrzyma�o�ciowych i trwa�o�ciowych stosunek wodno-spoiwowy, ilo�� cementu i dodatków mineralnych oraz wstpnie ustala si dodatek superplastyfikatora konieczny do uzyskania za�o�onej p�ynno�ci. Etap ten wykonywany jest do�wiadczalnie na zaczynach. W drugim etapie projektuje si zapraw o wyj�ciowej proporcji objto�ciowej zaczynu do piasku równej ok. 40%. Wymagan� p�ynno�� zaprawy uzyskuje si poprzez dobór ilo�ci superplastyfikatora i/lub ilo�ci zaczynu. Zaprawa powinna si charakteryzowa� rozp�ywem od 200 do 280 mm (badanie rozp�ywu sto�kiem do zapraw) i czasem wyp�ywu od 5 do 10 s (V-funnel zapraw). Etap trzeci polega na dodawaniu do zaprojektowanej zaprawy kruszywa grubego, a� do osi�gnicia wymaganych w�a�ciwo�ci reologicznych mieszanki. Koncentracja objto�ciowa kruszywa powinna wynosi� ok. 0,5 - 0,55, a ilo�� wody nie przekracza� 185 dm3/m3. Korygowanie w�a�ciwo�ci reologicznych przeprowadza si poprzez zmiany ilo�ci zaprawy i/lub superplastyfikatora. Metoda ta jest skuteczna, ale jednocze�nie charakteryzuje si brakiem mo�liwo�ci optymalizacji uziarnienia i szczelno�ci stosowanego kruszywa. Powoduje to, �e zaprojektowany t� metod� beton zwykle charakteryzuje si du�� ilo�ci� zaczynu. Jest ponadto pracoch�onna. Metoda szwedzka CBI [2,3]. Oparta jest na za�o�eniach: doborze szczelnego stosu okruchowego przy zastosowaniu mo�liwie najwikszej wielko�ci ziaren kruszywa (ze wzgldu na warunek swobodnego przep�ywu mieszanki w �wietle prtów zbrojenia) oraz zastosowaniu jak najmniejszej ilo�ci zaczynu. Kruszywo w tej metodzie jest bardzo starannie projektowane, zarówno z warunku maksymalnej szczelno�ci, jak i maksymalnej ilo�ci poszczególnych frakcji z warunku nie zblokowania przep�ywu mieszanki. Stosunek w/s, ilo�� i rodzaj dodatków mineralnych nale�y przyjmowa� z warunków wytrzyma�o�ciowego i trwa�o�ciowego a ilo�� frakcji pylastej w mieszance powinna by� na poziomie 500 - 525 kg/m3. Jednocze�nie jednak nie okre�la si specjalnych wymaga wzgldem w�a�ciwo�ci reologicznych zaczynu. Korygowanie w�a�ciwo�ci mieszanki przeprowadza si poprzez zmiany ilo�ci zaczynu i/lub ilo�ci superplastyfikatora. Metoda ta pozwala na zmniejszenie zu�ycia zaczynu w porównaniu z metod� japosk�, jednak dobór optymalnego uziarnienia kruszywa jest trudny do zrealizowania w warunkach praktycznych. Metoda jest pracoch�onna ze wzgldu na konieczno�� wykonywania du�ej liczby prób na mieszance betonowej. Rozwiniciem metody szwedzkiej jest metoda Van i Montgomery’ego [2]. W metodzie tej w sposób analityczny wyznacza si maksymaln� objto�� kruszywa z uwzgldnieniem warunku swobodnego przep�ywu oraz minimaln� objto�� zaczynu. Obliczenia te s� skomplikowane, a ich praktyczna przydatno�� dyskusyjna. Nastpnie do�wiadczalnie optymalizuje si wzajemne proporcje udzia�u kruszywa i zaczynu w celu uzyskania mieszanki samozagszczalnej. Równie� tutaj nie uwzgldniono wymaga co do w�a�ciwo�ci reologicznych zaczynu. Metoda KPB [3,5,11]. Metod projektowania betonów samozagszczalnych uwzgldniaj�c� na równi kwestie odpowiedniego doboru kruszywa, jak i zaczynu o odpowiednich w�a�ciwo�ciach reologicznych i wytrzyma�o�ciowych opracowano w

67

Katedrze In�ynierii Materia�ów i Procesów Budowlanych Politechniki �l�skiej. W metodzie tej projektowanie betonu przeprowadza si w trzech etapach: (i) dobór sk�adu zaczynu ze wzgldu na w�a�ciwo�ci reologiczne zaczynu i wytrzyma�o�� betonu; (ii) dobór kruszywa o odpowiednich ze wzgldu na wytrzyma�o�� w�a�ciwo�ciach i za�o�onym, zgodnym z zaleceniami uziarnieniu, i na kocu (iii) dobór stopnia wype�nienia jam nie zagszczonego kruszywa zaczynem stosownie do wymaganych w�a�ciwo�ci reologicznych mieszanki samozagszczalnej (wyra�onego w postaci dobrze znanego wska�nika wype�nienia kruszywa zaczynem �kz ). Sk�ad i sk�adniki zaczynu przyjmuje si w tej metodzie ze wzgldu na w�a�ciwo�ci betonu (rodzaj i klasa cementu, rodzaj i ilo�� dodatków, stosunek w/c) a po��dane jego w�a�ciwo�ci uzyskuje si odpowiednio dobieraj�c ilo�� superplastyfikatora. Pomiar w�a�ciwo�ci reologicznych - �rednicy rozp�ywu i czasu rozp�ywu do �rednicy 250 mm - wykonuje si adaptowanym pier�cieniem Sotharda do oznaczania konsystencji zaczynów gipsowych. W�a�ciwo�ci reologiczne mieszanek ocenia si testem rozp�ywu wed�ug [7]. W [11] ustalono, �e �rednica rozp�ywu zaczynu odpowiedniego do uzyskania mieszanki samozagszczalnej powinna wynosi� co najmniej 300 mm a czas rozp�ywu od 1 do 5 s. Jednocze�nie wykazano, �e mo�na kszta�towa� w�a�ciwo�ci reologiczne mieszanek w pe�nym zakresie klas rozp�ywu przy stopniu wype�nienia kruszywa zaczynem �kz w przedziale od 1,25 do 1,35. Wyniki bada [11] mieszanek z kruszywem do 16 mm i o punkcie piaskowym 50% pozwoli�y na znalezienie zale�no�ci regresyjnych rozp�ywu mieszanki Tm 500 od czasu rozp�yw zaczynu Tz 250 i wska�nika wype�nienia jam kruszywa zaczynem �kz oraz �rednicy rozp�ywu mieszanki Dm od �rednicy rozp�ywu zaczynu Dz i wska�nika wype�nienia jam kruszywa zaczynem �kz. Zale�no�ci te s� nastpuj�ce: Tm500 = 227,36 + 0,463 �kz + 339,199 Tz250 – 0,1276 �kz

2 – 0,81 �kz Tz250 – 126,17 Tz2502 (1)

Dm = -296995,26 + 26815,48 �kz + 68,23 Dz – 6519,38 �kz2 – 26,42 �kz Dz – 0,04 Dz

2 (2)

Zale�no�� parametrów reologicznych mieszanki od parametrów reologicznych zaczynu i wska�nika wype�nienia kruszywa takim zaczynem �kz opisano zale�no�ciami regresyjnymi pokazanymi na rys. 3 i 4. Zale�no�ci te stanowi� analityczn� podstawi do projektowania w�a�ciwo�ci reologicznych mieszanek samozagszczalnych.

W literaturze mo�na znale�� szereg innych metod projektowania, np. metod LCPC Serdana i de Larrarda, metod IBRI Wallevika i Niellsona czy metod UCL opracowana w University College London [2]. S� to tak�e metody analityczno – do�wiadczalne, jednak bardziej skomplikowane ni� przedstawione powy�ej.

Przy projektowaniu nale�y sprawdzi� jak w�a�ciwo�ci reologiczne mieszanki zmieniaj� si w wyniku zmiany ilo�ci wody w zakresie do 5 - 10 dm3 i superplastyfikatora w zakresie ± 10% jego ilo�ci. W przypadku dobrze zaprojektowanej mieszanki zmiana ta nie powinna zmienia� klasy konsystencji. Jak wykazano w [3,5], na parametry reologiczne mieszanki samozagszczalnej wp�ywa jej temperatura. Zazwyczaj nawet niewielkie zmiany temperatury prowadz� do znacznych zmian w�a�ciwo�ci mieszanki. Nale�y wic zadba�, aby zaroby próbne by�y wykonywane w takiej temperaturze jak� si przewiduje w trakcie betonowania. Je�li spodziewane wahania temperatury s� wiksze ni� ± 5oC nale�y równie� opracowa� i zweryfikowa� odpowiednie do zmian temperatury warianty sk�adu mieszanki.

68

Rys. 3. Powierzchnia odpowiedzi dla zale�no�ci czasu rozp�ywu mieszanki Tm500 od czasu

rozp�ywu zaczynu Tz250 i wska�nika wype�nienia kruszywa zaczynem �kz (mieszanka z kruszywem do 16 mm) [11].

Rys. 4. Powierzchnia odpowiedzi dla zale�no�ci �rednica rozp�ywu mieszanki Dm od

�rednicy rozp�ywu zaczynu Dz i wska�nika wype�nienia kruszywa zaczynem �kz (mieszanka z kruszywem do 16 mm) [11].

69

5. Specyfika sk�adu mieszanki samozagszczalnej Konieczno�� spe�nienia wymaga urabialno�ci i stabilno�ci bardzo istotnie wp�ywa

na sk�ad mieszanki samozagszczalnej (tabl. 4 i 5). Przede wszystkim przyjmuje si ma�y stosunek w/(c+d) (w - woda, c - cement, d - dodatki mineralne) oraz du�� ilo�� frakcji py�owych (< 0,125 mm). Zwiksza to odporno�� mieszanki na segregacj i sedymentacj. Typowe betony samozagszczalne charakteryzuj� si w/c < 0,50, w/(c+d) < 0,35 oraz zawarto�ci� frakcji py�owych 500 ÷ 600 kg/m3.

Cementy do mieszanek samozagszczalnych powinny si charakteryzowa� mo�liwie ma�� wodo��dno�ci�, co u�atwia uzyskanie niskiego stosunku w/(c+d) przy jednocze�nie du�ej p�ynno�ci mieszanki. Kruszywo powinno charakteryzowa� si ziarnami o regularnych kszta�tach i maksymalnej wielko�ci nie przekraczaj�cej 20 mm. Punkt piaskowym powinien zawiera� si w przedziale 40 ÷ 60%. Stosowanie kruszywa o mniejszych ziarnach zmniejsza niebezpieczestwo segregacji mieszanki, a ich regularny kszta�t u�atwia uzyskanie mieszanki o odpowiedniej zdolno�ci do przep�ywu.

Dodatki mineralne zwikszaj� ilo�� zaczynu bez potrzeby zwikszania ilo�ci cementu ponad konieczne minimum. Odpowiednio dobieraj�c rodzaj i ilo�� dodatków mineralnych mo�na w szerokim zakresie kszta�towa� w�a�ciwo�ci mieszanki betonowej i stwardnia�ego betonu. Zwykle do mieszanek samozagszczalnych stosuje si m�czki kamienne (np. zmielony wapie, dolomit), które uwa�ane s� za dodatki nie posiadaj�ce w�a�ciwo�ci wi��cych. Gdy chce si uzyska� betony o wy�szych klasach i lepszej odporno�ci na oddzia�ywanie �rodowiska, stosuje si zmielony granulowany �u�el wielkopiecowy (zwykle cement hutniczy), ró�ne popio�y lotne oraz, gdy wymagane s� bardzo du�e wytrzyma�o�ci py� krzemionkowy. W przypadku popio�u lotnego kluczowe znaczenie dla reologii mieszanki maj� straty pra�enia. W badaniach [14] stwierdzono, �e straty pra�enia na poziomie wikszym ni� 2% powoduj� wzrost lepko�ci mieszanki a na poziomie wikszym ni� 5% równie� znacz�cy wzrost granicy p�ynicia.

Odpowiedni� p�ynno�� mieszanki samozagszczalnej uzyskuje si stosuj�c dodatek superplastyfikatora. Dobrze dobrany superplastyfikator powinien zapewnia� wymagane w�a�ciwo�ci mieszanki przez co najmniej 1 - 1,5h. Zwykle stosuje si superplastyfikatory na bazie polieterów i polikarboksylanów. Ze wzgldu na liczb czynników determinuj�cych efekty dzia�ania superplastyfikatora, jego dobór przeprowadza si do�wiadczalnie. Chocia� superplastyfikatory najcz�ciej nie powoduj� napowietrzenia mieszanki, w niektórych przypadkach ich du�y dodatek mo�e przyczynia� si do znacz�cego wzrostu ilo�ci powietrza w mieszance (nawet ponad 5%) [15]. Superplastyfikatory stosowane w du�ej ilo�ci mog� te� znacz�co opó�nia� czas wi�zania. Efekty te nale�y bra� pod uwag przy doborze superplastyfikatora Szczegó�owo metody i zasady doboru superplastyfikatorów ze wzgldu na warunki technologiczne, w�a�ciwo�ci sk�adników oraz sk�ad mieszanki omówiono w np. w [3,4].

W celu wyeliminowania lub zredukowania segregacji i wycieku zaczynu z mieszanki samozagszczalnej oraz zmniejszenia jej parcia na deskowania stosuje si domieszki zwikszaj�ce lepko��. Efekty dzia�ania domieszek zwikszaj�cych lepko�� zale�� przede wszystkim od w�a�ciwo�ci stosowanego cementu i superplastyfikatora. Nale�y zwróci� uwag, �e w niektórych przypadkach dodanie domieszek zwikszaj�cych lepko�� mo�e równie� wp�ywa� negatywnie na wytrzyma�o�� na �ciskanie mieszanki.

70

Ta

blic

a 4.

Med

iana

i ro

zrzu

t pod

staw

owyc

h pr

opor

cji s

k�ad

nikó

w b

eton

ów sa

moz

ags

zcza

lnyc

h w

g [1

2]

Sk

�adn

ik

Jedn

ostk

a M

edia

na

Perc

enty

l 10

%

Perc

enty

l 90

%

Wg

zale

ce

EFN

AR

C

Bet

on

zwyk

�y*

Pias

ek (<

4 lu

b 5

mm

) %

obj

to�

ciow

o 30

,5

29,1

34

,8

- 25

%

ilo�

ci k

rusz

ywa

mas

owo

49

,5

44

54

48 -

55

35

Kru

szyw

o (>

4 lu

b 5

mm

) %

obj

to�

ciow

o 31

,2

22,9

40

27

- 36

46

Fr

akcj

e py

�ow

e <

0,12

5 m

m (r

azem

z c

emen

tem

i do

datk

ami)

kg/m

3 50

0 44

5 60

5 38

0 - 6

00

335

Zacz

yn (w

oda

+ fr

akcj

e py

�ow

e)

% o

bjt

o�ci

owo

34,8

32

,3

39

30 -

38

29

Wod

a kg

/m3

176

161

200

150

- 210

16

0

Wsp

ó�cz

ynni

k w

oda/

frak

cje

py�o

we

obj

to�c

iow

o 1,

03

0,83

1,

28

- -

mas

owo

0,34

0,

28

0,42

-

> 0,

45

* - za

gsz

czan

ie w

ibra

cyjn

e, w

ytrz

yma�

o��

na �c

iska

nie

40 M

Pa, o

pad

sto�

ka 7

5 m

m

Ta

blic

a 5.

Med

iana

i ro

zrzu

t pod

staw

owyc

h pr

opor

cji s

k�ad

nikó

w b

eton

ów sa

moz

ags

zcza

lnyc

h w

g [1

3]

M

edia

na

Perc

enty

l 10

%

Perc

enty

l 90

%

Wg

zale

ce

EFN

AR

C

Bet

on H

PC*

Pias

ek (<

4 lu

b 5

mm

) %

obj

to�

ciow

o 28

27

33

-

25

% il

o�ci

kru

szyw

a m

asow

o 42

38

48

48

- 55

35

K

rusz

ywo

(> 4

lub

5 m

m)

% o

bjt

o�ci

owo

34,5

28

27 -

36

40

Frak

cje

py�o

we

(< 0

,125

mm

) kg

/m3

525

450

640

380

- 600

45

0 - 5

50

Zacz

yn (w

oda

+ fr

akcj

e py

�ow

e)

% o

bjt

o�ci

owo

37

33

45

30 -

38

35

Wod

a kg

/m3

170

155

205

150

- 210

12

0 -1

80

Wsp

ó�cz

ynni

k w

oda/

frak

cje

py�o

we

obj

to�c

iow

o -

- -

- -

mas

owo

0,32

5 0,

26

0,39

-

< 0,

40

* - za

gsz

czan

ie w

ibra

cyjn

e, w

ytrz

yma�

o��

na �c

iska

nie

90 M

Pa, o

pad

sto�

ka 2

00 m

m

71

Stosowanie domieszek napowietrzaj�cych komplikuje si w przypadku betonów samozagszczalnych. Napowietrzenie mieszanki i jego zmiany mog� znacz�co wp�ywa� na w�a�ciwo�ci mieszanki w trakcie betonowania. Jak wspomniano wcze�niej, rodzaj superplastyfikatora mo�e wp�ywa� na napowietrzenie mieszanki. Dobieraj�c domieszk up�ynniaj�c� i napowietrzaj�c� do betonu samozagszczalnego nale�y si wic kierowa� nie tylko kryteriami reologicznymi, ale równie� kryterium uzyskania wymaganego stopnia napowietrzenia mieszanki.

Stosowanie innych domieszek (np. opró�niaj�cych lub przyspieszaj�cych) w betonie samozagszczalnym odbywa si na ogólnych zasadach. Mo�liwy wp�yw stosowanych domieszek na efektywno�� dzia�ania superplastyfikatora oraz na w�a�ciwo�ci reologiczne mieszanki nale�y sprawdza� i uwzgldni� podczas doboru jako�ciowego i ilo�ciowego sk�adników.

6. Podsumowanie

Projektowanie betonu samozagszczalnego, chocia� zasadniczo nie odbiega od projektowania betonu zagszczanego tradycyjnie, jest bardziej skomplikowane, ze wzgldu na konieczno�� jednoczesnego spe�nienia ostrych warunków urabialno�ci wytrzyma�o�ci i trwa�o�ci. Wymaga od projektanta wikszego zaawansowania technologicznego i du�ego do�wiadczenia, zw�aszcza w zakresie efektywnego stosowania domieszek. Dobór sk�adników i sk�adu prowadzony jest do�wiadczalnie i wymaga zwykle wykonania wielu zarobów próbnych, przez co jest bardziej czaso i pracoch�onne. Ze wzgldu na reologiczne podobiestwo zapraw i mieszanek korzystne jest wykonywanie bada na zaczynach, lub lepiej na zaprawach, i dopiero na ostatnim etapie projektowani optymalizowanie sk�adu mieszanki betonowej.

Literatura

1 The European Guidelines for Self-Compacting Concrete. Specification, Production and

Use. SCC European Project Group, 2005. 2 De Schutter G., Bartos P.J.M., Domone P., Gibbs J.: Self compacting concrete.

Dunbeath: Whittles Publishing, 2008. 3 Szwabowski J. Go�aszewski J.: Technologia betonu samozagszczalnego. Polski

Cement, Kraków, 2011. 4 Go�aszewski J.: Wp�yw superplastyfikatorów na w�a�ciwo�ci reologiczne mieszanek

na spoiwach cementowych w uk�adzie zmiennych czynników technologicznych. Zeszyty Naukowe Politechniki �l�skiej, Gliwice 2006.

5 Reologia w technologii betonu. Ed Szwabowski J., Wydawnictwo Politechniki �l�skiej, Gliwice, 2009.

6 �liwiski J., Czo�gosz R.: Spostrze�enia z praktycznego projektowania sk�adu betonów samozagszczalnych. Reologia w technologii betonu. Ed Szwabowski J., Wydawnictwo Politechniki �l�skiej, Gliwice, 2009.

7 FprEN 206-9:2009 Concrete - Part 9: Additional Rules for Self-compacting Concrete (SCC).

72

8 Walraven J.: Structural applications of self compacting concrete Proceedings of 3rd RILEM International Symposium on Self Compacting Concrete, Reykjavik, Iceland, RILEM Publications PRO 33, August 2003.

9 Cussigh F.: Self - compacting concrete stability control. 1st International Symposium on Self -Compacting Concrete, RILEM PRO 7, Eds. A. Skarendahl and O. Petersson, Stockholm, Sweden, 1999, str. 151 ÷ 162.

10 ACI 237R-07 - Self-Consolidating Concrete. ACI Committee 237, technical committee document 237R-07, 2007.

11 Szwabowski J., Go�aszewski J.: W�a�ciwo�ci zaczynu i stopie wype�nienia jam kruszywa jako czynniki kszta�tuj�ce samozagszczalno�� i wytrzyma�o�� betonu. Cement Wapno Beton, 2/2010

12 Domone P.L.: Self-compacting concrete: An analysis of 11 years of case studies. Cement and Concrete Composites, 28 (2), 2006.

13 Go�aszewski J., Kostrzanowska A.: An overview of case studies about self-compacting high performance concrete. International Conference „Concrete and Concrete Structures“, Zylina, Slovakia, 2009.

14 Urban M.: Wp�yw wielko�ci strat pra�enia popio�u lotnego krzemionkowego na parametry reologiczne mieszanek nowej generacji. Cement Wapno Beton, 4/2007.

15 Szwabowski J., �a�niewska - Piekarczyk B.: Zwikszenie napowietrzenia mieszanki SCC pod wp�ywem dzia�ania superplastyfikatorów karboksylanowych. Cement Wapno Beton 4/2008.

DESIGNING OF SELF COMPACTING CONCRETE

Abstract Improving knowledge about self-compacting concrete technology is the main aim of this paper. Algorithm a most popular methods of self-compacting concrete designing are presented and discussed in this paper, as well as technical requirements and practical recommendations.

73

Wojciech Piasta1 Hubert Sikora2

WP�YW RODZAJU CEMENTU NA SKURCZ I P�CZNIENIE BETONU

1. Wprowadzenie Zjawisko skurczu jest skomplikowanym procesem, na który nak�ada si w sposób sumaryczny szereg sk�adników. Skurcz kompozytów cementowych jest zwi�zany ze zmniejszaniem zawarto�ci wody w mikrostrukturze zaczynu, co zachodzi z dwóch g�ównych przyczyn: samoosuszania podczas hydratacji cementu oraz zewntrznego osuszania kompozytu. Ponadto podczas postpuj�cej hydratacji na skurcz nak�adaj� si procesy zmian fizycznych i chemicznych, g�ównie krzemianów wapniowych.

Zgodnie z jedn� z hipotez, w najdrobniejszych porach kapilarnych (2,5-30nm) podczas opuszczania ich przez wod dochodzi do zmian ci�nienia kapilarnego, w wyniku czego pojawiaj� si napr�enia w twardniej�cym zaczynie [1]. Napr�enia te wywo�uj� odkszta�cenia, które powoduj� zmniejszenie ��cznej objto�ci zaczynu, odczytywane jako skurcz kapilarny, który cz�ciowo jest odwracalny po ponownym nasyceniu przez wod zaczynu. Osuszanie betonu jest tym szybsze im wiksza jest jego porowato�� kapilarna oraz udzia� porów du�ych, gdy� pory kapilarne s� g�ówn� drog� przemieszczania si wody w stwardnia�ym zaczynie. Natomiast porowato�� i rozk�ad wielko�ci porów w najbardziej istotny sposób zale�y od stosunku w/c. Trzeba jednak pamita� o tym, �e przy sta�ym stosunku w/c porowato�� zaczynu i jej struktura jest funkcj� stopnia hydratacji, który w tych samych warunkach zale�y od sk�adu mineralnego konkretnego cementu i zastosowanych dodatków. Wed�ug innej hipotezy cz�� skurczu nieodwracalnego, zachodz�ca w najwikszym zakresie przy du�ych stopniach hydratacji, zwi�zana jest wysychaniem �elu C-S-H, czyli utrat� wody z mikroporów �elowych mniejszych ni� 2,5nm [1]. Efekt ten powoduje zwikszenie ilo�ci wi�za chemicznych w �elu fazy C-S-H oraz zbli�enie jej warstw.

1 dr hab. in�., prof. nzw. w Pol. �w., Politechnika �witokrzyska, 25-314 Kielce, al. Tysi�clecia Pastwa Polskiego 7 2mgr in�., Politechnika �witokrzyska, 25-314 Kielce, al. Tysi�clecia Pastwa Polskiego 7


Gliwice 2011

74

Thomas i Jennings [2] interpretuj� mechanizm skurczu, ale tylko nieodwracalnego, opieraj�c si na za�o�eniu, �e w zaczynie cementowym faza C-S-H wystpuje w postaci �elu, który jest agregacj� wytr�conych cz�stek wielko�ci koloidalnej. Podczas chemicznego procesu „starzenia” (dojrzewania) wielko�ci koloidalnej cz�stki fazy C-S-H tworz� w czasie ze sob� wi�zania, zwikszaj�c stopie polimeryzacji �acuchów krzemianowych w �elu, dziki czemu wzrasta wytrzyma�o�� i sztywno�� zaczynu, a tak�e jego gsto��. Sprzyja to zmniejszaniu objto�ci zaczynu, które szczególnie �atwo w sposób trwa�y wystpuje przy odbieraniu wody z �elu C-S-H, co autorzy [2] hipotezy rozwa�aj� równie� jako cz�� procesu starzenia. Utrata wody z porowatego �elu powoduje kondensacj �acuchów krzemianów w ich sieci z mo�liwo�ci� dalszego wi�zania powoduj�c, �e powstaj�ce odkszta�cenie jest nieodwracalne.

Zast�pienie w cemencie cz�ci klinkieru �u�lem wielkopiecowym przyczynia si do szerokiego zakresu zmian mikrostruktury stwardnia�ego zaczynu (betonu), a tym m.in.: powstawania wikszej ilo�ci fazy C-S-H, innej struktury porów w zaczynie oraz ni�szego stopnia hydratacji (szczególnie w pierwszych jej dniach, gdy zachodzi najwikszy skurcz). Nale�y zwróci� uwag, �e przytoczone hipotezy mechanizmu skurczu dotycz� w�a�nie tego samego pola (zakresu) mikrostruktury, w którym zachodz� zmiany pod wp�ywem dodania �u�la. Wskazuje to, �e dodatek �u�la w sposób po�redni (poprzez zmiany mikrostruktury) ma tak�e wp�yw na skurcz stwardnia�ego zaczynu (betonu). Natomiast bezpo�redni wp�yw (prawdopodobnie ograniczenie – czego nie mo�na odró�ni�, gdy� skurcz jest odkszta�ceniem sumarycznym) �u�la na skurcz polega na tym, �e ziarna �u�la (z powodu wolniejszej hydratacji jego minera�ów ni� minera�ów klinkieru) pe�ni� rol dobrze przyczepnego mikrowype�niacza w zaczynie. Kurdowski i Trybalska [3] wykazali, �e zaczyn z cementu hutniczego (o zawarto�ci 50% �u�la) po 1 roku hydratacji mo�e zawiera� nawet 15% nie przereagowanego �u�la. Autorzy [3] podkre�lili, �e niezhydratyzowany dodatek pe�ni rol mikrokruszywa i mo�e wp�ywa� na w�a�ciwo�ci fizyczne (w tym tak�e na odkszta�cenia) betonu.

Mimo upowszechnienia wykonywania elementów, a nawet konstrukcji powierzchniowych z betonu napowietrzonego, czsto z cementów z dodatkami �u�la lub popio�ów, nie znane s� w literaturze wyniki bada skurczu betonów napowietrzonych.

2. Materia�y i metody bada�

Badania odkszta�ce w�asnych – skurczu w powietrzu i pcznienia w wodzie, zosta�y przeprowadzone na betonach nienapowietrzonych i napowietrzonych o stosunku w/c=0,50. Do wykonania betonów u�yto nastpuj�ce rodzaje cementów : portlandzki CEM I 42,5R, portlandzki �u�lowy CEM II/B-S 42,5N (zwany dalej w tek�cie �u�lowym), hutniczy CEM III/A 42,5N; portlandzki wielosk�adnikowy CEM II/B-M (S-V) 32,5 R (zwany dalej wielosk�adnikowym) oraz portlandzki wapienny CEM II/A-LL 42,5 R (zwany dalej wapiennym). Wszystkie powy�sze cementy zosta�y wykonane z tego samego klinkieru portlandzkiego, pochodz�cego z tej samej cementowni. Z ka�dym z powy�szych cementów wykonano po dwa betony: bez domieszki napowietrzaj�cej oraz z domieszk� napowietrzaj�c�, dodawan� w ilo�ci 0,20-0,28% masy cementu. Jako kruszywo drobne zastosowano naturalny piasek kwarcowy (Dziergowice 0,0-2,0 mm), a jako kruszywo grube naturalne kruszywo otoczakowe (Dziergowice 2-8 mm oraz Wójcice 8-16 mm). Sk�ad mieszanek betonowych zosta� przedstawiony w tablicy 1.

75

Ponadto w celu upewnienia si, czy tendencje zmian odkszta�calno�ci betonu pod wp�ywem rodzaju cementu i napowietrzenia rozci�gaj� si na szersz� skal, zbadano dodatkowo skurcz i pcznienie betonów napowietrzonego i nienapowietrzonego o tym samym sk�adzie (tabl. 1), ale z �amanym kruszywem wglanowym (z kopalni Laskowa), zachowuj�c t sam� objto�� obu kruszyw grubych – �amanego i naturalnego. Do wykonania betonów z kruszywem �amanym u�yto naturalny piasek kwarcowy (z piaskowni Brzegi-Nida) oraz te same trzy rodzaje cementów (portlandzki CEM I 42,5R, �u�lowy CEM II/B-S 42,5N, hutniczy CEM III/A 42,5N) i t sam� domieszk napowietrzaj�c�, jak w przypadku betonu z grubym kruszywem naturalnym.

Tablica 1. Sk�ad mieszanek betonowych w zale�no�ci od rodzaju kruszywa [kg /m3]. beton z kruszywem wglanowym

�amanym beton z kruszywem otoczakowym

naturalnym K2-8 = 565 K2-8 = 548 K8-16 = 702 K8-16 = 681

C= 350 W=175* P= 605

W/C=0,50 *-ca�kowita masa wody dla betonu nienapowietrzonego oraz ca�kowita masa wody wraz z mieszank� napowietrzaj�c� do betonu np. Oprócz bada stwardnia�ego betonu zosta�y wykonane nastpuj�ce oznaczenia mieszanek betonowych:

–konsystencji metod� opadu sto�ka –zawarto�ci powietrza metod� ci�nieniow� –gsto�ci objto�ciowej mieszanki betonowej

Wyniki bada mieszanek betonowych przedstawiono w tablicy 2 i 3. Tablica 2. Wyniki bada mieszanek betonowych z naturalnym kruszywem otoczakowym.

kruszywo : naturalne kruszywo otoczakowe

cement CEM I CEM II/B-S CEM III/A CEM II/B-M (S-V) CEM II/A-LL

beton nnp np nnp np nnp np nnp np nnp np opad sto�ka, [cm] 3,0 5,6 1,0 5,0 4,0 5,0 3,0 6,0 3,0 4,0 zawarto�� powietrza, [%] 2,2 5,6 2,0 5,2 2,2 5,4 2,2 5,8 2,4 5,8

gsto�� obj. mieszanki, [kg/dm3] 2,35 2,26 2,36 2,29 2,37 2,26 2,36 2,25 2,37 2,29

(nnp – beton nienapowietrzony, np- beton napowietrzony)

76

Tablica 3. Wyniki bada mieszanek betonowych z wglanowym kruszywem �amanym.

kruszywo : wglanowe kruszywo �amane

cement CEM I CEM II/B-S CEM III/A beton nnp np nnp np nnp np opad sto�ka, [cm] 3,2 5,3 2,3 5,0 3,5 4,3 zawarto�� powietrza, [%] 2,1 5,4 2,0 5,7 2,1 5,2

gsto�� obj. mieszanki, [kg/dm3]

2,40 2,32 2,44 2,34 2,47 2,39

(nnp – beton nienapowietrzony, np- beton napowietrzony) Od chwili pierwszego pomiaru, tj. po 24 godzinach od chwili wykonania próbki betonowe z naturalnym kruszywem otoczakowym by�y przechowywane w powietrzu o wilgotno�ci wzgldnej 70±5% i temperaturze 20°C. Czas badania odkszta�ce wynosi� do 390 dni, a nastpnie 45 dni w wodzie. Natomiast próbki betonowe z kruszywem �amanym by�y badane przez 180 dni w powietrzu o wilgotno�ci wzgldnej 65±5% i temperaturze 18±2°C, a nastpnie 45 dni w wodzie. Badania odkszta�ce przeprowadzono aparatem Amslera, u�ywaj�c po 6 próbek ka�dego betonu o wymiarach 10x10x50cm z czopikami wbetonowanymi centralnie w czo�o. Pierwszy pomiar próbek wykonywano ju� po 24 godzinach od wykonania próbek. Do oznaczenia wytrzyma�o�ci betonu na �ciskanie u�yto po 5 próbek 15x15x15cm ka�dego z betonów.

3. Omówienie wyników bada� 3.1. Skurcz i pcznienie betonów

Wp�yw rodzaju cementu.

Na podstawie przeprowadzonych bada betonów nienapowietrzonych i napowietrzonych z kruszywem otoczakowym i �amanym stwierdzono znaczne ró�nice w odkszta�ceniach w�asnych zale�ne od rodzaju zastosowanego cementu. Betony z kruszywa naturalnego otoczakowego.

W�ród betonów nienapowietrzonych z kruszywa otoczakowego najwiksze odkszta�cenia skurczowe, przedstawione na rys. 1, osi�gn�y betony z cementu portlandzkiego i wielosk�adnikowego, które wynosi�y odpowiednio 620x10-6 po 330 dniach oraz 632x10-6 po 210 dniach. Natomiast odkszta�cenia skurczowe betonów z cementu �u�lowego i hutniczego wynosi�y tylko 350x10-6 i 320x10-6, a wic by�y du�o mniejsze – odpowiednio o 43% i 49% – w porównaniu ze skurczem betonu z cementu portlandzkiego (rys. 1).

Beton z cementu wapiennego do 60 dnia osi�ga� praktycznie takie same warto�ci jak beton z cementu �u�lowego, natomiast maksymaln� warto�� osi�gn�� po 240 dniach (wynosz�c� 495x10-6), lecz ni�sz� o 20% w porównaniu ze skurczem betonu z cementu portlandzkiego.

77

Rys. 1. Wp�yw cementu na skurcz i pcznienie betonu nienapowietrzonego z kruszywa otoczakowego (nnp–beton nienapowietrzony).

Dodatkowo nale�y zaznaczy�, �e skurcz betonów zawieraj�cych �u�el do wieku 14 dni by� jednak nieco wikszy ni� skurcz betonu z cementu portlandzkiego. Ponadto nale�y tak�e zwróci� uwag na warto�� skurczu betonu wielosk�adnikowego, która by�a znacznie wiksza ni� warto�ci skurczu pozosta�ych betonów. W wyniku pcznienia w wodzie zaobserwowano, �e warto�ci odkszta�ce betonów do 30 dni z cementem portlandzkim i wielosk�adnikowym by�y do 33% ni�sze od pierwotnych przed pcznieniem. Na podstawie wyników bada (rys. 2) stwierdzono znaczne ró�nice w odkszta�ceniach betonów napowietrzonych zale�ne od rodzaju cementu. Do wieku 75 dni skurcz betonów napowietrzonych z cementów zawieraj�cych �u�el by� wikszy ni� skurcz betonu z cementu portlandzkiego. Podobnie zaobserwowano, �e do 28 dni beton z cementu wielosk�adnikowego wykaza� wikszy skurcz ni� w przypadku betonu z cementu portlandzkiego.

Rys. 2. Wp�yw cementu na skurcz i pcznienie betonu napowietrzonego z kruszywa

otoczakowego (np–beton napowietrzony).

78

Natomiast w kocowym okresie bada (tj. od ~130 do 330 dnia) relacje warto�ci odkszta�ce betonów napowietrzonych odwróci�y si i najwikszy skurcz mia� beton z cementu portlandzkiego, który ostatecznie wyniós� 560x10-6, natomiast skurcz betonów z cementów zawieraj�cych �u�el by� znacznie mniejszy i wynosi� w przypadku betonu z cementu �u�lowego 492x10-6 i 416x10-6 dla betonu z cementu hutniczego, a dla cementu wielosk�adnikowego wyniós� 305x10-6. Zdecydowanie najmniejsz� warto�� odkszta�cenia skurczowego osi�gn�� beton napowietrzony z cementu wielosk�adnikowego i by� ni�szy o 46% od skurczu betonu z cementem portlandzkim. Skurcz betonu z cementu wapiennego osi�gn�� maksymaln� warto�� (wynosz�c� 532x10-6) w wieku 254 dni, która by�a znacznie wiksza ni� odkszta�cenia betonów z cementem hutniczym i �u�lowym i tylko nieznacznie ni�sza ni� warto�ci skurczu cementu portlandzkiego. Ponadto przebieg skurczu betonów portlandzkiego i wapiennego by� bardzo podobny w czasie. Betony z �amanego kruszywa wglanowego. Na rys. 3 przedstawiono zmiany odkszta�ce betonów nienapowietrzonych w czasie z cementem portlandzkim oraz cementami zawieraj�cymi �u�el – �u�lowym i hutniczym z �amanego kruszywa wglanowego. Od 7 dnia bada zaobserwowano wikszy przyrost odkszta�ce skurczowych betonu z cementem portlandzkim w stosunku do pozosta�ych betonów. Od 28 do 180 dnia bada wyra�nie wida� rosn�c� ró�nic skurczu betonów z cementem zawieraj�cym �u�el w porównaniu z cementem portlandzkim, która w wieku 180 dni wynosi�a 24% i 37%, odpowiednio dla cementu �u�lowego i hutniczego. W wyniku pcznienia w wodzie zaobserwowano, �e wikszy spadek odkszta�ce posiadaj� betony z cementem �u�lowym i hutniczym (odpowiednio 60% i 55%) ni� beton z cementem portlandzkim (37%) w stosunku do swych pierwotnych warto�ci przed zanurzeniem w wodzie.

Rys. 3. Wp�yw cementu na skurcz i pcznienie betonu nienapowietrzonego z �amanego kruszywa wglanowego (nnp–beton nienapowietrzony).

79

W badaniach betonów napowietrzonych z cementów: portlandzkim, �u�lowym i hutniczym i z kruszywem wglanowym �amanym (rys. 4) zaobserwowano, �e odkszta�cenia skurczowe osi�gaj� podobne warto�ci do 7 dnia bada. Od 7 do 180 dnia bada beton z cementem �u�lowym wykazuje ni�szy skurcz ni� beton z cementem portlandzkim do 21%. Nale�y zwróci� uwag, �e do 90 dnia pomiarów odkszta�cenia betonu z cementem hutniczym niewiele ró�ni�y si od odkszta�ce betonu z cementem portlandzkim, ale by�y jednak ni�sze. Dopiero od 90 do 180 dnia bada obserwujemy wyra�nie mniejsze warto�ci skurczu betonu z cementem hutniczym i s� do 6% ni�sze ni� warto�ci betonu z cementem portlandzkim i wynosz� odpowiednio 460x10-6 i 482x10-6. Podczas pcznienia w wodzie stwierdzono, �e najni�sze warto�ci odkszta�ce wykazuje beton z cementem �u�lowym w porównaniu z odkszta�ceniami betonu z cementów hutniczego i portlandzkiego.

Rys. 4. Wp�yw cementu na skurcz i pcznienie betonu napowietrzonego z �amanego kruszywa wglanowego (nnp–beton nienapowietrzony).

Bior�c pod uwag dotychczasowe wyniki bada skurczu i pcznienia betonów nienapowietrzonych i napowietrzonych wykonanych z cementów: portlandzkiego, wielosk�adnikowego, �u�lowego, hutniczego i wapiennego; z kruszywem otoczakowym oraz �amanym wglanowym uznano, �e betony z cementów zawieraj�cych �u�el wykazuj� najbardziej widoczne ró�nice w odkszta�ceniach skurczu i pcznienia w stosunku do betonów z cementu portlandzkiego. Warto podkre�li�, �e najni�sze warto�ci skurczu osi�gn�� beton z cementem hutniczym przy zastosowaniu zarówno kruszywa otoczakowego jak i kruszywa wglanowego �amanego. Wp�yw napowietrzenia. Na rys. 5 przedstawiono wyniki bada odkszta�ce skurczowych w powietrzu i pcznienia w wodzie betonów napowietrzonego i nienapowietrzonego z cementów portlandzkiego i hutniczego i z kruszywa naturalnego otoczakowego w zale�no�ci od czasu.

80

Rys. 5. Wp�yw napowietrzenia na skurcz i pcznienie betonu z cementem portlandzkim i hutniczym oraz kruszywem otoczakowym (nnp–beton nienapowietrzony, np.-beton

napowietrzony). Wyniki bada betonów NNP i NP z cementem CEM I 42,5R wykazuj�, �e w wieku od 7 dni a� do stabilizacji skurczu badanego od 330 do 390 dni, beton napowietrzony osi�gn�� mniejsz� warto�� odkszta�cenia ni� beton nienapowietrzony. Maksymalna warto�� skurczu betonu nienapowietrzonego wynosi�a 620x10-6, natomiast betonu napowietrzonego 560x10-

6. Wzgldna ró�nica w odkszta�ceniach w wieku od 150 do 360 dni wynosi�a oko�o 15%, w stosunku do betonu nienapowietrzonego. Najwiksze ró�nice pomidzy szybko�ci� odkszta�cenia skurczowego betonu napowietrzonego i nienapowietrzonego obserwowano w okresie od 28 do 90 dni. Skurcz odwracalny (pcznienie) betonu napowietrzonego i nienapowietrzonego wynosi� odpowiednio 152x10-6 i 201x10-6, a wic w tym przypadku beton napowietrzony wykaza� mniejsze zmiany objto�ci ni� beton nienapowietrzony. Mo�na za�o�y�, �e zale�no�� ta potwierdza wcze�niej stwierdzony wikszy skurcz betonu nienapowietrzonego (patrz rys. 3 i 4). Bior�c pod uwag wyniki bada skurczu i pcznienia betonów wykonanych z cementu portlandzkiego z kruszywem otoczakowym oraz �amanym uznano, �e napowietrzenie betonu zmniejsza jego podatno�� na odkszta�cenia w�asne.

Zupe�nie inny obraz zmian objto�ci wykaza�y betony wykonane z cementu hutniczego (rys.5). Napowietrzenie betonu spowodowa�o zwikszenie skurczu. Do 7 dni odkszta�cenia skurczowe betonów napowietrzonego i nienapowietrzonego przebiega�y podobnie i osi�gn�y podobny zakres warto�ci. Wynosi�y odpowiednio 204x10-

6 i 190x10-6. W okresie od 7 do 30 dnia pomiaru nast�pi� wikszy i bardziej gwa�towny skurcz betonu napowietrzonego, który wyniós� 356x10-6, natomiast skurcz betonu nienapowietrzonego w tym samym czasie osi�gn�� warto�� 272x10-6. Od wieku 60 dni a� do zakoczenia bada skurczu, tj. 330 dni, beton napowietrzony utrzymywa� wiksze warto�ci odkszta�ce ni� beton nienapowietrzony, a wzgldna ró�nica w odkszta�ceniach wynosi�a od 20 do 28% (wzgldem betonu nienapowietrzonego). Najwiksz� ró�nic pomidzy warto�ciami odkszta�cenia skurczowego betonu napowietrzonego i nienapowietrzonego zaobserwowano w wieku 30 dni. Skurcz odwracalny (pcznienie) betonu napowietrzonego i nienapowietrzonego wynosi� odpowiednio 45x10-6 i 112x10-6. W

81

przypadku betonów z cementem hutniczym beton napowietrzony wykaza� dwukrotnie mniejsze zmiany odkszta�ce ni� beton nienapowietrzony. Na rys. 6 zobrazowano wyniki bada skurczu w powietrzu i pcznienia w wodzie betonów napowietrzonego i nienapowietrzonego z cementu wielosk�adnikowego i z kruszywa naturalnego otoczakowego. Dla celów porównawczych na rys. 6 zawarto tak�e odkszta�cenia betonów napowietrzonego i nienapowietrzonego z cementu portlandzkiego.

Rys. 6. Wp�yw napowietrzenia na skurcz i pcznienie betonu z cementem portlandzkim i portlandzkim wielosk�adnikowym oraz kruszywem otoczakowym (nnp–beton

nienapowietrzony, np.-beton napowietrzony).

Wyniki bada wykazuj�, �e w wieku od 2 dni a� do stabilizacji skurczu, tj. 150 dni, beton nienapowietrzony wykaza� zdecydowanie wikszy przyrost odkszta�ce ni� beton napowietrzony. Najwiksza warto�� skurczu betonu nienapowietrzonego wynosi�a 632x10-

6, natomiast betonu napowietrzonego tylko 303x10-6. Najwiksze zró�nicowanie w odkszta�ceniach skurczowych nast�pi�o w wieku od 7 do 150 dni, gdy przyrost odkszta�cenia betonu nienapowietrzonego wyniós� 427x10-6, a napowietrzonego tylko ok. 200X10-6. Skurcz odwracalny (pcznienie) betonu napowietrzonego i nienapowietrzonego wynosi� odpowiednio 133x10-6 i 240x10-6, co �wiadczy, �e beton napowietrzony wykaza� wyra�nie mniejsze zmiany objto�ci ni� beton nienapowietrzony.

Zupe�nie odmienne zmiany objto�ci wykaza�y betony wykonane z cementu wapiennego (rys. 7). Napowietrzenie betonu spowodowa�o zwikszenie skurczu.

82

Rys. 7. Wp�yw napowietrzenia na skurcz i pcznienie betonu z cementem portlandzkim i portlandzkim wapiennym oraz kruszywem otoczakowym (nnp–beton nienapowietrzony,

np.-beton napowietrzony).

Do 90 dni odkszta�cenia skurczowe obu betonów napowietrzonego i nienapowietrzonego by�y w przybli�eniu jednakowe (warto�ci wynosi�y ok. 390x10-6). Zró�nicowanie warto�ci odkszta�ce skurczowych betonu napowietrzonego do nienapowietrzonego zasz�o w okresie od 120 do 210 dnia i wynosi�o pomidzy odkszta�ceniami betonu NNP i NP od 19% do 7%. Najwiksze warto�ci skurczu beton nienapowietrzony osi�gn�� w 240 dniu, a beton napowietrzony w 254 dniu i wynosi�y odpowiednio 495x10-6 i 532x10-6 i by�y mniejsze ni� w przypadku betonów z cementu portlandzkiego. Skurcz odwracalny (pcznienie) betonów napowietrzonego i nienapowietrzonego wynosi�y odpowiednio 34x10-6 i 44x10-6. Bior�c pod uwag wyniki bada skurczu i pcznienia betonów wykonanych z cementu portlandzkiego z kruszywem otoczakowym oraz wyniki bada skurczu i pcznienia betonów wykonanych z cementu wapiennego z tym samym kruszywem uznano, �e zwikszona ilo�� kamienia wapiennego w cemencie wapiennym (12%) wp�ywa ogólnie na zmniejszenie odkszta�ce skurczowych betonów NNP i NP, ale napowietrzenie betonu z cementem wapiennym zwiksza jego podatno�� na odkszta�cenia skurczowe. Wp�yw napowietrzenia na odkszta�cenia tego betonu wymaga dalszych bada. Wp�yw zawartoci �u�la. Na podstawie dotychczas przeprowadzonych bada (rys. nr 8) dokonano wstpnej analizy wp�ywu zawarto�ci �u�la na skurcz i pcznienie betonów nienapowietrzonych wykonanych z kruszywa otoczakowego. W okresie ustabilizowania si odkszta�ce skurczowych (midzy 150 a 360 dniem) beton z cementu portlandzkiego osi�ga warto�ci ok. 620x10-6. Natomiast betony z cementów �u�lowego i hutniczego osi�gaj� odpowiednio warto�ci ok. 356x10-6 i 315x10-6, co stanowi ok. 57% i 51% odkszta�ce betonu z cementu portlandzkiego. Mo�na stwierdzi�, �e przewidywany skurcz betonu jest tym mniejszy im wicej �u�la zawiera cement.

83

Rys. 8. Wp�yw zawarto�ci �u�la na skurcz i pcznienie betonu nienapowietrzonego z kruszywem otoczakowym (NNP–beton nienapowietrzony).

Podobna tendencja spadku odkszta�ce skurczowych wyst�pi�a w przypadku betonów nienapowietrzonych z cementów zawieraj�cych �u�el wykonanych z kruszywa wglanowego �amanego. W wieku 150 dni skurcz betonu z cementu portlandzkiego osi�gn�� warto�� 515x10-6, a skurcz betonów z cementów �u�lowego i hutniczego osi�gn�� odpowiednio warto�� ok. 388x10-6 i 327x10-6, co stanowi ok. 75% i 64% odkszta�ce betonu z cementu portlandzkiego. Dla zobrazowania powy�szej tendencji zale�no�� pomidzy warto�ci� skurczu a procentow� zawarto�ci� �u�la w cemencie przedstawiono na rys. nr 9.

Rys. 9. Wp�yw zawarto�ci �u�la na skurcz betonów nienapowietrzonych w wieku 150 dni.

3.2. Wytrzyma�o� betonów na ciskanie

W tablicach nr 4 i nr 5 przedstawiono �rednie warto�ci wytrzyma�o�ci na �ciskanie oraz ich klasyfikacj zgodnie z PN-EN-206-1.

84

Tablica 4. Wytrzyma�o�� na �ciskanie w wieku 28 dni i klasy wytrzyma�o�ci – betony z naturalnym kruszywem otoczakowym.

cement CEM I CEM II/B-S CEM III/A CEM II/B-M(S-V) CEM II/A-LL beton nnp* np* nnp* np* nnp* np* nnp* np* nnp* np*

fcm [MPa]: 46,1 38,9 51,8 43,2 52 45,8 49,9 44,2 43,3 38,1

klasa wytrz. C30/37 C25/30 C35/45 C30/37 C35/45 C30/37 C35/45 C30/37 C30/37 C25/30

*-(nnp – beton nienapowietrzony, np- beton napowietrzony)

Tablica 5. Wytrzyma�o�� na �ciskanie w wieku 28 dni i klasy wytrzyma�o�ci – betony z wglanowym kruszywem �amanym.

cement CEM I CEM II/B-S CEM III/A beton nnp* np* nnp* np* nnp* np*

fcm [MPa]: 41,9 35,1 42,5 35,7 41,0 35,2 klasa

wytrzyma�o�ci C30/37 C25/30 C30/37 C25/30 C30/37 C25/30

*-(nnp – beton nienapowietrzony, np- beton napowietrzony) Napowietrzenie betonów (z cementów: portlandzkiego, �u�lowego, hutniczego, wielosk�adnikowego i wapiennego); wykonanych z kruszywa naturalnego otoczakowego; spowodowa�o obni�enie wytrzyma�o�ci betonu o jedn� klas. Wytrzyma�o�� na �ciskanie betonów napowietrzonych by�a �rednio o 11,5-16,6% ni�sza od betonu nienapowietrzonego, co daje 3,2-5,2% spadku wytrzyma�o�ci na 1% napowietrzenia. Podobne obni�enie wytrzyma�o�ci na �ciskanie wyst�pi�o wskutek napowietrzenia betonów (z cementów: portlandzkiego, �u�lowego, hutniczego), wykonanych z kruszywa �amanego wglanowego. Wytrzyma�o�� na �ciskanie betonów napowietrzonych by�a �rednio o 14,1-16,2% ni�sza od betonu nienapowietrzonego, co daje 4,3-4,9% spadku wytrzyma�o�ci na 1% napowietrzenia.

4. Podsumowanie W efekcie wprowadzenia do mieszanki betonowej z cementu portlandzkiego dodatkowych ok.3,5 % powietrza poprzez dodanie domieszki napowietrzaj�cej nast�pi�o zmniejszenie do 12% i 15% skurczu odpowiednio betonu z �amanym kruszywem wglanowym i betonu z kruszywem otoczakowym. Zdaniem autorów spowodowana przez napowietrzenie podobna tendencja do zmniejszenia odkszta�ce w�asnych betonów z cementu portlandzkiego z dwoma ró�nymi rodzajami kruszywa odrzuca obawy, �e napowietrzanie betonów z cementu portlandzkiego mo�e przyczyni� si do pogorszenia w�a�ciwo�ci odkszta�ceniowych, jak to ma miejsce w przypadku wytrzyma�o�ci. Zupe�nie inny obraz zmian objto�ci wykaza�y 2 betony wykonane z cementów zawieraj�cych �u�el. Napowietrzenie betonów spowodowa�o zwikszenie skurczu, który by� o ok. 28% wikszy ni� betonów nienapowietrzonych. Rozbie�ny wp�yw napowietrzenia na skurcz betonów z cementu portlandzkiego i z cementów z dodatkami �u�la wielkopiecowego jest dla autorów pracy zastanawiaj�cy i wymaga dalszych bada i wyja�nienia.

85

Na podstawie wyników bada betonów napowietrzonych i nienapowietrzonych z ró�nych rodzajów cementów generalnie stwierdzono, �e skurcz betonów z cementu portlandzkiego i cementu wapiennego jest najwikszy. Znacz�ce zmniejszenie skurczu uzyskano w betonach z cementów zawieraj�cych �u�el wielkopiecowy. W wynikach bada betonów zarówno napowietrzonych jak i nienapowietrzonych zaznacza si tendencja coraz mniejszego skurczu wraz ze wzrostem zawarto�ci �u�la w cemencie. Najwiksze zmniejszenie skurczu – od 36 do 50%, uzyskano, gdy w betonie nienapowietrzonym cement portlandzki zast�piono cementem hutniczym (zawieraj�cym 55% �u�la). Trudno bez bada strukturalnych przyzna� jednoznaczn� s�uszno�� wspomnianym we Wprowadzeniu hipotezom, nie mniej jednak otrzymane wyniki bada w�asnych sugeruj�, �e zmiany w mikrostrukturze betonów – zwikszenie zawarto�ci fazy C-S-H oraz obni�enie porowato�ci – spowodowane przez zastosowanie dodatku �u�la wielkopiecowego, powoduj� zmniejszenie skurczu betonu.

Wystpowanie w cemencie ma�o aktywnego dodatku w postaci m�czki wapiennej spowodowa�o równie� zmniejszenie skurczu (w porównaniu do betonów z cementu portlandzkiego) podobnie jak ma to miejsce w cementach zawieraj�cych �u�el. Mo�na zatem twierdzi�, �e dodatki do cementu (mniej aktywne chemicznie ni� klinkier cementowy) oddzia�ywuj� na odkszta�cenia skurczowe betonu jak mikrokruszywo.

Dodatkowo nale�y podkre�li�, �e w betonach z cementów zawieraj�cych �u�el obni�enie porowato�ci wp�yn�o równie� do�� istotnie na warto�� skurczu odwracalnego (pcznienia), który jest dwukrotnie mniejszy ni� w betonach z cementów portlandzkich.

5. Wnioski Badania w�asne, przeprowadzone w celu rozpoznania dot�d nieporuszonego w literaturze zagadnienia skurczu betonu napowietrzonego, pozwalaj� wyci�gn�� nastpuj�ce wnioski:

- porównanie skurczu nienapowietrzonych betonów z piciu rodzajów cementów pokazuje, �e najwikszy skurcz ma beton nienapowietrzony z cementu wielosk�adnikowego, a najmniejszy ma beton nienapowietrzony z cementu zawieraj�cego 55% �u�la wielkopiecowego (CEM III/A) - porównanie skurczu napowietrzonych betonów z piciu rodzajów cementów pokazuje, �e najwikszy skurcz ma beton napowietrzony z cementu portlandzkiego , a najmniejszy ma beton wielosk�adnikowy z cementu zawieraj�cego 22% �u�la wielkopiecowego i 10% popio�u (CEM II/B-M (S-V)) oraz hutniczy zawieraj�cy 55% �u�la (w przypadku porównania trzech betonów napowietrzonych : portlandzkiego, �u�lowego i hutniczego) - przewidywany skurcz betonu jest tym mniejszy im wicej �u�la zawiera cement - wprowadzenie do cementu ma�o aktywnego dodatku w postaci m�czki wapiennej powoduje zmniejszenie skurczu betonów nienapowietrzonych i napowietrzonych - skurcz napowietrzonego betonu z cementu portlandzkiego jest mniejszy ni� betonu nienapowietrzonego, potwierdzony przez badania betonu z dwoma ró�nymi kruszywami (�amanym i naturalnym otoczakowym), - skurcz napowietrzonych betonów z cementów zawieraj�cych �u�el wielkopiecowy (CEM II/B-S i CEM III/A) jest wikszy ni� betonów nienapowietrzonych, - skurcz napowietrzonego betonu z cementu wielosk�adnikowego jest prawie dwukrotnie mniejszy ni� betonu nienapowietrzonego, potwierdzony przez badania betonu z kruszywem otoczakowym,

86

-wyja�nienie zagadnienia skurczu betonów napowietrzonych z dodatkami mineralnymi wymaga dalszych szerokich bada - skurcz odwracalny (pcznienie) dojrza�ego betonu z cementu portlandzkiego jest wikszy ni� betonów z cementów zawieraj�cych �u�el - skurcz odwracalny (pcznienie) dojrza�ego betonu z cementu portlandzkiego jest wikszy ni� betonów z cementów zawieraj�cych m�czk wapienn�

Literatura

[1] Bentur A., Kung J., Berger R. L., Young J. F., Milstone N. B., Mindess S.,

Lawrence F. V., 7th ICCC Paris, t. III, s. VI-26, Paris 1980, [2] Thomas J. J., Jennings H. M., A colloidal interpretation of chemical aging of the

C-S-H gel and its effects on the properties of cement paste, CCR, vol. 36, (2006), 30-38

[3] Kurdowski W., Trybalska B., Sk�ad fazowy zaczynu cementowego a w�a�ciwo�ci betonu, s. 65, Konf. Dni Betonu, Wis�a 2004

[4] PN-B-06714-23:1984 : Kruszywa mineralne. Badania – Oznaczanie zmian obj�to�ciowych metod� Amslera.

[5] PN-EN-206-1:2003: Beton. Cz�� 1: Wymagania, w�a�ciwo�ci, produkcja i zgodno��.

INFLUENCE OF CEMENT TYPE ON SHRINKAGE AND SWELLING OF CONCRETE.

Summary The studies were carried out to explain an effect of cement type on shrinkage and swelling of aerated and non-aerated concretes. There were measured linear shrinkage deformations.of altogether 16 aerated and non-aerated concretes made of five cements and two aggregates. The shrinkage measurements were carried out with the Amsler’s extensometer on prisms 10x10x50cm. According to the test results, the shrinkage of aerated concrete made of Portland and limestone Portland cement has been the biggest. It was also found that the bfg-slag added to cement caused a significant decrease in shrinkage deformations of aerated and non-aerated concretes. Whereas the shrinkage of aerated concrete made of Portland cement is lower than that of not-aerated concrete. But the aeration of bfgs-cement concrete results in its higher shrinkage.

87

Waldemar Pichór1

W�A�CIWO�CI KOMPOZYTÓW CEMENTOWYCH Z DU � ILO�CI� W�ÓKIEN KRÓTKICH

1. Wprowadzenie

Jedn� z podstawowych wad betonu i zapraw mineralnych jest ich krucho��. Materia�y te cechuje stosunkowo niska wytrzyma�o�� na rozci�ganie i niewielka odkszta�calno��. W�a�ciwo�ci te poprawi� mo�na na ró�ne sposoby, a jedn� z metod jest dodatek w�ókien. W�ókna krótkie dodawane s� zwykle w stosunkowo niewielkich ilo�ciach np. 0,1%, a ich rola polega przede wszystkim na ograniczeniu powstawania mikrospka i hamowaniu pó�niejszego ich rozwoju. Stosowane s� ma�e ilo�ci w�ókien o niewielkiej wytrzyma�o�ci równie� w celu poprawy jednorodno�ci mieszanki i ograniczenia spka skurczowych powstaj�cych w czasie hydratacji cementu. Dodane w wikszych ilo�ciach (powy�ej tzw. objto�ci krytycznej) w�ókna pe�ni� funkcje zbroj�c�. Po pkniciu kruchej matrycy w�ókna mog� przenosi� obci��enia niejednokrotnie przewy�szaj�ce wytrzyma�o�� matrycy, szczególnie, �e ma to miejsce przy znacznie wikszych odkszta�ceniach. Zniszczenie takiego kompozytu zwi�zane jest z w�o�eniem du�o wikszej pracy. Praca ta zu�ytkowana jest na dekohezj kruchej matrycy (jak to ma miejsce w materiale bez dodatku w�ókien), ale przede wszystkim na zerwanie i wyci�gnicie w�ókien z matrycy.

Pierwszymi materia�ami kompozytowymi na bazie cementu z du�� ilo�ci� w�ókien by�y p�yty azbestowo-cementowe otrzymywane metod� Hatchka. Zawarto�� w�ókien w tego rodzaju materia�ach zwykle przekracza�a 15%. G�ówn� korzy�ci� wynikaj�c� z obecno�ci w�ókien azbestowych w matrycy cementowej by�o przede wszystkim zwikszenie wytrzyma�o�ci na zginanie oraz znaczna poprawa odporno�ci na pkanie. Jednocze�nie negatywne doniesienia o szkodliwo�ci azbestu przyczyni�y si do poszukiwania innych w�ókien zastpuj�cych azbest. Obecnie stosowane s� na szerok� skal ró�ne rodzaje w�ókien, przede wszystkim w�ókna stalowe, szklane i polimerowe (polipropylenowe, z polialkoholu winylu i kopolimerów poliakrylonitrylu). Na mniejsz� skal stosuje si równie� inne w�ókna: wglowe, celulozowe, a w niektórych bardziej zawansowanych rozwi�zaniach mieszanki ró�nych w�ókien.

1 dr in�., Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie, al. Mickiewicza 30, Kraków. E-mail: [email protected]


Gliwice 2011

88

Rys. 1. Krzywa napr�enie-odkszta�cenie rejestrowana w czasie rozci�gania betonów zwyk�ych,

z dodatkiem w�ókien i betonów wysokiej klasy z dodatkiem w�ókien (HP-FRC) [1] Dziki zastosowaniu nowej generacji w�ókien fibrobetony wysokiej klasy tzw. High

Performance Fibre Reinforced Concrete (HP-FRC) cechuj� si bardzo du�� podatno�ci� na odkszta�cenie w stosunku do betonów bez w�ókien i zdolno�ci� do przenoszenia napr�e wielokrotnie przewy�szaj�cych wytrzyma�o�� kruchej matrycy cementowej.

2. Podstawy mechaniki pkania kompozytów w�óknistych

Najprostszy model kompozytu w�óknistego obwarowany jest wieloma za�o�eniami.

Przede wszystkim zak�ada si, �e w�ókno jest ci�g�e i jednorodne, zorientowane w jednym kierunku i idealnie po��czone z matryc�, tak�e na ca�ej d�ugo�ci nie wystpuj� nieci�g�o�ci. W kompozytach z matrycami kruchymi cech� szczególn� jest to, �e, poza nielicznymi przypadkami, odkszta�cenie graniczne we w�óknach (powoduj�ce ich pkanie) jest wiksze od odkszta�cenia zniszczenia matrycy, a jedno i drugie ma charakter spr�ysty. W konsekwencji pknicie matrycy przy rozci�ganiu kompozytu pojawia si przy napr�eniach du�o mniejszych od wytrzyma�o�ci w�ókien a o wytrzyma�o�ci kompozytu decyduje wytrzyma�o�� w�ókien. W rzeczywistych warunkach bardzo rzadko mamy do czynienia z w�óknami ci�g�ymi u�o�onymi równolegle. W wikszo�ci przypadków mamy sytuacj w�ókien u�o�onych losowo w 2 lub 3 kierunkach, a w�ókna maj� niewielk� d�ugo�� w stosunku do rozmiarów elementu. Dodatkowo przyczepno�� w�ókien do matrycy jest zmienna. W przypadku w�ókien krótkich ich koce przenosz� mniejsze napr�enia a dopiero w pewnej odleg�o�ci od koców w�ókien osi�gany jest stan napr�e maksymalnych. Je�eli wytrzyma�o�� w�ókien jest znacznie wiksza od wytrzyma�o�ci matrycy spkanie zostanie zainicjowane w matrycy a cz�� napr�e ulegnie relaksacji. Dalsze obci��anie kompozytu powodowa� bdzie wyci�gnicie w�ókien z matrycy zwi�zane z pokonaniem przyczepno�ci i si� tarcia lub, w przypadku s�abo zwi�zanego w�ókna z matryc�, tylko z efektem tarcia przy wyci�ganiu. Mechanizmy te bezpo�rednio wp�ywaj� na wielko�� pracy zniszczenia kompozytu. Je�eli w�ókno bdzie dostatecznie d�ugie to obci��enie rozci�gaj�ce generowane we w�óknie poprzez granic kontaktow� w�ókno-matryca mo�e osi�gn�� warto�ci przewy�szaj�ce wytrzyma�o�� na zrywanie w�ókna. Je�eli w�ókno bdzie mia�o d�ugo�� mniejsz� od d�ugo�ci krytycznej to w czasie obci��ania kompozytu najpierw pkniciu ulegnie matryca, a w�ókno zostanie wyci�gnite z matrycy bez zerwania. W przeciwnym wypadku w�ókno najpierw zostanie zerwane, a nastpnie po pkniciu kruchej matrycy jego zerwany koniec (o d�ugo�ci mniejszej lub równej po�owie d�ugo�ci w�ókna) zostanie wyci�gnity z matrycy.

89

a) b)

Rys. 2. D�ugo�� krytyczna w�ókna a) schematyczne przedstawienie okre�lania d�ugo�ci krytycznej w�ókna [2], b) zerwane w�ókno PVA w matrycy cementowej [3]

W rzeczywistych warunkach pojawiaj� si dodatkowe efekty wp�ywaj�ce na

mo�liwo�� zrywania w�ókien krótszych od d�ugo�ci krytycznej np. zagicie koców w�ókien lub sk�bienie powsta�e w czasie mieszania. Przy du�ych ilo�ciach wprowadzonych w�ókien czsto obserwuje si zjawisko spkania wielokrotnego, a rejestrowana warto�� modu�u i pracy zniszczenia przyjmuje bardzo du�e warto�ci.

Wa�nym zagadnieniem jest okre�lenie ilo�ci w�ókien, po przekroczeniu której obserwowa� bdziemy efekt wzmocnienia kompozytu, tzn. zwikszenia wytrzyma�o�ci na rozci�ganie. Graniczna objto�� w�ókien zwana objto�ci� krytyczn� jest okre�lana jako ilo�� w�ókien, która powoduje, �e kompozyt jest zdolny do przeniesienia maksymalnego napr�enia po pkniciu matrycy równego wytrzyma�o�ci kompozytu przed pkniciem matrycy. Zwikszenie wytrzyma�o�ci kompozytu uzyska si wtedy, kiedy ilo�� wprowadzonych w�ókien bdzie od tej warto�ci wiksza.

Z ekonomicznego punktu widzenia ilo�� wprowadzanych w�ókien powinna by� mo�liwe jak najmniejsza. Obliczone warto�ci objto�ci krytycznej dla typowych w�ókien stosowanych do betonu (stalowych, szklanych, polipropylenowych) mie�ci si zwykle w zakresie 0,3 – 0,8%, przy za�o�eniu, �e s� to w�ókna ci�g�e u�o�one w jednym kierunku. S� to wic ilo�ci stosunkowo niewielkie. Z drugiej strony, w praktyce, mamy do czynienia z dodatkiem krótki w�ókien rozmieszczonych przypadkowo w trzech kierunkach, co znacznie obni�a efektywno�� wzmocnienia kompozytu przez w�ókna. Wspó�czynnik efektywno�ci takiego zbrojenia zwykle nie przekracza 20% warto�ci wyznaczonej dla w�ókien ci�g�ych u�o�onych jednokierunkowo. Dla wikszo�ci przypadków objto�� krytyczna w�ókien krótkich przy ich losowym rozmieszczeniu mie�ci si w zakresie 1–4%. S� to ilo�ci ju� stosunkowo du�e, i poza wzgldami ekonomicznymi wprowadzenie takiej ilo�ci w�ókien do mieszanki betonowej znacznie pogarsza jej urabialno�� a w�a�ciwa homogenizacja nastrcza du�e problemy technologiczne. W wikszo�ci przypadków ilo�� wprowadzanych w�ókien do betonu jest znacznie mniejsza od obliczonej objto�ci krytycznej, a ich rola polega nie na zwikszeniu wytrzyma�o�ci betonu na rozci�ganie, lecz na osi�gniciu zdolno�ci do przenoszenia mniejszych obci��e po pkniciu kruchej matrycy, poch�anianiu znacznie wikszych ilo�ci energii w procesie niszczenia kompozytu oraz na znacznej redukcji mikrospka skurczowych.

O du�ej energii pkania kompozytów w�óknistych decyduj� mechanizmy zwi�zane z tworzeniem nowych powierzchni (odrywanie w�ókien od matrycy, zerwanie w�ókien, pkanie matrycy) oraz wyci�ganie w�ókien z matrycy. Pewien udzia�, szczególnie w przypadku w�ókien polimerowych lub stalowych, ma równie� odkszta�cenie plastyczne

90

w�ókien. W pierwszym przypadku zwi�zane jest ono przede wszystkim z rozci�ganiem w�ókien, natomiast w przypadku w�ókien stalowych midzy innymi z odginaniem zagitych koców w�ókien w czasie ich wyci�gania z matrycy. Przekazywanie obci��enia na w�ókno odbywa si poprzez napr�enie �cinaj�ce na granicy w�ókno-matryca, a zatem oprócz doboru rodzaju i ilo�ci w�ókien pewien wp�yw na w�a�ciwo�ci mo�na osi�gn�� równie� poprzez modyfikacj matrycy w tym obszarze. W przypadku pojedynczych w�ókien, szczególnie bardzo cienkich, i przy stosowanych w praktyce wspó�czynnikach w/c, w wikszo�ci wypadków nie stwierdzono strefy kontaktowej o zmienionej mikrostrukturze w stosunku do zaczynu oddalonego od powierzchni w�ókna. Obserwowano natomiast kryszta�y wodorotlenku wapnia w obszarze strefy kontaktowej przede wszystkim dla wi�zek w�ókien szklanych oraz w niektórych przypadkach dla w�ókien stalowych [4]. W pierwszym przypadku, obecno�� portlandytu zwi�zana jest z wystpowaniem pustych przestrzeni midzy w�óknami szklanymi w wi�zce oraz efektem podci�gania kapilarnego cieczy porowej bogatej w jony wapniowe i pó�niejszej krystalizacji wodorotlenku wapnia w porach. Natomiast w przypadku w�ókien grubych (np. w�ókien stalowych o �rednicy 0,5 mm) dominuje efekt �ciany a wolne przestrzenie wokó� w�ókna zwi�zane s� z mniejszym upakowaniem produktów hydratacji cementu w matrycy. Przy stosowaniu superplastyfikatorów, intensywnym mieszaniu i modyfikacji powierzchniowej w�ókien oraz w przypadku w�ókien o mniejszych �rednicach efekt ten zazwyczaj nie wystpuje.

Specyficzn� cech� kompozytów cementowych, szczególnie z du�� zawarto�ci� w�ókien, jest zmienno�� ich w�a�ciwo�ci w czasie. Efekt ten zwi�zany jest przede wszystkim ze zjawiskiem zagszczania matrycy w miar postpu hydratacji cementu. Przy zachowaniu w�a�ciwych warunków pielgnacji, szczególnie w pocz�tkowym okresie, obserwuje si wzrost wytrzyma�o�ci kompozytów cementowych w d�ugim czasie. Z odmienn� sytuacj� mamy do czynienia w przypadku kompozytów w�óknistych, gdy� na w�a�ciwo�ci u�ytkowe istotny wp�yw maj� procesy zachodz�ce na styku w�ókna z matryc� cementow�. Ponadto zagszczaj�ca si matryca staje si coraz bardziej krucha. Zachowanie si kompozytów cementowych zbrojonych w�óknami po d�ugim czasie ró�ni si w zasadniczy sposób od betonów zwyk�ych. Mo�na wyodrbni� pewne prawid�owo�ci o charakterze ogólnym. Zwykle wyró�nia si trzy zasadnicze przypadki (schematycznie przedstawione na rys. 4).

Zmiany w�a�ciwo�ci kompozytów przede wszystkim zwi�zane s� z chemiczn� degradacj� powierzchniow� w�ókien, zmianami mikrostruktury w obrbie strefy kontaktowej w�ókno-matryca oraz zmianami objto�ci oraz spkaniami skurczowymi lub wywo�anymi poprzez obci��enia zewntrzne.

Rys. 4. Klasyfikacja zachowania d�ugoterminowego kompozytów cementowo-w�óknistych z uwagi

na wzgldn� zmian wytrzyma�o�ci (S) i odporno�ci na pkanie (T) [5]

91

Chemiczna degradacja w�ókien wywo�ana mo�e by� zasadniczo przez dwa mechanizmy zwi�zane z oddzia�ywaniem roztworów korozyjnych na ich powierzchni. Korozj wywo�ywa� mo�e bezpo�rednie oddzia�ywanie cieczy porowej o pH>13, ale równie� w�ókna mog� by� nara�one na dzia�anie innych roztworów korozyjnych np. chlorków, które penetruj�c mikrospkania w zaczynie dostaj� si w bezpo�rednie s�siedztwo w�ókien. Te niekorzystne zjawiska mog� prowadzi� do sytuacji przedstawionej na rys. 4 jako Typ I d�ugoterminowego zachowania si kompozytu. O ile spadek wytrzyma�o�ci kocowej jest znaczny, i siga warto�ci 30-50% ustabilizowanej warto�ci pocz�tkowej, to odporno�� na pkanie po d�ugim okresie spada praktycznie do zera.

3. Betony z du�� zawartoci� w�ókien stalowych

Typowe w�ókna stalowe do wzmacniania betonu produkuje si ze stali wglowej lub jej stopów. W wikszo�ci aplikacji nie jest wymagane stosowanie specjalnych zabezpiecze chroni�cych przed korozj� stali z uwagi na wysokie pH panuj�ce w �rodowisku zaczynu cementowego w betonie. W przypadku specjalnych zastosowa np. betonów ogniotrwa�ych, lub betonów pracuj�cych w szczególnie agresywnych �rodowiskach, mo�na stosowa� w�ókna modyfikowane powierzchniowo pow�ok� metaliczn� o wikszej odporno�ci. Wytrzyma�o�� na rozci�ganie w�ókien stalowych, w zale�no�ci od ich �rednicy i sk�adu zwykle mie�ci si w przedziale 500-2400 MPa, a odkszta�cenie przy zerwaniu mo�e wynosi� nawet kilkana�cie procent. Kszta�t w�ókien, i ich wymiary, bezpo�rednio wp�ywaj� na objto�� w�ókien, któr� mo�na wprowadzi� do betonu, zapewniaj�c im jednocze�nie dobr� homogenizacj. W�ókna stalowe produkuje si zwykle w zakresie �rednic 0,25-1,0 mm i d�ugo�ci od kilku do kilkudziesiciu milimetrów. W przypadku w�ókien produkowanych w wyniku cicia drutu stalowego lub blachy, w wielu przypadkach wprowadza si dodatkow� deformacj samych koców w�ókien, lub na ca�ej ich d�ugo�ci (np. w�ókna falowane). Zabieg ten w zasadniczy sposób zwiksza przyczepno�� w�ókien do matrycy cementowej, powoduj�c ich mechaniczne kotwienie, co w bezpo�redni sposób przek�ada si na wzrost pracy zniszczenia betonu. Utrudnia to natomiast równomierne rozprowadzenie w�ókien w mieszance betonowej.

W celu osi�gnicia istotnego polepszenia odporno�ci na kruche pkanie betonu oraz zwikszenia jego pracy zniszczenia, konieczne jest wprowadzenie stosunkowo du�ej ilo�ci w�ókien. Równocze�nie, �wie�a mieszanka betonowa powinna mie� zapewnion� wymagan� urabialno��. Mimo wieloletniej praktyki w stosowaniu w�ókien stalowych do betonu jest to ci�gle g�ówny problem tej technologii. W�ókna stalowe maj� tendencj do zbijania si w grupy tzw. je�e, wprost oddaj�ce istot problemu ich dystrybucji. W konsekwencji, znaczna cz�� w�ókien w matrycy betonu bdzie w formie skupie, midzy którymi pozostan� puste przestrzenie, a z uwagi na mniejsz� liczb w�ókien stykaj�c� si bezpo�rednio z matryc� cementow� - proces przenoszenia napr�e przez w�ókna bdzie ograniczony. W kompozycie takim bd� zatem, z jednej strony wystpowa� obszary, w których zbite w k�bki w�ókna bd� pracowa� nieefektywnie, z drugiej strony za�, miejsca, w których ilo�� w�ókien bdzie znacznie mniejsza od projektowanej warto�ci.

Stosuj�c tradycyjne techniki mieszania bez zmiany receptury betonu, w zale�no�ci od rodzaju i d�ugo�ci w�ókien, mo�na wprowadzi� oko�o 0,5% obj. w�ókien. Przy wikszych ilo�ciach, konieczna jest modyfikacja stosu ziarnowego kruszywa (zwikszenie frakcji drobnej) oraz stosowanie efektywnych superplastyfikatorów. W sprzyjaj�cych warunkach, maksymalna objto�� w�ókien mo�liwa do wprowadzenia w typowym mieszalniku, nie

92

przekracza poziomu 1,5-2%. Podstawowym powodem zbijania si w�ókien stalowych w mieszance betonowej, co w konsekwencji prowadzi do ich niejednorodnego rozmieszania w stwardnia�ym betonie, jest fakt, �e zbijanie w�ókien zachodzi jeszcze przed ich wprowadzeniem do mieszanki. Dodatkowo, na efekt rozmieszania wp�yw mo�e mie� za szybkie dodawanie du�ej ilo�ci w�ókien, lub stosowanie niew�a�ciwego rodzaju mieszalnika. Istotna jest równie� kolejno�� dodawania sk�adników, przy czym w�ókna nie powinny by� dodawane jako pierwsze. Wiksz� tendencj do zbijania si w grupy maj� w�ókna d�u�sze i ze zdeformowanymi kocami lub falowane. Nale�y podkre�li�, �e je�li do betonu zostan� wprowadzone sk�bione w�ókna, to w procesie mieszania si�y �cinania dzia�aj�ce na sk�adniki mieszanki betonowej s� za ma�e, aby je rozbi� na pojedyncze w�ókna. Efekt ten jest minimalizowany np. poprzez stosowanie w�ókien citych z blachy, sklejonych ze sob� w pasma za pomoc� lepiszcza organicznego, ulegaj�cego szybkiemu rozpuszczeniu w wodzie podczas mieszania betonu.

a) b)

Rys. 5. Wp�yw zawarto�ci w�ókien stalowych na urabialno�� mieszanki betonowej [6]

a) w zale�no�ci od maksymalnej �rednicy ziarna kruszywa, b) wp�yw stosunku l/d w�ókna W�ókna stalowe wprowadzone w du�ej ilo�ci i o du�ym stosunku d�ugo�ci do �rednicy,

silnie ograniczaj� urabialno��. Z praktycznego punku widzenia, w�ókna o stosunku l/d wikszym od 100 ograniczaj� j� na tyle, �e stosowanie ich do betonu jest nieefektywne. W zale�no�ci od �rednicy kruszywa grubego, istnieje pewien zakres ilo�ci wprowadzonych w�ókien, w którym urabialno�� mieszanki zmienia si stosunkowo w niewielkim stopniu. Po przekroczeniu warto�ci progowej nastpuje gwa�towne pogorszenie urabialno�ci.

Rys. 6. System BESAB dozowania w�ókien stalowych do natrysku mieszanki betonowej [7]

93

W celu wprowadzenia wikszej ilo�ci w�ókien mo�na zastosowa� specjalne metody mieszania lub wykonywania betonu. Przyk�adem jest technika betonu natryskowego, w której, w celu wprowadzenia du�ej ilo�ci w�ókien, stosuje si specjalne systemy dozowania np. w formie bbna zasilaj�cego. Na rys. 6 przedstawiono schemat systemu dozowania w�ókien stalowych bezpo�rednio do dyszy. Wed�ug danych producenta, t� technik� mo�na wprowadza� w�ókna o maksymalnym stosunku l/d równym 125 do 4% obj. Podstawow� korzy�ci� jest bardzo du�e podniesienie odporno�ci betonu na pkanie. Implikuje to wikszo�� zastosowa, w których w�ókna stalowe pe�ni� rol wzmocnienia, przede wszystkim dla obci��e dynamicznych. Do typowych zastosowa zaliczy� mo�na betonowe nawierzchnie drogowe, p�yty lotnisk, obudow kana�ów betonowych i tuneli oraz fundamenty maszyn pracuj�cych okresowo lub z du�� wibracj�.

Rys. 7. Wp�yw dodatku w�ókien stalowych na w�a�ciwo�ci fibrobetonu a) wytrzyma�o�� na zginanie, b) wzgldna odporno�� na pkanie betonu. W – udzia� w�ókien, l/d – stosunek d�ugo�ci do �rednicy

w�ókien [8]

Wprowadzenie znacznie wikszej ilo�ci w�ókien, nawet do 20% mo�na uzyska� stosuj�c technik infiltracji w�ókien (Slurry Infiltrated Fibrous Concrete – SIFCON), w której w�ókna stalowe umieszcza si w formie, a nastpnie form t� wype�nia silnie splastyfikowan� zapraw� cementow� lub zaczynem cementowym. Po stwardnieniu, uzyskuje si materia� o bardzo du�ej odporno�ci na pkanie i wyj�tkowo du�ej zdolno�ci do poch�aniania energii w trakcie niszczenia. Odmian� tej techniki jest beton zbrojony matami tzw. Slurry Infiltrated Mat Concrete (SIMCON). w której w�ókna stalowe wprowadzone s� w formie cienkich mat. Metody te, poza bardzo specjalnymi zastosowaniami, np. wojskowymi, znajduj� ograniczone zastosowanie.

Wzmocnienie efektu zbrojenia w�óknami stalowymi mo�na osi�gn�� równie� poprzez jednoczesn� modyfikacj matrycy betonu. Rozwiniciem technologii betonów z dodatkiem w�ókien jest wprowadzenie dodatkowych sk�adników tzw. proszków reaktywnych (betony RPC) oraz obróbki hydrotermalnej, dziki czemu, uzyskuje si betony o bardzo du�ej wytrzyma�o�ci na zginanie i bardzo wysokiej udarno�ci. Z uwagi na unikalne w�a�ciwo�ci, technologia ta, poza nielicznymi przypadkami, znajduje zastosowanie g�ównie w in�ynierii militarnej (schrony, bariery wybuchowe) oraz przy budowie skarbców i sejfów.

Lista zastosowa betonu z w�óknami stalowymi jest bardzo d�uga i zale�y od inwencji projektantów i konstruktorów. Nale�y jednak pamita�, �e praktycznym limitem zastosowa jest kryterium ekonomiczne. Dodatek w�ókien na poziomie 1% zwiksza cen betonu oko�o dwukrotnie.

94

4. Betony z du�� zawartoci� w�ókien szklanych

Pojedyncze w�ókna szklane maj� zwykle przekrój okr�g�y, a ich �rednica mie�ci si zazwyczaj w przedziale 5-20 �m. D�ugo�� w�ókien szklanych, w zale�no�ci od aplikacji zwykle nie przekracza 50 mm. Wytrzyma�o�� elementarnego w�ókna silnie zale�y od jego �rednicy i mikrouszkodze powierzchniowych. W�ókna szklane o typowym sk�adzie cechuj� si wytrzyma�o�ci� rzdu 1500-2200 MPa. Czsto w�ókna pokrywane s� specjaln� preparacj� powierzchniow� tzw. apretur�, w celu zapewnienia dobrej wspó�pracy z matryc� cementow�.

Podstawowym kierunkiem zastosowa betonu z w�óknem szklanym jest produkcja prefabrykatów betonowych: cienko�ciennych p�yt elewacyjnych, skorupowych elementów architektonicznych oraz p�yt i kraw�ników drogowych. Inne zastosowania betonu z w�óknami szklanymi spotykane s� raczej sporadycznie. W odró�nieniu od typowych zastosowa betonu, który przede wszystkim obci��any jest si�ami �ciskaj�cymi, elementy GRC (Glass Reinforced Concrete) projektowane s� do pracy na zginanie. Cech� szczególn� kompozytów cementowych z w�óknami szklanymi jest stosunkowo du�a zawarto�� w�ókien (3-5%), pozwalaj�ca na osi�gnicie wytrzyma�o�ci na zginanie na poziomie 15-20 MPa. Zazwyczaj stosunek spoiwa do kruszywa o maksymalnym wymiarze ziarna 4 mm, jest bliski 1,0, a wspó�czynnik w/c zapewniaj�cy odpowiednie w�a�ciwo�ci reologiczne nie przekracza warto�ci 0,35.

Generalnie, mo�na wyró�ni� kilka podstawowych metod stosowanych do produkcji elementów betonowych z w�óknami szklanymi. Metody produkcji tych kompozytów, w wikszo�ci przypadków, s� zaadoptowanymi technikami stosowanymi w technologii kompozytów polimerowych. Niezale�nie od wariantów technologicznych mo�na wyró�ni� natryskiwanie betonu równocze�nie z w�óknami, wytwarzanie elementów z wymieszanych tradycyjnie sk�adników z w�óknami (tzw. premix), wytwarzanie elementów betonowych metod� ekstruzji (równie� rur) oraz wysycanie zapraw� cementow� mat z w�ókna szklanego.

Najcz�ciej stosowan� technik� produkcji elementów GRC jest natrysk mieszanki betonowej równocze�nie z ciciem w�ókien. W technice tej wi�zka w�ókien szklanych podawana jest do pistoletu natryskowego zaopatrzonego w wiruj�c� g�owic tn�c�. D�ugo�� w�ókien szklanych regulowana jest �rednic� g�owicy oraz ilo�ci� no�y tn�cych umocowanych na jej obwodzie. Stosuje si pistolety pozwalaj�ce natryskiwa� mieszank betonow� w uk�adzie koncentrycznym, tzn. pocite w�ókna kierowane s� �rodkiem strumienia, a mieszanka betonowa wokó� strugi w�ókien lub uk�ad z dwoma dyszami. Natrysk w uk�adzie koncentrycznym zapewnia mniejsze straty materia�u, g�ównie w�ókien, w stosunku do metody z dwoma niezale�nymi dyszami, ponadto uzyskuje si lepsz� kontrol ilo�ci i jednorodno�ci osadzanego materia�u, a tym samym grubo�ci wyrobu. W przypadku wyrobów cienko�ciennych, których grubo�� jest niewielka, np. 12 mm, przyk�adowe pogrubienie wyrobu o 2 mm, powoduje wzrost zu�ycia materia�u ponad 15%. Produkcja elementów cienko�ciennych metod� natryskiwania betonu cho� w za�o�eniach jest do�� prosta, w rzeczywisto�ci nastrcza du�o problemów. Podstawowym z nich jest zapewnienie jednorodno�ci mieszanki oraz sta�ej grubo�ci wyrobu. W celu usunicia powietrza z wyrobów formowanie odbywa� si mo�e z jednoczesnym zagszczaniem na stole wibracyjnym. Technik� ta mo�na wprowadzi� do 5% w�ókien do mieszanki betonowej.

95

Pewnym rozwiniciem techniki GRC otrzymywanego technik� natrysku jest stosowanie pokrycia powierzchniowego elementów betonowych [9]. W tym przypadku, kompozyt stanowi�cy kilkumilimetrow� os�on elementu �elbetowego ogranicza powstawanie zarysowa belek �elbetowych.

Rzadziej stosowana jest technika premix, polegaj�ca na wymieszaniu mieszanki betonowej z krótkimi w�óknami w mieszalniku. Istotnym elementem zapewniaj�cym dobr� homogenizacj jest sposób wprowadzania w�ókien do mieszanki betonowej. Poza najprostszym dozowaniem rcznym, stosuje si tu techniki dozowania wagowego z podajnikiem wibracyjnym, lub cicia w�ókien bezpo�rednio przed dozowaniem.

a) b)

Rys. 8. Sposoby dozowania w�ókien szklanych wprost do mieszanki betonowej a) w�ókien krótkich z dwoma wibratorami, b) z ciciem wi�zki w�ókien [10]

W obu metodach bardzo istotna jest kolejno�� dozowania sk�adników oraz

synchronizacja czasu mieszania z ilo�ci� wprowadzanym w�ókien. W przypadku dozowania wibracyjnego zwykle stosuje si uk�ad dwu wibratorów. Zadaniem pierwszego wibratora jest sukcesywne podawanie wcze�niej odwa�onego materia�u, natomiast drugi wibrator, o czstotliwo�ci wikszej od pierwszego ma za zadanie rozpraszanie w�ókien podawanych do mieszalnika. Dziki takiemu uk�adowi bezpo�rednio do masy wprowadza si w�ókna wstpnie rozproszone, dziki czemu eliminuje lub znacznie ogranicza si zjawisko sk�biania w�ókien podczas mieszania.

W drugim przypadku, cicia w�ókien odbywa si bezpo�rednio nad mieszalnikiem, dziki czemu w�ókna mo�na wprowadza� równomiernie do masy. Wydajno�� cicia musi by� tak dobrana, aby nie powodowa� trudno�ci w mieszaniu. O ilo�ci wprowadzonych w�ókien decyduje czas pracy i wydajno�� g�owicy tn�cej, zatem zwykle urz�dzenia tego rodzaju sterowane s� przez uk�ad czasowy. Na rys. 8 przedstawiono schematycznie stosowane sposoby bezpo�redniego dozowania w�ókien do mieszalnika mieszanki betonowej. Ilo�� w�ókien wprowadzanych t� metod� w zale�no�ci od ich d�ugo�ci, nie przekracza poziomu 3-4%.

W przypadku kompozytów cementowych z w�óknami szklanymi citymi z rovingu (wi�zki) o efektywno�ci zbrojenia decyduje przede wszystkim rozbicie pocitych wi�zek na pojedyncze w�ókna. Si�y �cinaj�ce podczas mieszania lub si�y wystpuj�ce w strudze natryskiwanego materia�u s� niewystarczaj�ce aby skutecznie rozproszy� pocit� wi�zk na elementarne w�ókna. Dodatkowo obecno�� pustych przestrzeni midzy w�óknami u�o�onymi równolegle w nie rozbitych wi�zkach mo�e by� przyczyn� uprzywilejowanej krystalizacji portlandytu, co dodatkowo zmniejsza przyczepno�� w�ókien do matrycy.

96

Rys. 9. Typowy przebieg krzywej napr�enie-odkszta�cenie dla kompozytów GRC

Zwykle, przy wystarczaj�co du�ym wspó�czynniku w/c obserwowana jest strefa kontaktowa o zmienionym sk�adzie w stosunku do miejsc oddalonych od powierzchni w�ókien [11]. Te niekorzystne efekty powoduj� konieczno�� wprowadzania wikszych ni� wynika�o by to z za�o�e ilo�ci w�ókien szklanych do matrycy.

5. Betony z w�óknami syntetycznymi

Pierwsze prace dotycz�ce stosowania w�ókien syntetycznych prowadzone by�y ju� w latach 70-tych ubieg�ego wieku [12]. W�ókna z tworzyw sztucznych znajduj� dzi� zastosowanie do�� powszechnie. Produkuje si w�ókna z wielu tworzyw, o znacznie ró�ni�cych si w�a�ciwo�ciach. W zdecydowanej wikszo�ci stosuje si w�ókna polipropylenowe, o niskim module spr�ysto�ci. Podstawowym zadaniem tych w�ókien, dodawanych do betonu w stosunkowo niewielkich ilo�ciach (zwykle 0,1%), jest ograniczenie powstawania spka skurczowych. Niemniej jednak przy du�ej zawarto�ci w�ókien polipropylenowych równie� uzyskuje si efekt zbrojenia. Stosuj�c w�ókna z tworzyw o wy�szym module spr�ysto�ci od zaczynu cementowego (np. w�ókna PAN, PVA), i przy ich wikszych udzia�ach objto�ciowych (3-6%), uzyskuje si efekt znacznego zwikszenia pracy zniszczenia, i w niektórych przypadkach, polepszenia wytrzyma�o�ci na zginanie.

Rys. 10. Wp�yw ilo�ci w�ókien polipropylenow. na przebieg krzywej napr�enie-odkszta�cenie [13]

97

Mimo s�abej przyczepno�ci w�ókien polipropylenowych do zaczynu cementowego, uzyskuje si zadowalaj�ce rezultaty z ich stosowania. Zasadnicz� rol w hamowaniu propagacji szczelin skurczowych w materiale odgrywa mechaniczne kotwienie w�ókien, �atwo ulegaj�cych wyginaniu w procesie ich mieszania. Znacznie wiksz� efektywno�ci� cechuj� si w�ókna fibrylowane, tworz�ce swego rodzaju sie� w matrycy cementowej, blokuj�c rozwój spka. W tym przypadku, energia poch�aniana w czasie wyci�gania w�ókna wydatkowana jest dodatkowo na odrywanie cz�ci w�ókien oraz ich odkszta�canie. Uzyskiwane warto�ci pracy zniszczenia kompozytu przy ma�ych dodatkach w�ókien (0,1%) s� praktycznie porównywalne z betonem bez w�ókien. Dopiero wprowadzenie znacznie wikszych ilo�ci (powy�ej 1%) pozwala na uzyskanie zauwa�alnego zwikszenia tego parametru.

Kompozyty cementowe z dodatkiem w�ókien na poziomie 6% maj� wiksza wytrzyma�o�� na zginanie od matrycy i bardzo du�a prac zniszczenia, niemniej jednak istotnym ograniczeniem technologicznych jest mo�liwo�� homogenizacji tak du�ej ilo�ci w�ókien w mieszance. Jak ju� wcze�niej wspomniano, w�ókna polipropylenowe dodaje si w ilo�ciach 0,1-0,3% w celu redukcji powstawania mikrospka skurczowych. Ju� wprowadzenie takich niewielkich ilo�ci w�ókien do mieszanki betonowej powoduje pogorszenie urabialno�ci mieszanki. Zmiana urabialno�ci ma charakter liniowy, proporcjonalny do ilo�ci w�ókien. W zale�no�ci od d�ugo�ci w�ókien, a tym samym od ich liczby w jednostce objto�ci, powy�ej 0,4% mieszanka betonowa jest na tyle zwarta, �e zachowuje swój kszta�t.

Rys. 11. Wp�yw ilo�ci w�ókien polipropylenowych na urabialno�� mieszanki betonowej [14]

Efekt ten mo�e by� wykorzystany do wytwarzania elementów betonowych metod� ekstruzji w sposób ci�g�y, np. kraw�ników lub barier betonowych wzd�u� autostrad [15]. Równie� z tak gstych mieszanek mo�na wytwarza� prefabrykaty betonowe np. p�yty, rury lub elementy kana�ów poprzez ich wyciskanie z odpowiednio ukszta�towanego ustnika.

Dodatek w�ókien polipropylenowych do betonu praktycznie mo�e by� stosowany w ka�dej aplikacji, i bdzie korzystnie wp�ywa� na wikszo�� cech betonu poprzez ograniczenie spka skurczowych. Jednak istniej� pewne obszary zastosowa, gdzie dodatek w�ókien jest preferowany. S� to przede wszystkim betonowe nawierzchnie drogowe, p�yty terminali magazynowych i innych rozleg�ych powierzchni. Wprowadzaj�c w�ókna mo�na zwikszy� odleg�o�� midzy dylatacjami, a ewentualne szczeliny skurczowe je�li wyst�pi�, bd� mia�y znacznie mniejsz� szeroko��. Dodatkowo, uzyskuje si efekt

98

ograniczenia pylenia z powierzchni betonu po stwardnieniu dziki ograniczeniu sedymentacji sk�adników mieszanki oraz jej wikszej jednorodno�ci. Dziki ograniczeniu spka skurczowych, trwale pozostaj�cych w materiale, beton z dodatkiem w�ókien cechuje si zwikszon� trwa�o�ci� w stosunku do betonu zwyk�ego. Obecno�� s�abych granic midzy w�óknami polipropylenowymi a matryc� cementow� dzia�a równie� hamuj�co na rozprzestrzenianie si spka wywo�anych czynnikami zewntrznymi. Betony takie cechuj� si wiksz� mrozoodporno�ci� oraz odporno�ci� na dzia�anie obci��e cyklicznych. Równie�, z uwagi na wiksza jednorodno�� i szczelno�� betonu z w�óknami, zwikszona jest si jego odporno�� na dzia�anie agresywnych roztworów wywo�uj�cych korozj chemiczn�.

W�ókna z tworzyw sztucznych nie s� odporne na podwy�szona temperatur i ogie. Wada ta okazuje si przydatna w przypadku bezpo�redniego dzia�ania ognia na beton. W�ókna pod wp�ywem ognia ulegaj� wypaleniu, a puste miejsca po nich tworz� drogi ewakuacji pary wodnej, odprowadzanej z obszarów po�o�onych g�biej w materiale. Zapobiega� to mo�e eksplozywnemu niszczeniu betonu na skutek wzrastaj�cego lokalnie ci�nienia pary wodnej.

Spo�ród innych rodzajów w�ókien najcz�ciej stosowane s� w�ókna winylowe (PVA) i poliakrylonitrylowe (PAN). S� to w�ókna wysokomodu�owe, których wytrzyma�o�� na rozci�ganie mie�ci si w granicach 700-1500 MPa, a modu� spr�ysto�ci przekracza 20 GPa. W odró�nieniu od innych w�ókien syntetycznych, w�ókna PVA cechuje du�a przyczepno�� do matrycy cementowej, przez co, mimo ich stosunkowo du�ej wytrzyma�o�ci, w procesie niszczenia betonu, w przewa�aj�cej wikszo�ci bd� zrywane. Pozwala to na uzyskanie wytrzyma�o�ci na zginanie rzdu 15-20 MPa, przy zawarto�ci w�ókien nie przekraczaj�cej 4%. W�ókna PVA ulegaj� dobrej dyspersji w typowych mieszalnikach, bez konieczno�ci stosowania specjalnych zabiegów u�atwiaj�cych ich rozmieszanie. S� równie� czsto wykorzystywane w kompozytach typu HP-FRC, szczególnie w formie mikrow�ókien. Jednym z istotnych zastosowa w�ókien winylowych jest substytucja azbestu w technologii wytwarzania p�yt w�óknisto-cementowych. Kancerogenne w�ókna azbestowe zastpowane s� przez mieszank w�ókien PVA z w�óknami celulozowymi. W�ókna winylowe pe�ni� funkcj zbroj�c�, nadaj�c� wymagan� wytrzyma�o�� p�yt, a w�ókna celulozowe s� w�óknami procesowymi, których zadaniem jest filtracja cementu z zawiesiny. W�a�ciwo�ci mechaniczne p�yt zbrojonych mieszank� w�ókien PVA i celulozowych s� porównywalne z wcze�niej wytwarzanymi p�ytami azbestowo-cementowymi. Mieszaniny ró�nych w�ókien stosuje si nie tylko jako substytut azbestu. W niektórych przypadkach wykorzystuje si zjawisku synergii oddzia�ywania w�ókien midzy sob�. Dodatek w�ókien mieszanych, czyli tzw. zbrojenie hybrydowe realizowane jest zasadniczo na dwa sposoby. W pierwszym wykorzystuje si w�ókna o znacznie ró�ni�cych si �rednicach (i zwykle (d�ugo�ciach), uzyskuj�c zbrojenie na ró�nych poziomach mikrostruktury matrycy cementowej, np. mikrow�ókna PVA o �rednicy 12 �m, i grube w�ókna o �rednicy 400 �m. W drugim przypadku miesza si ze sob� w�ókna o ró�nym module spr�ysto�ci, odkszta�caj�ce si w procesie niszczenia których zadaniem jest mostkowanie szczelin i w�ókna wytrzyma�e, które bd� zrywane. Dziki takiej konfiguracji uzyskuje si materia�, zdolny do przenoszenia stosunkowo du�ych obci��e w szerokim zakresie odkszta�ce. W�ókna syntetyczne równie� czsto miesza si z innymi rodzajami w�ókien, np. w�óknami stalowymi.

99

6. Betony z innymi rodzajami w�ókien

Coraz cz�ciej pojawiaj� si prac, w których przedstawiono mo�liwo�ci stosowania w�ókien wglowych jako zbrojenia zapraw i betonu. W�ókna te efektywnie podnosz� wytrzyma�o�� na zginanie i prac zniszczenia przy udzia�ach rzdu 1-2%. W�ókna wglowe s� trwa�e, o du�ej wytrzyma�o�ci na rozci�ganie (powy�ej 1,5 GPa) i wysokim module spr�ysto�ci. Dziki niskiemu przewodnictwu elektrycznemu, przy dodatku przekraczaj�cym próg perkolacji, ca�kowicie zmieniaj� w�a�ciwo�ci elektryczne kompozytów cementowych. W odró�nieniu od znacznie grubszych w�ókien stalowych, dodatek na poziomie 0,5-1% jest wystarczaj�cy, aby zapewni� stykanie si w�ókien ze sob� w matrycy cementowej. Pozwala to na unikalne wykorzystanie betonu do monitoringu stanu napr�e. Przyk�adowo, beton z dodatkiem 1% w�ókien wglowych mo�e by� wbudowany w formie belki w nawierzchni autostrady, a pomiar zmian oporu elektrycznego tego elementu mo�e s�u�y� do wa�enia przeje�d�aj�cych aut bez zwalniania [16]. Innym, ciekawym zastosowaniem kompozytu cementowego z w�óknami wglowymi jest wykorzystanie jego w�a�ciwo�ci termoelektrycznych do pomiaru temperatury przegród budowlanych b�d� betonowych elementów masywnych [17]. Podobnie zreszt� mo�na wykorzysta� bardzo cienkie w�ókna stalowe [18].

Coraz cz�ciej stosowane s� równie� w�ókna celulozowe. Zwykle poddaje si je mineralizacji w celu poprawy ich w�a�ciwo�ci u�ytkowych. Mimo dostpno�ci i niskiego kosztu znajduj� ograniczone zastosowanie do betonu ze wzgldu na zmian ich wymiarów liniowych wywo�an� zmianami wilgotno�ci. G�ówne zastosowanie w�ókien celulozowych to produkcja prefabrykowanych elementów cienko�ciennych.

7. Podsumowanie

Wprowadzenie du�ych ilo�ci w�ókien krótkich, powy�ej objto�ci krytycznej, do matrycy cementowej zwi�zane jest ze stosowaniem specjalnych zabiegów, prowadz�cych do ich równomiernego rozmieszczenia. Dziki temu uzyskuje si efektywne zwikszenie kocowej wytrzyma�o�ci na zginanie oraz znaczny wzrost pracy zniszczenia i udarno�ci. Nale�y jednak pamita�, �e tylko w niektórych przypadkach, rozwi�zania takie bd� uzasadnione z ekonomicznego punktu widzenia.

Literatura [1] ACI Committee 544, State of the art report on Synthetic Fiber-Reinforced Concrete.

ACI, Farmington Hills, MI 2005 [2] Kelly A.: Strong solids. Oxford University Press, Oxford 1973 [3] Pichór W., Dyczek J.: Budowa strefy kontaktowej w�ókno-zaczyn w kompozytach

cementowych z w�óknami polimerowymi. Mat. konf. „Materia�y budowlane - nowe kierunki w chemii i technologii”, 268-283, Kraków AGH 1999

[4] Bentur A., Diamond S., Mindess S.: Cracking process in steel fibre reinforced cement paste. Cem. Concr. Res., 15, 1985, 331-342

[5] Bentur A., Mindess S.: Fibre reinforced cementitious composites. 2 ed. MCT 15, Taylor & Francis, London and New York, 2007

[6] Edgington J., Hannant D.J., Williams R.I.T.: Steel fibre reinforced concrete. Current paper CP69/74, Building Research Establishment, Garston, Watford 1974

100

[7] Edgington J.: Economic fibrous concrete. Proc. Conf. on Fibre Reinforced Materials, ICE, London, 1977, 115-126

[8] Johnston C.D.: Steel fiber reinforced mortar and concrete. ACI, SP 44, Detroit 1974 [9] Boyd A.J., Banthia N., Mindess S.: Retrofit of shear strength deficient RC beams with

sprayed GFRP. Proc. Int. Symp. “Brittle Matrix Composites 9”, Warsaw 2009, 1-9 [10] Guide to premix manufacture. Cem-FIL® GRC Technical data, 2005 [11] Bentur A., Mindess S., Banthia N., The interfacial transition zone in fibre reinforced

cement and concrete. Engineering and transport properties of the interfacial transition zone in cementitious composites. RILEM publications, Bagneux, France, Report 20, 1999, 89-112

[12] Hannant D.J.: Fibre cements and fibre concretes. J.Willey and sons, Chichester 1978 [13] Dave N.J., Ellis D.G.: Polypropylene fiber reinforced cement. Int. J. Cem. Comp., 1,

1979, 19-28 [14] Spadea G., Frigione G.: Mechanical and rheological behaviour of polypropylene fibre

reinforced concrete. Il cemento, 2, 1987, 173-185 [15] Materia�y informacyjne firmy Synthetic Industries, USA [16] Zeng-Qiang Shi, Chung D.D.L.: Carbon fiber-reinforced concrete for traffic

monitoring and weighing in motion. Cem. Concr. Res. 29, 1999, 435-439 [17] Sun M., Li Z., Mao Q., Shen D.: Thermoelectric percolation phenomena in carbon

fiber-reinforced concrete. Cem. Concr. Res. 28, 1998, 1707-1712 [18] Sihai Wen, Chung D.D.L.: Seebeck effect in steel fiber reinforced cement. Cem.

Concr. Res. 30, 2000, 661-664

PROPERTIES OF HIGH VOLUME FIBERS REINFORCED CEMENT COMPOSITES

Summary

This paper describes the technological problems and properties of fiber reinforced cement composites with relatively high volume of fibers. The methods of composites production and typical applications are also presented. The mechanical and rheological properties are particularly discussed.

101

Tomasz Zdeb1

TEORETYCZNE PODSTAWY TECHNOLOGII BETONÓW Z PROSZKÓW REAKTYWNYCH ORAZ WYBRANE W�A�CIWO�CI TYCH KOMPOZYTÓW

1. Wstp

Jedn� z najbardziej nowoczesnych grup kompozytowych tworzyw z matryc� cementow� stanowi� obecnie betony z proszków reaktywnych (RPC – Reactive Powder Concrete) nale��ce do grupy UHPC (Ultra High Performance Concrete). Materia�y te klasyfikowane s� czsto jako tzw. ceramika niskotemperaturowa. Mo�liwo�ci wykonywania takich materia�ów stworzy� przede wszystkim postp w technologii spoiw cementowych, dostpno�� wysokoefektywnych domieszek up�ynniaj�cych oraz szerokie rozpoznanie mechanizmów oddzia�ywania dodatków mineralnych na mikrostruktur i w�a�ciwo�ci tworzyw cementowych.

Ten wielosk�adnikowy materia�, swoj� przecitn� wytrzyma�o�� na �ciskanie utrzymuje na poziomie oko�o 150 do 200 MPa. Wed�ug dostpnych informacji, jedynym produkowanym na skal przemys�ow� tworzywem typu BPR jest materia� Ductal ® francuskiej firmy Lafarge [1].

2. Podstawowe za�o�enia le��ce u podstaw teorii i technologii wytwarzania tworzyw typu BPR

Podobnie jak znana od wielu ju� lat grupa betonów wysokowarto�ciowych (BWW)

kompozyty BPR, stanowi� efekt wieloletnich bada zwi�zanych z poszukiwaniem �rodków pozwalaj�cych na redukowanie mankamentów typowych dla tradycyjnego cementowego betonu zwyk�ego. Swoj� bardzo wysokie cechy wytrzyma�o�ciowe tworzywa te zawdziczaj� przede wszystkim:

� minimalizowaniu porowato�ci kompozytu, g�ównie na drodze obni�enia warto�ci wska�nika wodno-spoiwowego przy równoczesnym stosowaniu odpowiednich wysokoefektywnych superplastyfikatorów oraz przez ewentualne prasowanie mieszanki w pocz�tkowym okresie hydratacji cementu,

� korzystnej modyfikacji mikrostruktury spoiwowej matrycy tworzywa uzyskiwan� na drodze stosowania odpowiedniej obróbki hydrotermalnej,

1 dr in�., Politechnika Krakowska, [email protected]


Gliwice 2011

102

� zwikszeniu gsto�ci upakowania mieszaniny suchych sk�adników ziarnistych na drodze odpowiedniego doboru ich uziarnienia,

� zwikszeniu jednorodno�ci materia�u przez zastosowanie tylko bardzo drobnego kruszywa o �rednicy nie przekraczaj�cej ok. 600 μm,

� obni�eniu krucho�ci otrzymanego, dojrza�ego materia�u przez dodanie w�ókien o odpowiednich w�a�ciwo�ciach, kszta�tach i wymiarach. W dalszym ci�gu przedstawiono bardziej szczegó�owo mo�liwo�ci realizacji

wymienionych za�o�e.

2.1. Minimalizowanie porowatoci kompozytu

Skuteczn� metod� usuwania powietrza z mieszanki betonowej jest jej pró�niowanie podczas mieszania. Ze wzgldu na konieczno�� posiadania odpowiedniego oprzyrz�dowania, metoda ta jest niezwykle rzadko opisywana w literaturze. Wed�ug autorów [15] obni�enie ci�nienia do warto�ci 50 mbar pozwala na zredukowanie ilo�ci powietrza poni�ej 1% obj., przy wprowadzonej ilo�ci w�ókien stalowych nawet do 10% obj.

Inny sposób usuwania powietrza z mieszanki BPR polega na jej prasowaniu. Jak podaje Richard [14] metoda ta, oprócz znacznego ograniczenia porowato�ci stwardnia�ego materia�u, pozwala tak�e na usunicie nadmiarowej ilo�ci wody z próbki. Ponadto, d�ugotrwa�e prasowanie (24h) powoduje kompensacj napr�e skurczowych.

Dziki zastosowaniu nowej generacji superplastyfikatorów ilo�� wody zarobowej w materia�ach typu BPR jest drastycznie obni�ona w porównaniu z betonami tradycyjnymi. Przecitny wspó�czynnik wodno – spoiwowy nie przekracza warto�ci 0,28 i wynosi zazwyczaj oko�o 0,20. Tak ma�a ilo�� wody, szczególnie w wy�szych temperaturach dojrzewania, ulega ca�kowicie przereagowaniu z cementem, co ogranicza mo�liwo�� tworzenia si porów kapilarnych powstaj�cych w wyniku odparowywania nadmiaru nie przereagowanej wody. 2.2. Modyfikacja mikrostruktury spoiwowej matrycy tworzywa na drodze stosowania

odpowiedniej obróbki termicznej

Dojrzewanie betonu z proszków reaktywnych w �rodowisku pary wodnej w podwy�szonej temperaturze, podobnie jak w przypadku tradycyjnych tworzyw cementowych, zmienia mikrostruktur jego matrycy spoiwowej. Wed�ug informacji literaturowych [5, 6, 14] w badaniach materia�ów typu BPR stosowane s� zazwyczaj dwa rodzaje obróbki termicznej. Pierwsza z nich, naparzanie niskopr�ne w temperaturze oko�o 90oC, polega na przyspieszeniu procesów hydratacji cementu i wywo�aniu wzrostu aktywno�ci pucolanowej pozosta�ych sk�adników przez wzrost rozpuszczalno�ci SiO2, wystpuj�cego zarówno w postaci amorficznej (py� krzemionkowy) jak i krystalicznej (m�czka kwarcowa). Pozytywnym efektem tego zabiegu jest pojawienie si dodatkowych ilo�ci fazy C-S-H, co bezpo�rednio przek�ada si na ograniczenie porowato�ci kompozytu. Ponadto, wzrost temperatury podczas hydratacji cementu wp�ywa korzystnie na ograniczenie skurczu materia�u, który zawiera znaczn� ilo�� spoiwa. Na wykresie (rys. 1.) pokazano typowy przebieg odkszta�ce skurczowych BPR dojrzewaj�cego w warunkach

103

naturalnych oraz ogrzewanego do temperatury 40oC. W sk�ad BPR o wska�niku W/C = 0,20 wchodzi�y w�ókna stalowe w ilo�ci 2,5 % obj. [16].

Rys. 1. Przebieg odkszta�ce skurczowych dla BPR dojrzewaj�cego w ró�nych warunkach

termicznych [16]

Drugi rodzaj stosowanej obróbki to obróbka wysokopr�na w temperaturze 250oC. Takie warunki, oprócz zmian zachodz�cych tak�e w ni�szych temperaturach, powoduj� pojawianie si krystalicznych form uwodnionych krzemianów wapniowych. Fazami, które najcz�ciej spotyka si w tworzywach cementowych poddanym takiemu zabiegowi s� tobermoryt C5S6H5 oraz ksonotlit C6S6H. Sprzeczne s� doniesienia, co do bezpo�redniego wp�ywu faz krystalicznych na w�a�ciwo�ci mechaniczne materia�u, niemniej jednak niektórzy badacze odnotowuj� wyra�ny przyrost wytrzyma�o�ci zarówno na �ciskanie jak i na rozci�ganie przy zginaniu [14]. Ponadto, krystalizacja uwodnionych krzemianów wapniowych w wolnych przestrzeniach materia�u (pory oraz nieci�g�o�ci wywo�ane zarysowaniem) powoduje dalsz� redukcj porowato�ci kompozytu i tym samym uszczelnienie jego struktury.

2.3. Zwikszenie jednorodnoci materia�u w wyniku zastosowania bardzo drobnego kruszywa

Wed�ug wikszo�ci badaczy [5, 14] uznaje, �e uzyskanie wysokiej jednorodno�ci

materia�u mo�na osi�gn�� stosuj�c ziarna wype�niacza, których wielko�� nie przekracza 600 �m. Jest to zwi�zane z rzeczywistymi napr�eniami, jakie panuj� na granicy midzy zaczynem i kruszywem w obci��onym materiale. Jak podaje [13] napr�enia panuj�ce w stwardnia�ym zaczynie cementowym s� w przypadku tradycyjnego betonu odwrotnie proporcjonalne do odleg�o�ci ziaren kruszywa, które zaczyn ten otula. Zastosowanie wic du�ej ilo�ci zaczynu cementowego w tworzywie powoduje oddalenie si ziaren wzgldem siebie i tym samym prowadzi do obni�enia napr�e panuj�cych w zaczynie [10]. Podobny efekt obserwuje si przy ograniczeniu wielko�ci ziaren wype�niacza, co pokazano na rys. 2. Wraz ze zmniejszaj�c� si �rednic� ziaren kruszywa wzrasta grubo�� jego otulenia przez zaczyn, co prowadzi do ograniczenia napr�e panuj�cych w materiale pod obci��eniem zewntrznym lub obci��eniem pochodz�cym od skurczu.

104

Rys. 2. Stan i poziom napr�e w stwardnia�ym zaczynie cementowym pomidzy dwoma

ziarnami kruszywa [10]

W celu zwikszenia jednorodno�ci rzeczywistego stanu napr�e w kompozytach BPR, oprócz ograniczenia wielko�ci inkluzji do oko�o 600 �m, stosuje si równie� bardzo du�� ilo�� spoiwa, która umo�liwia wzajemne oddalenie si ziaren kruszywa. Proporcje udzia�u objto�ciowego spoiwa oraz wielko�ci ziaren kruszywa BPR w odniesieniu do betonów zwyk�ych BZ przedstawia rys. 3. Nale�y te� doda�, �e w przypadku BPR zaciera si znaczenie precyzyjnych dot�d poj� kruszywa i spoiwa oraz roli, jakie te sk�adniki odgrywaj� w materiale. O ile w betonach tradycyjnych ka�dy ze sk�adników odgrywa� swoj� charakterystyczn� rol np. wype�niacza lub matrycy, to w kompozytach typu BPR zarówno cz�� kruszywa ze wzgldu na swoj� reaktywno�� i rozmiar bdzie pe�ni�a rol aktywnego sk�adnika matrycy, natomiast cement, który do tej pory traktowany by� wy��cznie jako spoiwo, ze wzgldu na bardzo ma�� ilo�� wody zarobowej w mieszance, w materiale stwardnia�ym pozostawi znacz�cy udzia� nieshydratyzowanych reliktów ziaren cementu. Ziarna te pe�ni� rol inkluzji o znakomitych parametrach fizycznych. Dodatkowo przyczepno�� matrycy, tj. fazy C-S-H do tych ziaren cementu jest doskona�a.

Rys. 3. Porównanie charakterystyki sk�adu oraz wielko�ci ziaren kruszywa w kompozytach BZ i BPR

105

2.4. Gsto� upakowania suchych sk�adników ziarnistych

Jednym ze sposobów uzyskania maksymalnego upakowania przestrzeni przez

inkluzj w kompozytach ziarnistych jest opracowanie optymalnego rozk�adu uziarnienia. Punktem wyj�cia dla tego rodzaju rozumowania by�a analiza Fuller’a oraz Thompson’a [8] przeprowadzona na pocz�tku XX wieku na potrzeby technologii betonu tradycyjnego. Wykazuje ona, �e najlepsze upakowanie dla kruszywa grubego uzyskuje si, gdy kumulacyjna krzywa uziarnienia zbli�ona jest do krzywej o równaniu:

%100�

��

�� n

Max

ni

DDy

gdzie: yi – kumulacyjny % zawarto�ci i-tej frakcji Di – �rednica i – tej frakcji [mm] DMax – �rednica maksymalnego ziarna [mm] n – sta�a równa 0,5

Pó�niejsze modyfikacje przebiegu rozk�adu uziarnienia, wprowadzone na przyk�ad

przez FWHA, polega�y jedyne na nieznacznej korekcie warto�ci wspó�czynnika n, któr� przyjto równ� 0,45. W latach trzydziestych ubieg�ego wieku w odniesieniu do materia�ów drobnoziarnistych, Andreasen [2] ustali� warto�� n = 0,37. Nastpnie w roku 1994 Funk [9] uwzgldni� dodatkowo wielko�� ziarna minimalnego. Ostatecznie wic, równanie optymalnej kumulacyjnej krzywej uziarnienia dla materia�u drobnoziarnistego ma posta�:

%100�

��

��

� nMin

nMax

nMin

ni

DDDDy

gdzie: yi – kumulacyjny % zawarto�ci i-tej frakcji Di – �rednica i-tej frakcji [�m] DMax – �rednica maksymalnego ziarna [�m] DMin – �rednica maksymalnego ziarna [�m] n – sta�a równa 0,37

2.5. Obni�enie kruchoci przez dodanie w�ókien o odpowiednich w�aciwociach i wymiarach

Podobnie jak wszystkie inne tworzywa mineralne BPR jest materia�em kruchym.

W materia�ach takich warto�� napr�enia niszcz�cego nieznacznie przekracza to, przy którym materia� odkszta�ca si jeszcze spr�y�cie. Dodanie w�ókien w odpowiedniej ilo�ci i odpowiedniej geometrii mo�e zasadniczo wp�yn�� na zachowanie si materia�u pod obci��eniem oraz na energi potrzebn� do zniszczenia kompozytu. Najcz�ciej stosowane

106

w technologii BPR w�ókna stalowe poprawiaj� nie tylko wytrzyma�o�� rozci�ganie, �ciskanie czy udarno�� ale przede wszystkim powoduj� pseudoplastyczny charakter zniszczenia kompozytu.

Rys. 4. Krzywa si�a – odkszta�cenie (ugicie) wyznaczona przy czteropunktowym zginaniu

na próbkach BPR; beleczki 4x4x16cm [11]

3. Charakterystyka wybranych w�aciwoci mechanicznych kompozytów typu BPR wytworzonych w Politechnice Krakowskiej

W cz�ci po�wiconej charakterystyce w�a�ciwo�ci mechanicznych skoncentrowano

si na mo�liwo�ci maksymalizowania wytrzyma�o�ci na �ciskanie i na rozci�ganie przy zginaniu za pomoc� obróbki hydrotermalnej w postaci naparzania niskopr�nego i autoklawizacji oraz przez wprowadzenie dodatku w�ókien stalowych lub szklanych. Najlepsze efekty uzyskano w przypadku kompozytu zawieraj�cego w�ókna stalowe i poddanego autoklawizacji. Materia� ten posiada� wytrzyma�o�� na �ciskanie 315 MPa, a jego wytrzyma�o�� na rozci�ganie przy zginaniu wynosi�a 27 MPa.

3.1. Materia�y stosowane do wytwarzania BPR

Do wykonania opisywanego tworzywa zastosowano: cement portlandzki CEM I 52,5 R, py� krzemionkowy, m�czk kwarcow� 0/0,20 mm i piasek kwarcowy 0/0,50 mm oraz jeden z popularnych superplastyfikatorów polikarboksylanowych. Proporcje sk�adu mieszanki, bd�cej przedmiotem innego, szeroko zakrojonego programu badawczego, przedstawiono w tablicy 1. Dodatkowym sk�adnikiem by�y proste i g�adkie w�ókna stalowe oraz w�ókna szklane ze szk�a odpornego na alkalia, których w�a�ciwo�ci podano w tablicy 2.

Tablica 1. Sk�ad mineralnej matrycy BPR

(masowe udzia�y sk�adników odniesiono do masy cementu) Cement CEM I 52,5R 1,00 Py� krzemionkowy 0,20 M�czka kwarcowa 0/0,20 mm 0,34 Piasek kwarcowy 0/0,50 mm 0,81 Superplastyfikator 0,02 Woda 0,24

107

Do mieszanki o podanym wy�ej sk�adzie dodawano w�ókna stalowe w ilo�ci 0,5; 1;

2; 3 i 4 % obj. (odpowiednio 39, 78, 155, 233 i 310 kg/m3) lub w�ókna szklane w ilo�ci 0.25; 0.50; 0.75 i 1.00 % obj. (odpowiednio 7, 13, 20 i 27 kg/m3).

Tablica 2. W�a�ciwo�ci stosowanych w�ókien W�aciwo� W�ókna stalowe W�ókna szklane

D�ugo�� [mm] 6 3 �rednica [μm] 175 14 Wytrzyma�o�� na rozci�ganie [MPa] 2200 1700 Modu� spr�ysto�ci [GPa] 210 72 Gsto�� [g/cm3] 7,76 2,68

3.2. Przygotowanie próbek i warunki dojrzewania

Z mieszanek o podanym sk�adzie formowano grawitacyjnie beleczki 40x40x160

mm. Próbki wstpnie dojrzewa�y w czasie 6 lub 24 godzin w temperaturze +20oC w warunkach zapewniaj�cych brak mo�liwo�ci odparowania z nich wody. Po rozformowaniu próbki dojrzewa�y w trzech zró�nicowanych warunkach:

� 27-dniowe dojrzewanie w wodzie (W) o temperaturze +20oC po 24 godzinnym dojrzewaniu wstpnym,

� naparzanie niskopr�ne (N) w temperaturze +90oC wed�ug cyklu pokazanego na rys. 5a,

� autoklawizacja (A) w temperaturze +250oC i ci�nieniu 40 bar wed�ug cyklu pokazanego na rys. 5b.

Rys. 5. Charaktersytyka stosowanych cykli naparzania (a) i autoklawizacji (b)

3.3. Wyniki bada� – wytrzyma�o� na ciskanie i rozci�ganie przy zginaniu

Na rys. 6 i 7 przedstawiono wyniki bada wytrzyma�o�ci na �ciskanie i rozci�ganie

przy zginaniu kompozytów bez i z ró�n� zawarto�ci� w�ókien stalowych lub szklanych, dojrzewaj�cych w ró�nych warunkach. Wytrzyma�o�� na rozci�ganie przy zginaniu okre�lano ka�dorazowo na 6 beleczkach 40x40x160 mm, a wytrzyma�o�� na �ciskanie na 12 wycitych z nich kostkach 40x40x40 mm. W przypadku próbek dojrzewaj�cych w wodzie w warunkach normalnych, pokazane na wykresie warto�ci dotycz�

a) b)

108

wytrzyma�o�ci 28 dniowej. W przypadku próbek poddanych naparzaniu niskopr�nemu i autoklawizacji podano wytrzyma�o�ci okre�lane bezpo�rednio po zakoczeniu obróbki hydrotermalnej.

Rys. 6. Zale�no�� wytrzyma�o�ci na �ciskanie (a) i wytrzyma�o�ci na rozci�ganie przy

zginaniu (b) betonu z proszków reaktywnych od zawarto�ci w�ókien stalowych i warunków dojrzewania [20]

BPR bez dodatku w�ókien posiada, w zale�no�ci od warunków dojrzewania,

wytrzyma�o�� na �ciskanie w granicach od 194 do 268 MPa. Najni�sza warto�� dotyczy BPR dojrzewaj�cego w wodzie, najwy�sza poddanego autoklawizacji. Naparzanie niskopr�ne w porównaniu z dojrzewaniem w wodzie spowodowa�o wzrost wytrzyma�o�ci o oko�o 10%, podczas gdy autoklawizacja wzrost o blisko 40%.

Podobny ilo�ciowo wp�yw naparzania i autoklawizacji stwierdzono w przypadku przyrostu wytrzyma�o�ci na �ciskanie BPR z ró�nym dodatkiem w�ókien. Wytrzyma�o�� BPR z dodatkiem w�ókien mie�ci si w granicach od 202 MPa (0,5% obj. w�ókien, dojrzewanie w wodzie) do 315 MPa (4% obj. w�ókien, autoklawizacja). Dla wszystkich trzech warunków dojrzewania wytrzyma�o�� ro�nie w sposób liniowy wraz z zawarto�ci� w�ókien.

Warto zauwa�y�, �e praktycznie bez wzgldu na stosowane warunki dojrzewania, wp�yw ilo�ci dozowanych w�ókien stalowych na wytrzyma�o�� na �ciskanie BPR jest podobny. Niewielkie ró�nice in plus zaobserwowano w przypadku BPR autoklawizowanego zawieraj�cego wiksze (2 do 4% obj.) ilo�ci w�ókien.

Wytrzyma�o�� na rozci�ganie przy zginaniu BPR bez w�ókien zmienia si, w zale�no�ci od warunków dojrzewania, od oko�o 11 do oko�o 19 MPa. Podobnie jak w przypadku wytrzyma�o�ci na �ciskanie, skrajne warto�ci dotycz� odpowiednio BPR dojrzewaj�cego w wodzie i autoklawizowanego. Naparzanie niskopr�ne spowodowa�o w porównaniu z dojrzewaniem w wodzie wzrost wytrzyma�o�ci na rozci�ganie o oko�o 35%, a autoklawizacja wzrost o oko�o 75%.

Wytrzyma�o�� na rozci�ganie przy zgnaniu BPR z dodatkiem w�ókien stalowych zawiera si w granicach od 12 MPa (0,5% obj. w�ókien, dojrzewanie w wodzie) do 27 MPa (4% obj. w�ókien, autoklawizacja). Wp�yw obecno�ci w�ókien na t wytrzyma�o�� jest z oczywistych powodów znacznie wikszy, ni� na wytrzyma�o�� na �ciskanie. Najwikszy, bo ponad dwukrotny wzrost wytrzyma�o�ci stwierdzono w przypadku BPR dojrzewaj�cego w wodzie i zawieraj�cego w�ókna w ilo�ci 4% obj. W przypadku naparzania niskopr�nego i autoklawizacji wzrost wytrzyma�o�ci na rozci�ganie BPR z t� sam� ilo�ci� w�ókien wynosi� odpowiednio oko�o 60 i 45%. Podobnie jak w przypadku wytrzyma�o�ci na

a) b)

109

�ciskanie, wytrzyma�o�� na rozci�ganie dla wszystkich trzech warunków dojrzewania ro�nie w sposób liniowy wraz z zawarto�ci� w�ókien [19].

Rys. 7. Zale�no�� wytrzyma�o�ci na �ciskanie (a) i wytrzyma�o�ci na rozci�ganie przy

zginaniu (b) betonu z proszków reaktywnych od zawarto�ci w�ókien szklanych i warunków dojrzewania [20]

Przedstawione wyniki bada, w przeciwiestwie do wyników uzyskanych w przypadku stosowanych w�ókien stalowych, wskazuj� na niemal zupe�ny brak wp�ywu zawarto�ci stosowanych w�ókien szklanych na wytrzyma�o�� na �ciskanie analizowanych BPR. Sytuacja ta ma miejsce niezale�nie od warunków dojrzewania.

W odró�nieniu od wyników bada wytrzyma�o�ci na �ciskanie, wytrzyma�o�� na rozci�ganie ro�nie w sposób liniowy wraz ze zwikszaj�cym si udzia�em w�ókien szklanych (rys. 7b). Najwikszy przyrost wytrzyma�o�ci obserwuje si w przypadku betonów dojrzewaj�cych w wodzie przy maksymalnej zawarto�ci w�ókien (Vf=1,0% obj.) wzrost ten, w porównaniu z wytrzyma�o�ci� bez w�ókien wynosi 55%. W przypadku BPR poddawanego naparzaniu wzrost ten wynosi ok. 25%, natomiast najmniejszy wzrost wytrzyma�o�ci na rozci�ganie przy zginaniu (ok. 12%) zarejestrowano w przypadku BPR poddawanego autoklawizacji.

3.4. Wyniki bada� – odkszta�calno� przy ciskaniu i zginaniu

Ze wzgldu na brak wp�ywu zawarto�ci w�ókien szklanych na charakter zniszczenia kompozytu BPR w niniejszym rozdziale zaprezentowano wyniki bada dotycz�ce w�ókien stalowych. Badania odkszta�calno�ci przy zginaniu prowadzono wed�ug [3]. G�ównym elementem bada by�o okre�lenie przebiegu zale�no�ci si�a – ugicie dla poszczególnych wariantów warunków dojrzewania oraz zawarto�ci w�ókien stalowych (rys. 8). Na ich podstawie okre�lono charakterystyki odkszta�calno�ci przy zginaniu, a wic: ca�kowit� energi zniszczenia Etot oraz wspó�czynniki I5, I10 i I20 opisane w [3].

a) b)

110

Rys. 8. Krzywe si�a-ugicie zarejestrowane podczas zginania próbek z BPR z ró�n�

zawarto�ci� w�ókien stalowych dojrzewaj�cych w wodzie (a), naparzanych (b) i autoklawizowanych (c). Po prawej stronie pokazano szczegó�y krzywych w zakresie

ugicia do 1 mm [18] Przy wyznaczaniu warto�ci I5, I10, i I20 punkt, w którym pojawia si zarysowanie

matrycy BPR oznaczono jako (•). Definiowany jest on jako punkt wyra�nej utraty liniowej zale�no�ci pomidzy si�� i ugiciem. Wyznaczenie tego miejsca na wykresie jest niezwykle istotne ze wzgldu na dalsze obliczenia warto�ci toughness index. Obliczone �rednie warto�ci Etot oraz I5, I10, i I20, zebrano w tablicy 3. Przebieg zmienno�ci warto�ci ca�kowitej energii zniszczenia oraz toughness index dla ró�nych wariantów dojrzewania przedstawiono na rys. 9.

111

Tablica 3. Warto�ci ca�kowitej energii zniszczenia oraz toughness index BPR z dodatkiem w�ókien stalowych, dojrzewaj�cych w ró�nych warunkach hydrotermalnych

Zawarto�� w�ókien Vf [%] obj. 0,0 0,5 1,0 2,0 3,0 4,0

Dojrzewanie w wodzie

20oC

I5 [-] - 3,0 4,9 5,5 6,2 5,6 I10 [-] - 5,0 8,3 8,8 9,9 7,9 I20 [-] - 6,9 10,4 10,7 12,5 9,9

Etot [kN·mm] 0,3 3,0 6,1 7,4 7,1 10,3

Naparzanie 90oC

I5 [-] - 3,0 5,0 5,1 6,6 5,5 I10 [-] - 4,7 8,0 8,4 10,3 7,7 I20 [-] - 6,3 10,4 10,5 12,9 9,1

Etot [kN·mm] 0,7 3,0 5,9 6,0 8,7 9,2

Autoklawizacja 250oC

I5 [-] - 2,2 2,5 4,1 4,5 6,7 I10 [-] - 2,7 3,1 6,0 7,4 8,6 I20 [-] - 2,9 3,4 5,8 7,0 9,3

Etot [kN·mm] 0,9 3,4 6,1 9,2 9,4 10,8

Rys. 9. Wp�yw warunków dojrzewania i zawarto�ci w�ókien na: a) ca�kowit� energi

zniszczenia Etot, b,c,d) warto�ci toughness index odpowiednio I5, I10, I20 [18] Najsilniej zmieniaj�c� si cech� przedstawionych powy�ej kompozytów jest

ca�kowita energia zniszczenia Etot. W przypadku materia�ów niezawieraj�cych w�ókien, niezale�nie od warunków dojrzewania, jej warto�� nie przekracza 1,0 kNmm. Jednak

112

wystarczy dodatek 0,5% objto�ciowo w�ókien, by w przypadku kompozytu dojrzewaj�cego w wodzie spowodowa� 10 krotny wzrost energii potrzebnej do zniszczenia materia�u. W przypadku materia�ów naparzanych oraz autoklawizowanych, ze wzgldu na wiksze warto�ci energii zniszczenia materia�ów pozbawionych w�ókien, przyrost ten jest mniejszy, bo oko�o 4 krotny. Przy zastosowaniu maksymalnej ilo�ci w�ókien (Vf=4% obj.), w odniesieniu do kompozytów dojrzewaj�cych w wodzie, warto�� omawianej cechy wzros�a ponad 30 krotnie, natomiast w przypadku materia�ów poddanych naparzaniu i autoklawizacji o oko�o 10 razy. Tak wic w najbardziej intensywny sposób dodatek w�ókien stalowych w ca�ym badanym zakresie wp�ywa na materia� dojrzewaj�cy w wodzie.

Warto�ci wspó�czynników ci�gliwo�ci (toughness indices) oraz ich zale�no�� od zawarto�ci w�ókien, w przypadku materia�ów dojrzewaj�cych w wodzie oraz poddanych naparzaniu niskopr�nemu s� niemal identyczne (rys. 9 b,c,d). Najwiksze warto�ci I5, I10 i I20 zarejestrowano przy zawarto�ci w�ókien wynosz�cej Vf = 3% obj. Przy wikszym udziale w�ókien stalowych (Vf = 4% obj.) zaobserwowano charakterystyczny spadek warto�ci wszystkich wyznaczanych wspó�czynników w materia�ach dojrzewaj�cych w wodzie oraz naparzanych. Zjawiska takiego nie zaobserwowano w kompozytach autoklawizowanych, co prawdopodobnie wynika z wikszej wytrzyma�o�ci samej matrycy. Podobn� tendencj obserwuje Brandt [4] w zaprawach cementowych zbrojonych w�óknami wglowymi, dojrzewaj�cych w warunkach naturalnych. Obliczone warto�ci wspó�czynników ci�gliwo�ci I5 i I10 s� podobne do podanych przez Katz’a i wspó�pracowników [12]. Na próbkach o takiej samej geometrii, dojrzewaj�cych w warunkach naturalnych, zawieraj�cych podobne w�ókna stalowe (d�ugo�� 6mm i �rednica 0,16mm), lecz w ilo�ci a� 9% obj., autorzy ci otrzymali warto�ci wska�ników I5 i I10 odpowiednio 6,4 oraz 11,4.

W przypadku BPR poddanych autoklawizacji warto�ci wspó�czynników ci�gliwo�ci (toughness indices) przy zawarto�ci w�ókien Vf�3% obj. s� zawsze mniejsze, co wynika z relatywnie du�ej warto�ci energii potrzebnej do powstania pierwszej rysy.

3.5. Mikrostruktura BPR

Przedstawiony wp�yw obecno�ci w�ókien i warunków dojrzewania na wytrzyma�o�� na �ciskanie i rozci�ganie przy zginaniu oraz zachowanie si przy zginaniu BPR mog� t�umaczy� pokazane dalej charakterystyczne obrazy jego mikrostruktury. Wymieni� tu mo�na co najmniej trzy przyczyny uzyskania ultra wysokich w�a�ciwo�ci mechanicznych tego rodzaju kompozytu:

� bardzo zwarta i zbita struktura fazy C-S-H (rys. 10), � bardzo dobra przyczepno�� fazy C-S-H zarówno do mineralnych inkluzji (ziarna

m�czki i piasku kwarcowego) oraz w�ókien stalowych i szklanych (rys. 11 i 13), � uszczelnienie pustych przestrzeni mikrostruktury materia�u przez krystalizacj

ksonotlitu i tobermorytu podczas autoklawizacji (rys. 14). Rys. 10 i 11 przedstawiaj� mikrostruktur kompozytów dojrzewaj�cych w ró�nych

warunkach hydrotermalnych. We wszystkich przypadkach daje si zaobserwowa� bardzo zwart� mikrostruktur fazy C-S-H, jej znakomit� przyczepno�� do ziaren cementu (inkluzja jasna) a tak�e do ziaren kwarcowych (inkluzja ciemna). Na rys. 11 i 13b widoczne s� w�ókna stalowe oraz szklane szczelnie otoczone produktami hydratacji cementu. W przypadku BPR poddanego autoklawizacji wystpuj�ce w materiale nieci�g�o�ci (pory, mikropknicia itp.) wype�nione s� kryszta�ami ksonotlitu i tobermorytu (rys. 14).

113

Rys. 10. Faza C-S-H a) dojrzewanie w wodzie, b) naparzanie, c) autoklawizacja

SEM, pow. 10000x [17]

Rys. 11. Styk w�ókna stalowego w BPR a) dojrzewanie w wodzie, b) naparzanie,

c) autoklawizacja, pow. 2000x [17]

Rys. 12. W�ókno stalowe w BPR a) dojrzewanie w wodzie, b) autoklawizacja,

pow. 500x [17]

114

Rys. 13. W�ókno szklane w autoklawizowanym BPR a) pow. 2000x, b) pow. 20000x [17]

Rys. 14. Mikropor wype�niony kryszta�ami ksonotlitu oraz tobermorytu

a) pow. 2000x, b) pow. 10000x [17]

4. Wnioski

Przedstawione wyniki bada pozwalaj� na sformu�owanie podanych dalej najistotniejszych wniosków. 1/ Z ogólnie dostpnych sk�adników i przy zastosowaniu w du�ej mierze tradycyjnych zabiegów hydrotermalnych mo�liwe jest uzyskanie materia�u o ultrawysokich cechach wytrzyma�o�ciowych. W przypadku tworzywa bez dodatku w�ókien i normalnego dojrzewania w wodzie uzyskano wytrzyma�o�� na �ciskanie blisk� 200 MPa i wytrzyma�o�� na rozci�ganie przy zginaniu oko�o 11 MPa. Zastosowanie obróbki w postaci naparzania niskopr�nego pozwala podnie�� warto�ci obydwu wytrzyma�o�ci odpowiednio do 212 i 14 MPa, za� zabiegu autoklawizacji odpowiednio do 268 i 18 MPa. 2/ Dodatek w�ókien stalowych pozwala na dalsze podwy�szenie obydwu rodzajów wytrzyma�o�ci. Maksymalne ich warto�ci (315 MPa na �ciskanie i 27 MPa na rozci�ganie przy zginaniu) uzyskano w przypadku materia�u o zawarto�ci w�ókien wynosz�cej 4% obj. (310 kg/m3) i stosowaniu autoklawizacji. 3/ Dodatek stosowanych w�ókien stalowych w ilo�ci do oko�o 3% obj. w sposób istotnie pozytywny wp�ywa na w�a�ciwo�ci BPR bez wzgldu na warunki jego dojrzewania. Obecno�� tych w�ókien powoduje zmian zachowania si materia�u pod obci��eniem zginaj�cym. Zniszczenie BPR z w�óknami poprzedzone jest odkszta�ceniami o charakterze plastycznym. Powy�sze spostrze�enia uzasadniaj� wyniki bada zale�no�ci si�a-ugicie oraz warto�ci obliczonej ca�kowitej energii zniszczenia i wspó�czynników toughness index. 4/ Dodatek stosowanych w badaniach w�ókien szklanych powoduje korzystny wzrost jedynie wytrzyma�o�ci na rozci�ganie przy zginaniu. Przy ich dozowaniu w ilo�ci 1% obj. wytrzyma�o�� ta wzrasta o oko�o 50% w kompozytach dojrzewaj�cych w wodzie,

115

natomiast w przypadku materia�ów naparzanych i autoklawizowanych o odpowiednio 20 i 10%. W�ókna te nie powoduj� jednak �adnych innych zmian we w�a�ciwo�ciach mechanicznych.

Literatura

[1] Acker P., Behloul M.: Ductal technology: a large spectrum of properties, a wide

range of application, International Symposium on Ultra High Performance Concrete, Kessel Germany, pp.11-23, 2004.

[2] Andreasen A., Andersen J.: Uber die Beziehung zwischen Kornabstufung und Zwischenraum in Produkten aus losen Kornern (mit einigen Experimenten), Kolloid-Zeitung 50, 1930, 217-228 – cytowany w [7].

[3] ASTM C1018-97 Standard test method for flexural toughness and first-crack strength of fiber-reinforced concrete (using beam with third-point loading), Withdrawn 2006.

[4] Brandt A. M., Cement-based composites, materials, mechanical properties and performance, Routledge, Taylor and Francis Group, London and New York, 2009.

[5] Cherezy M., Maret V., Frouin L.: Microstructural analysis of RPC (Reactive powder concrete), Cement and Concrete Research, Vol. 25, 1995, 1491-1500.

[6] Collepardi S., Coppola L., Troli R., Collepardi M.: Mechanical properties of Modified Reactive powder Concrete, America Concrete Institute, 173, 1997, 1 – 22.

[7] Droll K.: Influence of additions on ultra high performance concretes – grain size optimization, International Symposium on Ultra High Performance Concrete, Kessel Germany, 2004, 285-301.

[8] Fuller W., Thompson S.: The laws of proportioning concrete, Proc. Am. Soc. Civil Eng. 22, 1907 – cytowany w [7].

[9] Fuller W., Thompson S.: The laws of proportioning concrete, Proc. Am. Soc. Civil Eng. 22, 1907 – cytowany w [7].

[10] Godycki-�wirko T.: Mechanika betonu, Arkady, Warszawa 1982. [11] Katz A., Dancygier A., Yankelevsky D., Sherman D.: Ductility of high performance

cementitious composites, Concrete Science and Engineering: A Tribute to Arnon Bentur, International RILEM Symposium, Evanston IL, USA, 2004, 117-127.

[12] Katz A., Dancygier A., Yankelevsky D., Sherman D.: Ductility of high performance cementitious composites, Concrete Science and Engineering: A Tribute to Arnon Bentur, International RILEM Symposium, Evanston IL, USA, 2004, 117-127.

[13] Lusche M., „Beitrag zum Bruchmechanismus von auf Druck beanspruchten Normal – und Leichbeton mit geschlossenem Gefuge”, Schriftenreihe der Zementindustrie, H. 39, Beton Verlag, Dusseldorf 1972 – cytowany w [10].

[14] Richard P., Cheyrezy M.: Composition of reactive powder concrete, Cement and Concrete Research, Vol. 25, 1995, 1501 – 1511.

[15] Schachinger I., Mazanec O., Schubert J.: Effect of mixing and placement methods on fresh and hardened Ultra High Performance Concrete (UHPC), International Symposium on Ultra High Performance Concrete, Kessel Germany, 2004, 575-586.

[16] Staquet S., Espion B.: Early age autogenous shrinkage of UHPC incorporating very fine fly ash or metakaolin in replacement of silica fume, International Symposium on Ultra High Performance Concrete, Kessel Germany, 2004, 587-599.

116

[17] Zdeb T., �liwiski J.: Mikrostruktura i porowato�� betonu z proszków reaktywnych, materia�y Konferencji naukowo-technicznej nt. In�ynieria Procesów Budowlanych, Politechnika �l�ska, Wis�a, X.2009, 123-130.

[18] Zdeb T., �liwiski J.: The influence of steel fibre content and curing conditions on mechanical properties and deformability of reactive powder concrete at bending, Proc. of the 9th Int. Symp. "Brittle Matrix Composites 9", eds. A.M.Brandt, J. Olek and I.H. Marshall, Warsaw, October 2009, 33-42.

[19] Zdeb T., �liwiski J.: Wp�yw warunków dojrzewania i dodatku w�ókien stalowych na wytrzyma�o�� betonu z proszków reaktywnych, In�ynieria I Budownictwo, 12/2008, 693-695.

[20] Zdeb T.: Wp�yw sk�adu i technologii wykonania na wybrane w�a�ciwo�ci betonów z proszków reaktywnych, praca doktorska, Politechnika Krakowska, 2010.

THEORETICAL PRINCIPLES OF REACTIVE POWDER CONCRETES TECHNOLOGY AND SELECTED MECHANICAL PROPERTIES OF THESE

COMPOSITES

The development of the composites with the cement matrix is due to the application

of the new highly effective carboxylane superplasticizers. They allow to produce at the current the cement composites, defined as a low-temperature ceramics. The composites shows new and unique properties due to long investigations carried out to reduce typical drawbacks of the conventional concretes.

The compressive strength of this multi-component material ranges from 150 to 200 MPa. According to the accessible information, the only RPC material being produced by industry is Ductal ® of Lafarge, a French company.

Moreover, this paper deals with mechanical properties of RPC containing variable amount of steel or glass fibres and additionally cured in three different thermal conditions: in water, steam curing and autoclaving. Depending on curing conditions and fibres content the compressive strength ranged from 200 to 315 MPa and the flexural strength varied from 10 to 30 MPa.

117

Beata �a�niewska-Piekarczyk1

Problem uzyskania odpowiedniego napowietrzenia betonu samozagszczalnego

1. Wprowadzenie Niektóre rodzaje superplastyfikatorów (SP) powoduj� powstanie nadmiernej zawarto�ci powietrza w samozagszczalnej mieszance [17], [18], [21], [30], pomimo tego, �e zawieraj� ju� w swym sk�adzie domieszk przeciwpieni�c� (ang. anti-foaming admixtures) [20]. Mrozoodporno�� betonu zwi�zana jest z odpowiedni� struktur� porowato�ci. Uzyskiwana jest ona zazwyczaj w wyniku stosowania domieszki napowietrzaj�cej (AEA). Nie wiadomo, czy równie� napowietrzenie, jako uboczy efekt SP, mo�e zapewni� mrozoodporno�� betonowi. W publikacjach [14], [30] wykazano, �e napowietrzenie, jako uboczny efekt dzia�ania karboksylowego SP, charakteryzuje si niekorzystnym wp�ywem na mrozoodporno�� SCC. Nie wiadomo, czy ka�dy rodzaj SP nie pogarsza mrozoodporno�ci betonu?

Zarówno na efekty dzia�ania superplastyfikatorów i domieszek napowietrzanych wp�ywa temperatura mieszanki [24]. Urabialno�� betonu bez plastyfikatora maleje zwykle z temperatur�, lecz w przypadku jego dodatku mo�e wystpowa� ró�ne [19]. Efekt dzia�ania SP ze wzgldu na zawarto�� powietrza i p�ynno�� SCC zale�y te� od jego rodzaju, st�d w literaturze wiele ró�nych doniesie w tym zakresie zachowanie [8], [9], [10], [11], [21], [26]. S� up�ynniacze, przy których dodatku beton nie wykazuje zmian urabialno�ci ze wzrostem temperatury. Do nich nale�� np. sole sodowe kwasów karboksylowych, polikarboksylowych. Po modyfikacji ich sk�adu mo�na uzyska� up�ynniacz, który powoduje wzrost urabialno�ci betonu ze wzrostem temperatury betonu. W kocu, niektóre up�ynniacze nie zmieniaj� pod tym wzgldem w�a�ciwo�ci zaczynu, to znaczy, �e urabialno�� jest odwrotnie proporcjonalne do temperatury [19]. W publikacji [12] szczególn� uwag zwrócono na z�o�ony mechanizm ich dzia�ania w �rodowisku zaczynów cementowych. Wykazano istotny wp�yw temperatury na skuteczno�� dzia�ania tego rodzaju superplastyfikatorów w zale�no�ci od ilo�ciowego udzia�u poszczególnych elementów ich

1 dr in�., Politechnika �l�ska, Wydzia� Budownictwa, Katedra In�ynierii Materia�ów i Procesów Budowlanych, e-mail: [email protected].


Gliwice 2011

118

struktury, to jest udzia�u merów karboksylowych, eteroestrowych i alkiloestrowych. Przekroczenie pewnej temperatury, w której blokada steryczna na ziarnach cementu staje si niewystarczaj�ca do utrzymania segregacji ziarn cementu, prowadzi do utraty p�ynno�ci zaczynu.

Temperatura mieszanki wp�ywa tak�e na skuteczno�� dzia�ania AEA. W przypadku mieszanek betonowych, których wyniki bada pokazanych na rys. 1 i 2, zastosowano t� sam� ilo�� domieszki napowietrzaj�cej, ale przygotowywano je w ró�nych temperaturach. W przypadku zimnej mieszanki wska�nik rozstawu porów jest podobny do oszacowanego w przypadku gor�cej mieszanki, ale ca�kowita zawarto�� powietrza jest wiksza.

Rys. 1. Wp�yw temperatury na zawarto�� powietrza w napowietrzonej

mieszance [27]

Rys. 2. Wp�yw temperatury na warto�� wska�nika rozstawu porów napowietrzonej

mieszanki [27]

Celem prezentowanych bada jest porównanie wp�ywu rodzaju najnowszej generacji SP oraz AEA na zawarto�� powietrza, urabialno��, zmian urabialno�ci w czasie samozagszczalnej mieszanki betonowej o ró�nej temperaturze. Uzyskane wyniki bada odniesione bd� tak�e do charakterystyki porowato�ci stwardnia�ego SCC, w aspekcie jego odporno�ci mrozowej i wytrzyma�o�ci.

0

2

4

6

8

10

0 30 60 90

Ac�[%

]

czas�[min]

mieszanka�gor�ca�(30�st.C)

mieszanka�zimna�(15�st.C)

0

100

200

300

400

0 30 60 90

L�[m

m]

czas�[min]

mieszanka�gor�ca�(30�st.C)

mieszanka�zimna�(15�st.C)

119

2. Metodyka bada� Do projektowania i wykonania mieszanek betonowych (tabl. 1) zastosowano cement CEM II B-S 32,5R z cementowni Góra�d�e, m�czk wapienn�, kruszywo �wirowe frakcji 2/8 mm, piasek frakcji 0/2 mm. Kruszywo i piasek by�y suszone w suszarce przez dob, przed badaniami wystudzone. W badaniach zastosowano nastpuj�ce domieszki: SP1 (powoduj�cy powstawanie nadmiernej zawarto�ci powietrza) w ilo�ci 0,7% m.C., SP2 (niepowoduj�cy powstawanie nadmiernej zawarto�ci powietrza) w ilo�ci 0,9% m.C. oraz AEA w ilo�ci 0,012% m.C. (tabl. 2). Zastosowano tak� ilo�� domieszek, aby rozp�yw SCC mie�ci� si w klasie SF 2.

Nale�y zaznaczy�, �e sk�ad domieszek podany pod tablic� 2 jest w znacznym stopniu przybli�ony. W sk�adzie domieszek jest wiele innych zwi�zków chemicznych, znanych jedynie ich producentowi, a z oczywistych wzgldów, niepodanych w karcie technicznej domieszki. Domieszki s� dostpne w ofercie handlowej, lecz celowo nie podano ich nazw oraz producentów.

Tablica 1. Sk�ad SCC

CEM II B-S 32,5R, kg/m3

M�czka wapienna

kg/m3 w/c w/s Piasek 0÷2 mm,

kg/m3

�wir 0÷8 mm,

kg/m3

Objto�� zaczynu,

% 442,40 190,00 0,45 0,31 693,20 866,49 41,10

Tablica 2. Rodzaj domieszek zastosowany w SCC

Symbol SCC Rodzaj domieszek Badany efekt wp�ywu domieszek

SCC1 SP1 „napowietrzaj�cy” SCC napowietrzony (nie celowo), w wyniku dzia�ania SP1

SCC2 SP2 „nienapowietrzaj�cy” SCC nienapowietrzony SCC2A SP2+AEA Celowo napowietrzony SCC

G�ówne bazy chemiczne domieszek: SP1; SP2- eter polikarboksylowy; VMA- syntetyczne kopolimery; AFA - polialkohole; AEA- tensydy syntetyczne.

W�a�ciwo�ci mieszanki betonowej oznaczono nastpuj�cymi metodami: test

konsystencji mieszanki wed�ug procedury opisanej w publikacji [4], zawarto�� powietrza wg PN-EN 12350-7:2001. Wymienione badania mieszanki przeprowadzono w temperaturze 10oC, 20oC i 30oC.

W celu oceny wp�ywu domieszek na zmian urabialno�ci mieszanki w czasie, test konsystencji mieszanki [4] mieszanki przeprowadzano tak�e po jednej godzinie, licz�c od czasu rozpoczcia mieszania sk�adników mieszanki.

Oznaczenie charakterystyki porowato�ci SCC (odpowiadaj�cego mieszance o temp. 20oC) wykonano wed�ug PN-EN 480-11. Wykonano tak�e oznaczenie warto�ci wspó�czynnika trwa�o�ci DF [1] wg CEN/TR 15177 – beam test [4]. Badania mrozoodporno�ci betonu F300 przeprowadzono wed�ug PN-88/B-0625. Natomiast badanie wytrzyma�o�ci na �ciskanie przeprowadzono zgodnie z PN-EN 12350-3:2001.

120

3. Wyniki bada� i ich dyskusja W tablicy 3 zestawiono wyniki bada w�a�ciwo�ci samozagszczalnej mieszanki o temperaturze 20oC.

Tablica. 3. Rezultaty bada SCC Symbol D [mm] T500 [s] Ac [%] D* [mm] T500

* [s]

SCC1 730 3 8,0 730 3 SCC2 715 2 2,1 685 4

SCC2A 640 2 5,0 540 3 *po godzinie, licz�c od czasu wymieszania sk�adników SCC

Analizuj�c obserwowany wp�yw domieszek na zawarto�� powietrza w SCC

(tabl. 3), nasuwaj� si nastpuj�ce spostrze�enia. Wp�yw rodzaju SP jest zasadniczy dla ca�kowitej zawarto�ci powietrza

w mieszance, pomimo tego, �e rozp�yw mieszanek mie�ci si w klasie SF2. Dodanie AEA do mieszanki z SP2 przyczynia si do zmniejszenia �rednicy

rozp�ywu SCC w wikszym stopniu, ni� zawarto�� powietrza, bd�ca efektem dzia�ania SP1. W literaturze wystpuj� sprzeczne wyniki bada w zakresie wp�ywu napowietrzenia, bd�cego efektem dzia�ania AEA, na �rednic rozp�ywu SCC. Rezultaty licznych bada autorki dowodz�, �e charakter tego wp�ywu zale�y do ilo�ci zastosowanej AEA. W przypadku ma�ych ilo�ci AEA mo�e nastpowa� zwikszenie rozp�ywu SCC, poniewa� AEA jest �rodkiem powierzchniowoczynnym. Jednak zwikszenie ilo�ci AEA powoduje powstanie licznych pcherzyków powietrza, któr� oddzia�ywaj� z cz�stkami sta�ymi w SCC, co powoduje zmniejszenie rozp�ywu SCC [30].

Wp�yw domieszek na zmian urabialno�ci w czasie SCC okazuje si istotny. W najwikszym stopniu niekorzystne zmiany �rednicy i czasu rozp�ywu nast�pi�y w przypadku SCC celowo i ubocznie napowietrzonego.

W tablicy 4 zestawiono wyniki bada w�a�ciwo�ci SCC o temperaturze 10 oC, 20 oC i 30oC.

Tablica 4. W�a�ciwo�ci samozagszczlanej mieszanki betonowej w temp. 10 oC,

20 oC i 30oC

Symbol 10oC 20oC 30oC

D [mm]

T500

[s] Ac

[%] D

[mm] T500 [s]

Ac [%]

D [mm]

T500 [s]

Ac [%]

SCC1 700 2 4,5 730 3 8,0 750 4 10,0 SCC2 680 1 1,8 715 2 2,1 725 3 2,9

SCC2A 620 1 3,5 640 2 5,0 660 3 6,5 Wraz ze wzrostem temperatury nasila si uboczny efekt SP1, powoduj�cy zbyt

du�� zawarto�� powietrza w SCC. Wp�yw temperatury na napowietrzenie SCC z SP1, SP2 oraz z SP2 i AEA jest przeciwny do zaobserwowanego na rys. 1 i 2, gdzie wzrost temperatury powoduje spadek zawarto�ci celowo wprowadzonego powietrza (poprzez zastosowanie wy��cznie AEA).

Analizuj�c efekty wp�ywu temperatury na zachowanie si zaczynu cementowego zwieraj�cego w swym sk�adzie SP, mo�na doszukiwa� si pewnych analogii w zachowaniu cieczy [3]. Wraz ze wzrostem temperatury ro�nie energia uk�adu. Wraz ze wzrostem

121

temperatury ro�nie te� efektywno�� dzia�ania zwi�zków powierzchniowoczynnych, co przyczynia si te� do obni�enia napicia powierzchniowego fazy ciek�ej i tym samym, wzrostu napowietrzenia SCC. Bez w�tpienia, pcherzyki zwikszaj� si w przypadku wikszej temperatury na skutek rosn�cego ci�nienia wewntrznego. Problem ten wymaga dalszych bada.

Wzrost temperatury powoduje zwikszenie si �rednicy rozp�ywu oraz zmniejszenie si czasu rozp�ywu SCC (tablica 4). W literaturze rozwa�a si wiele efektów dzia�ania SP w zale�no�ci od temperatury mieszanki [8], [9], [10], [11]. Wraz ze wzrostem temperatury mo�e nastpowa� wzrost adsorpcji superplastyfikatora na ziarnach cementu [23]. Mo�e te� nastpowa� zmiana konformacji buduj�cych superplastyfikator polimerów, co przek�ada si na zmniejszenie efektu sterycznego [12]. Powodem wzrostu p�ynno�ci mieszanki betonowej w podwy�szonej temperaturze mo�e te� by� wzrost ilo�ci ettringitu, którego tworzy si wicej w wy�szych temperaturach [23], a co wg sprzyja urabialno�ci mieszanki [1].

Porównuj�c wyniki bada zestawione w tabl. 3 i 5 wnioskowa� mo�na o du�ej niestabilno�ci „napowietrzenia” bd�cego efektem dzia�ania SP1. Chocia� z drugiej strony, autorce znane s� przypadki, gdy zawarto�� powietrza w stwardnia�ym SCC, bd�ca ubocznym efektem dzia�ania SP, mo�e wynosi� a� 8% [30].

W tablicy 5 i na rys. 3÷8 zestawiono rezultaty bada charakterystyki porowato�ci SCC wed�ug PN-EN 480-11 oraz wyniki badania wytrzyma�o�ci i mrozoodporno�ci SCC. Na skutek oddzia�ywania analizowanych domieszek ulegaj� zmianie wielko�ci porów oraz ich ca�kowity udzia�, co nie jest bez znaczenia wzgldem wytrzyma�o�ci SCC. Ró�nica miedzy wytrzyma�o�ci� SCC z SP1 i Z SP2 jest znaczna, st�d nale�y sprawdzi� uprzednio dzia�anie SP, na przyk�ad na podstawie badania zaprawy, przez zastosowaniem go w mieszance betonowej.

Rys. 3. Charaterystyka porowato�ci SCC1

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

10 20 30 40 50 60 80 100

120

140

160

180

200

220

240

260

280

300

350

400

450

500

1 00

01

500

2 00

02

500

3 00

04

000

[%]

[%]

��m]

Zawartosc powietrzaSkumulowana zawartosc powietrza

122

Rys. 4. Charaterystyka porowato�ci SCC2

Rys. 5. Charaterystyka porowato�ci SCC2A

Rys.6. Obraz porów powietrznych SCC1. Podzia�ka na rysunku wyznacza d�ugo�� 0,5 mm

-0,20,00,20,40,60,81,01,21,41,6

00,10,20,30,40,50,60,70,80,9

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,08

0,10

0,12

0,14

0,16

0,18

0,20

0,22

0,24

0,26

0,28

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

4,00

[%]

[%]

[mm]


-0,5

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

10 20 30 40 50 60 80 100

120

140

160

180

200

220

240

260

280

300

350

400

450

500

1 00

01

500

2 00

02

500

3 00

04

000

[%]

[%]

��m]


123

Rys. 7. Obraz porów powietrznych SCC2. Podzia�ka na rysunku wyznacza d�ugo�� 0,5 mm

Rys. 8. Obraz porów powietrznych SCC2A. Podzia�ka na rysunku wyznacza d�ugo��

0,5 mm

Tablica 5. Charakterystyka porów powietrznych i mrozoodporno�� SCC

Symbol A, % �L, mm �,

mm-1 A300,

% fcm,

Mpa. Ubytek fcm po 300

cyklach, % SCC1 4,47 0,29 20,83 1,55 61,7 -3,0 SCC2 1,86 0,84 10,88 0,22 74,4 49,3

SCC2A 3,80 0,33 20,21 1,39 55,9 -3,3

Wp�yw rodzaju SP na charakterystyk porowato�ci SCC jest istotny. Wska�nik rozstawu porów, odpowiadaj�cy betonowi wykonanym z SP2, jest prawie trzykrotnie wikszy od wska�nika rozstawu porów betonu wykonanego z SP1. Powierzchnia w�a�ciwa porów „napowietrzonego” betonu jest prawie dwukrotnie wiksza. Zawarto�� porów A300 w obu betonach ró�ni si siedmiokrotnie. Napowietrzenie, bd�ce ubocznym dzia�aniem SP, w analizowanym przypadku, zapewni�o mrozoodporno�� SCC rzdu F300.

Tablica 6. Wspó�czynnik trwa�o�ci SCC

Seria 0 cykli 25 cykli 75 cykli 100 cykli 150 cykli 250 cykli 300 cykli SCC1 100 104 104 107 104 107 107 SCC2 100 102 102 103 100 81 65

SCC2A 100 102 103 101 103 106 105 Rezultaty badania wspó�czynnika DF (rys. 1) równie� wskazuj� na bardzo dobr� mrozoodporno�� SCC z SP1 oraz z SP2 i AEA (DF � 80%). SCC wykonany z SP2 jest mrozoodporny tylko do 250 cykli. Po 300 cyklu wspó�czynnik DF osi�gn�� warto�� krytyczn�, odpowiadaj�c� ju� niemrozoodpornemu betonowi wg [1], tj. DF�60%.

124

Autorce znane s� jednak przypadki, gdy SCC wykonany z SP1 nie zapewnia mu odporno�ci mrozowej [29], [18]. Wyja�nienie tej zmienno�ci wp�ywu rodzaju SP na mrozoodporno�� SCC wymaga dalszych bada. Ponadto, efekt dzia�ania SP ze wzgldu na „napowietrzenie” SCC bardzo zale�y od temperatury (tabl. 4).

Zgodnie z oczekiwaniem, stosowanie AEA zapewnia najkorzystniejsze dla mrozoodporno�ci SCC warto�ci parametrów porów powietrznych. Powierzchnia w�a�ciwa porów betonu napowietrzonego jest niemal dwukrotnie wiksza, wska�nik rozstawu porów betonu napowietrzonego jest prawie trzykrotnie mniejszy, zawarto�� porów A300 jest ponad sze�ciokrotnie wiksza ni� w przypadku SCC z SP2.

W przypadku betonów nara�onych na cykliczne zamra�anie i odmra�anie wymagania odno�cie parametrów porów powietrznych w klasie XF1÷XF4 s� zestawione w tablicy 7. Porównanie wyników bada zestawionych w tablicy 5 i 6 oraz wymogów wobec parametrów porów powietrznych mrozoodpornego betonu, przedstawionych w tablicy 7, sugeruje konieczno�� dalszych bada nad skorelowaniem parametrów porowato�ci betonu z danym jego stopniem mrozoodporno�ci. Konieczno�� ta zosta�a ju� wspomniana w publikacji [29].

Tablica 7. Wymagania dotycz�ce napowietrzenia betonu [7]

Norma Wymagane Klasa ekspozycji mrozowej XF1 XF2 XF3 XF4

Norma EN 206-1

Min. zawarto�� powietrza w mieszance [%] - 4,0 4,0 4,0

Norma polska PN-B-06265 Bez zmiany Bez

zmiany Bez zmiany

Bez zmiany

Bez zmiany

Norma austriacka ÖNORM B 4710-1


Min. zawarto�� mikroporów A300 [%] - 1,0 1,0 1,8

Max. Wska�nik rozmieszczenia porów �L [mm] - - - 0,18

Norma duska DS. 2426


Min. zawarto�� powietrza A w betonie [%] - 3,5 3,5 3,5

Max. Wska�nik rozmieszczenia porów �L [mm] - 0,20 0,20 0,20

Odporno�� betonu na z�uszczenia powierzchniowe - dobra dobra dobra

Norma niemiecka

Min. zawarto�� powietrza A w betonie [%] -

3,5% przy dmax=63 mm 4,0% przy dmax=32 mm 4,5% przy dmax=16 mm 5,5% przy dmax=8 mm

Niemieckie Federalne Ministerstwo Komunikacji ZTV Beton-StB 01

Beton z domieszk� napowietrzaj�c� i uplastyczniaj�c� lub up�ynniaj�c�

Beton na nawierzchnie dróg

Min. zawarto�� powietrza w mieszance [%] (�rednia dzienna)

5,0 4,0

125

Min. zawarto�� mikroporów A300 [%] 1,5 1,8

Max. Wska�nik rozmieszczenia porów �L [mm] 0,20 0,20

Oznaczenia:�L – wska�nik rozmieszczenia porów powietrznych w stwardnia�ym betonie wg PN-EN 480-11, A – zawarto�� powietrza w stwardnia�ym betonie wg PN-EN 480-11, A300 – zawarto�� mikroporów o wymiarze �rednicy mniejszej ni� 0,3 mm w stwardnia�ym betonie wg PN-EN 480-11.

Normowe wymagania wzgldem rozk�adu porów powietrznych w stwardnia�ym betonie stosowane s� tak�e w niektórych stanach USA i w Kanadzie [6], [28], [22], Wskazania ACI [13] ograniczaj� warto�� wska�nika rozstawu porów do warto�ci 0,20 mm. Niemniej podjto prób znalezienia korelacji pomidzy klasycznymi a szybkimi metodami oceny mrozoodporno�ci betonu na cykliczne zamarzanie-rozmarzanie. W przypadku betonów zwyk�ych uzyskano dobr� wspó�zale�no�� pomidzy wynikami otrzymanymi metod� amerykask� ASTM C 666 a dopuszczaln� warto�ci� wska�nika rozstawu porów.

W wyniku bada stwierdzono, �e w betonie o w/c=0,40÷0,45 krytyczna warto�� wska�nika rozstawu porów wynosi oko�o 0,400 �m, i beton jest odporny na 300 cykli zamra�ania-rozmra�ania. Natomiast norma kanadyjska A23.1 CSA wymaga, aby dla betonów zwyk�ych �rednia warto�� wska�nika rozstawu porów nie przekracza�a 230 �m. Obecnie przesunito ta warto�� do 260 �m [24]. Z uwagi, �e podczas pompowania betonu warto�� tego wska�nika wzrasta [25], Ministerstwo Transportu w Kanadzie zakaza�o wbudowywania betonu wysokiej wytrzyma�o�ci za pomoc� pomp na wszystkich mostach. Przyk�adowe wyniki bada [26] wp�ywu pompowania na charakterystyk porowato�ci betonu wysokowarto�ciowego przedstawiono na rys. 9 i 10. Mieszank betonow� pompowano z wysoko�ci 20 m. Po procesie pompowania mieszanki uleg�y zanikniciu pcherzyki powietrza o wymiarze mniejszym ni� 50 �m, prawdopodobnie z powodu ci�nienia wywieranego na mieszank betonow�. Z tego wzgldu uboczny efekt SP, w postaci zbyt du�ego napowietrzania mieszanki, mo�e w warunkach polowych ulega� znacznemu os�abieniu, podobnie jak napowietrzenie bd�ce efektem dzia�ania zastosowania AEA.

Rys. 9. Wp�yw sposobu pompowania na udzia� wielko�ci pcherzyków powietrza

w mieszance betonu wysokowarto�ciowego [26]

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300

ilo��porów

�na�1�cm

2

�rednica�pora�[�m]

pompowanie�horyzontalne przed�pompowaniempo�pompowaniu

126

Rys. 10. Wp�yw sposobu pompowania na udzia� wielko�ci pcherzyków powietrza

w mieszance betonu wysokowarto�ciowego [26]

4. Wnioski Nale�y zaznaczy�, �e poni�sze wnioski dotycz� tylko analizowanych rodzajów domieszek, nie nale�y ich generalizowa�. Celowo nie podano nazw producentów domieszek, aby sprzyja�, czy te� nie sprzyja� danym ich producentom.

W zakresie przeprowadzonych przez autora bada stwierdzono, �e: � Niektóre rodzaje SP korzystnie wyp�ywaj� na mrozoodporno�� SCC.

Napowietrzenie, bd�ce ubocznym dzia�aniem SP1, a które nie by�o efektem dzia�ania AEA, zapewnia mrozoodporno�� SCC. Jednak napowietrzenie bd�ce efektem dzia�ania AEA w obecno�ci nienapowietrzaj�cego SP2 charakteryzuje si znacznie korzystniejsz� porowato�ci� ze wzgldu na mrozoodporno�� SCC. Ponadto, SCC jest mrozoodporny mimo innych ni� zalecaj� normy europejskie warto�ci parametrów porów powietrznych.

� Efekt dzia�ania SP i AEA istotnie zale�y od temperatury mieszanki. Wraz ze wzrostem temperatury potguj si uboczny efekt SP w postaci „napowietrzania” samozagszczalnej mieszanki betonowej. Wraz ze wzrostem temperatury zwiksza si tak�e rozp�yw SCC. Natomiast czas rozp�ywu ulega skróceniu.

� Rodzaj SP i AEA istotnie wp�ywaj� na zmian urabialno�ci SCC w czasie. Urabialno�� celowo i ubocznie napowietrzonego SCC pogarsza si w wikszym stopniu ni� betonu nienapowietrzonego.

� Jak wykaza�y wyniki bada [26], w wyniku procesu pompowania mieszanki betonowej celowe jej napowietrzenie ulega znacznemu pogorszeniu. Wobec tego, tak�e uboczny efekt dzia�ania SP w warunkach polowych mo�e by� znacznie zmniejszony.

Literatura [1] A�tcin P.-C., Jolicoeur C., MacGregor J.G.: A look at certain characteristics of

superplasticizers and their use in the industry, Concrete International, 16, Nr 15, 1994, s. 45-52.

0

20

40

60

80

0 100 200 300

ilo��porów

�na�1�cm

2

�rednica�pora�[�m]

pompowanie�wertykalne przed�pompowaniempo�pompowaniu

127

[2] ASTM C 666, Standard Test Method for Resistance of Concrete to Rapid Freezing and Thawing, Annual Book of ASTM Standards, 1991.

[3] Atkins P. W.: Chemia fizyczna, PWN, 2003. [4] CEN/TR 15177, Testing the freeze-thaw resistance of concrete – Internal structural

damage, Technical Report, April 2006. [5] European Project Group: The European guidelines for self-compacting concrete:

specification, production and use, 2005. [6] Glinicki M. A., Cie�la, J., Fordoski K.: Zagadnienia trwa�o�ci mostów betonowych

w normach europejskich, Midzynarodowa Konferencja EKO-MOST 2006, Kielce, 16-17 maja 2006, s. 115-124.

[7] Glinicki M. A.: Europejskie wymagania na beton napowietrzony w klasie �rodowiska XF. Drogownictwo, nr 3/2005, s. 86-88.

[8] Go�aszewski J.: Wp�yw superplastyfikatorów na w�a�ciwo�ci reologiczne mieszanek na spoiwach cementowych w uk�adzie zmiennych czynników technologicznych, Zeszyty Naukowe Politechniki �l�skiej, Gliwice 2006.

[9] Go�aszewski, J. Effect of Temperature on Rheological Properties of Superplasticized Cement Mortars. 8ht CANMET/ACI Conference Superplasticizers and other admixtures for concrete, Ed. Malhotra V.M., ACI SP 239, Italy, 2006, 423 - 440.

[10] Go�aszewski, J.; Cygan G.: The effect of temperature on the rheological properties of self - compacting concrete. 9th International Conference “Brittle Matrix Composites”, Eds. A.M. Brandt, Poland, 2009, str. 359 - 368.

[11] Go�aszewski, J Kszta�towanie urabialno�ci mieszanki betonowej superplastyfikatorami. Wydawnictwo Politechniki �l�skiej, Budownictwo z. 99, Gliwice 2003, s 215.

[12] Grzeszczyk S., Sudo� M.: wp�yw temperatury na skuteczno�� dzia�ania superplastyfikatorów nowej generacji. cement wapno Beton, 6/2003, s. 325-331.

[13] Guide to durable concrete. Reported by ACI Commiittee 201, ACI Journal, Vol. 74, No. 12, 1979, s. 573-582.

[14] Hanehara S., Kazuo Yamada K.: Rheology and early age properties of cement systems, Cement and Concrete Research 21 (2008), s. 175-195.

[15] Kamal H, Khayat KH., ASSAAD J. : Air-Void Stability in Self –Consolidating Concrete. ACI Materials Journal, V. 99, No. 4, July-August, 2002, s. 408-416

[16] Kamal H., Khayat K. H., Assaad J.: Air-Void Stability in Self–Consolidating Concrete, ACI Materials Journal, V. 99, No. 4, July-August, 2002, s. 408-416.

[17] Khayat K. H.: Optimization and performance of the air-entrained, self-consolidating concrete, ACI Materials Journal, Vol. 97, 2000, No. 5, s. 526-535.

[18] Kobayashi M., NAKAKURO E., KODAMA K., NEGAMI S.: Frost resistance of superplasticized concrete, ACI SP-68, 1981, s. 269-282.

[19] Kurdowski W.: Chemia cement i betonu, Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa 2010.

[20] �a�niewska-Piekarczyk B.: Wp�yw domieszki zmniejszaj�cej zawarto�� powietrza na w�a�ciwo�ci mieszanki oraz samozagszczajacego sie betonu, Cement-Wapno-Beton 3/2010.

[21] Litvan G.: Air entrainment in the presence of superplasticizers. ACI Journal, Vol. 80, No. 4, 1983, s. 326-331

[22] Meyer F.: Air void distribution in concrete for the Great Belt Link, West Bridge. Nordic Concrete Research, Publication No.21, 17 p.

128

[23] Nawa T., Ichiboji H., Kinoshita M.: Influence of temperatur on fluidity of cement paste containg superplasticizer with polyethylene oxide graf chains, 6th CAMET/ACI International Conference “Superplasticizer and Other Chemical Admixtures in Concrete”, 2000, s.195-210.

[24] Newlon H., Mitchell T.M.: Freezing and Thawing. Significance of Test and Properties of Concrete and Concrete-Making Materials. P. Klieger, J. F. Lamond, ASTM Publication, USA, 1994.

[25] Philleo R. E.: Freezing and Thawing Resistance of High Strength Concrete. National Cooperative Highway Research Programme Synthesis of Highway practice 129, Transportation Research Board, National Research Council, Washington 1986.

[26] Pleau R., Pigeon M., Lamontagne A, Lessard M.: Influence of pumping on the characteristics of the air-void system of high-performance concrete. Transportation Research Board, Washington, USA, January 22-28, 1995.

[27] Saucier F., Pigeon M., Cameron G.: Air void stability – part V: Temperature, general analysis, and performance index. ACI Mater. J. 1991, 88, (1), s. 25-36.

[28] Schell H., Konecny J.: Development of an End-Results Specification for Air Void parameters of Hardened Concrete In Ontario’s Highway Structures, 82nd Annual Meetein, Transportation Research Board, Washington, 2003, 18 str.

[29] Szwabowski J., �a�niewska-Piekarczyk B.: Wymogi wzgldem parametrów struktury porowato�ci mrozoodpornego samozagszczalnego betonu (SCC), Cement-Wapno-Beton, nr 3, 2008, s. 155.

[30] Szwabowski J., �a�niewska-Piekarczyk B.: Zwikszenie napowietrzenia mieszanki pod wp�ywem dzia�ania superplastyfikatorów karboksylowych. Cement-Wapno-Beton, nr 4, 2008, s. 205-215.

THE PROBLEM OF ADEQUATE AIR-ENTRAINMENT OF SELF-COMPACTING CONCRETE

Summary

In paper, the influence of SP, AEA and temperature on air-content, workability, change workability after time and compressive strength, frost-resistance, durability coefficient (DF) and porosity characteristics according to PN-EN 480-11 of hardened self-compacting concrete (SCC) was discussed. The research results proved that the investigated admixtures and temperature have significant influence on tested concrete mix and hardened SCC properties.

129

Tomasz Ponikiewski1

KSZTA�TOWANIE URABIALNO�CI FIBROBETONU SAMOZAG�SZCZALNEGO

1. Wprowadzenie

Obecny stan wiedzy nie jest wystarczaj�cy do efektywnego kszta�towania

urabialno�ci mieszanek samozagszczalnych z dodatkiem zbrojenia rozproszonego. Konieczne s� dalsze badania, zw�aszcza uwzgldniaj�ce wp�yw zmiennych w�a�ciwo�ci geometrycznych i materia�owych w�ókien. Technologia betonu samozagszczalnego pozwala na kszta�towanie struktury obiektów in�ynierskich w sposób szybszy i bezpieczniejszy ni� w przypadku zastosowania betonu o tradycyjnych w�a�ciwo�ciach. Zabiegi technologiczne formowania elementów betonowych z betonu samozagszczalnego s� znacznie uproszczone a efekty kocowe pozwalaj� na eksponowanie struktur stwardnia�ego betonu w szerszym zakresie. Jedn� z modyfikacji rozpatrywanych betonów jest dodawanie do ich objto�ci w�ókien ró�nego rodzaju w postaci zbrojenia rozproszonego. Nie jest to zagadnienie nowe w technologii betonu [1][2][5][4][5][6][8][8] [9], lecz w przypadku betonów o w�a�ciwo�ciach samozagszczalno�ci stanowi aktualny obszar bada [11][13][14].

Ogólna tendencja poprawy charakterystyk stwardnia�ego betonu samozagszczalnego wraz ze wzrostem zawarto�ci w�ókien w jego objto�ci, powoduje pogarszanie urabialno�ci tych�e mieszanek w trakcie ich formowania. Aktualnym problemem, tak�e w przypadku betonów samozagszczalnych modyfikowanych w�óknami stalowymi i syntetycznymi, jest trudno�� realizacji procesów technologicznych w trakcie robót betonowych. Zmusza to do rozpoznania rzeczywistej natury ich urabialno�ci i okre�lenia wp�ywu dodawania w�ókien na zjawiska zachodz�ce w �wie�ym i stwardnia�ym betonie samozagszczalnym.

Celem prezentowanych bada by�o okre�lenie urabialno�ci mieszanek samozagszczalnych z dodatkiem w�ókien stalowych i syntetycznych. W badaniach rozpatrywano zmienn� d�ugo�� i udzia� objto�ciowy w�ókien. Wyniki bada zaprezentowano dla dwóch klas konsystencji mieszanek samozagszczalnych. Przeprowadzono badania testem rozp�ywu oraz testem reologicznym.

1 dr in�., Katedra In�ynierii Materia�ów i Procesów Budowlanych, Politechnika �l�ska, e-mail: [email protected]


Gliwice 2011

130

2. Za�o�enia i metodyka bada� W referacie zosta�y przedstawione wyniki bada urabialno�ci wykonane normowym

testem rozp�ywu. Dla wybranych sk�adów mieszanek (z dodatkiem w�ókien syntetycznych) wykonano badania metod� reometrycznego testu urabialno�ci (RTU). Zosta�y one przeprowadzone za pomoc� reometru do zapraw i mieszanek betonowych – BT–2. (rys.1). Istota RTU zosta�a omówiona szczegó�owo w literaturze [9].

a) b) Rys. 1. Reometr BT-2 do wyznaczania parametrów reologicznych mieszanek betonowych

a) widok ogólny aparatu podczas procedury pomiarowej; b) odczyt parametrów reologicznych mieszanki samozagszczalnej na podstawie krzywej p�ynicia

Wyniki pomiarów reometrycznych aproksymowano dwuparametrowym modelem

reologicznym Binghama. Pozwoli�o to na okre�lenie dwóch podstawowych parametrów reologicznych – granicy p�ynicia g oraz lepko�ci plastycznej h. Sk�ad badanej mieszanki samozagszczalnej przedstawiono w tablicy 1. Badania wykonano uwzgldniaj�c wp�yw nastpuj�cych czynników:

� materia� w�ókien – stalowe i syntetyczne; � rodzaj w�ókien stalowych (patrz tabela 2); � udzia� wagowy w�ókien stalowych: 20 – 120 kg/m3 (0,25 – 1,5)% objto�ci; � rodzaj w�ókien syntetycznych (patrz tabela 3); � udzia� wagowy w�ókien syntetycznych: 1 – 10 kg/m3 (0,1 – 1,1)% objto�ci;

Zastosowano w badaniach superplastyfikator na bazie eteru polikarboksylanowego.

Charakterystyka w�ókien stalowych zosta�a opracowana m.in. na podstawie [12]. Zastosowane do bada w�ókna zosta�y wytypowane z dosy� licznej grupy dostpnych na rynku. Dobór mia� na celu zaprezentowanie wp�ywu w�ókien o ró�nych parametrach materia�owych i geometrycznych na urabialno�� mieszanek samozagszczalnych. W�ókna stalowe dozowano w ilo�ci 20÷120 kg/m3 proporcjonalnie do ich geometrii (udzia� objto�ciowy w�ókien w mieszance odwrotnie proporcjonalny do d�ugo�ci w�ókien). W�ókna syntetyczne dozowano w ilo�ci 2÷10 kg/m3 proporcjonalnie do ich gsto�ci objto�ciowej oraz parametrów geometrycznych. Nale�y zaznaczy�, �e kszta�t w�ókien, ze wzgldu na zmienno�� ich geometrii, jest dodatkowym czynnikiem, wp�ywaj�cym na

131

wyniki bada, lecz nak�adaj�cym si na rozpatrywane pozosta�e parametry zmienne w�ókien.

Tablica 1. Sk�ad mieszanki samozagszczalnej SK�ADNIK kg/m3

CEM II B-M (S-V) 490 - CEM I - 600 Piasek 0-2 mm 806 800 Kruszywo otoczakowe 2-8 mm 806 800 Superplastyfikator Glenium ACE 48 (3.5 % m.c.) 17,15 - Superplastyfikator Glenium SKY 592 (2,5 % m.c.) - 15,00 Stabilizator RheoMatrix (0.4 % m.c.) 1,95 2,41

PARAMETRY Punkt piaskowy (%) 50 50 W/C 0,44 0,31 Klasa konsystencji (SF) SF3 SF2

Tablica 2. Charakterystyka geometryczno-materia�owa badanych w�ókien stalowych Nazwa D�ugo�

(mm) �rednica

(mm) Przekrój

poprzeczny Kszta�t Materia� Wytrzym. na rozc.(N/mm2)

SW 50/1.0 50±10% 1,0±10% okr�g�y Stal niskowglowa 1100±15%

DM 6/0,17 6±10% 0,17±10% okr�g�y Stal niskowglowa 2100±15%

SF 01-32 32±10% 3,80±10% sierpowaty S355 J2 G3 980±15%

KE 20/1,7 20±10% 1,70±10% prostok�tny 2) DC01 770±15%

SW 35 35±10% 2,30±2,95 1) cz�� okrgu Stal niskowglowa 800±15%

Oznaczenia: 1) szeroko�� (mm); 2) grubo�� 0,50±10%;

Tablica 3. Charakterystyka geometryczno-materia�owa badanych w�ókien syntetycznych Nazwa D�ugo�

(mm) �rednica Klasa Kszta�t Materia� Wytrzym. na rozc.(N/mm2)

SBF 5 5±10% 16 [μm] ko�owy proste Polimerowo-bazaltowe 1 680

SBF 12 12±10% 16 [μm] ko�owy proste Polimerowo-bazaltowe 1 680

FS 25 25 0,66 [mm] II; makrow�ókna odkszta�cone Polipropylen,

polietylen 600

FS 40 40 0,66 [mm] II; makrow�ókna odkszta�cone Polipropylen,

polietylen 600

FS 12 12 28 [μm] Ia; mikrow�ókna

Proste, pojedyncze Polipropylen 600

Zosta�a opracowana i wdro�ona procedura przygotowania mieszanek betonowych,

pozwalaj�ca zachowa� technologiczn� powtarzalno�� wyników.

132

Kolejno�� postpowania w procedurze przygotowania mieszanki betonowej: 1. Dozowanie kruszywa 2. Dozowanie piasku 3. Dozowanie cementu 4. Dozowanie w�ókien 5. Wstpne mieszanie sk�adników – 3 minuty 6. Dozowanie 2/3 ilo�ci wody 7. Dozowanie 1/6 ilo�ci wody wraz z pe�n� dawk� superplastyfikatora 8. Mieszanie sk�adników – 2 minuty 9. Dozowane 1/6 ilo�ci wody z pe�n� dawk� stabilizatora 10. Mieszanie wszystkich sk�adników – 2 minuty

3. Wyniki bada� i ich omówienie

Na rys. 2 przedstawiono wp�yw rodzaju i udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych

na �rednic rozp�ywu Dmax oraz czas rozp�ywu T500 mieszanek samozagszczalnych. Mieszanka bez dodatku w�ókien spe�nia�a dwie klasy konsystencji. Generalnie wraz ze wzrostem ilo�ci dozowanych w�ókien stalowych, pogarsza si urabialno�� mieszanek z ich dodatkiem. Stwierdzono brak utraty samozagszczalno�ci SCC ze wszystkimi badanymi w�óknami stalowymi dla zawarto�ci w�ókien do 40 kg/m3. Przy dozowaniu 60 kg/m3, nast�pi�a najwiksza utrata samozagszczalno�ci (Dmax z 780 do 720 mm) dla mieszanki z dodatkiem wybranych w�ókien stalowych d�ugich. Zaobserwowano niewielki spadek �rednicy rozp�ywu dla mieszanek z zawarto�ci� 80 kg/m3 w�ókien stalowych krótkich. Warto�� rednicy rozp�ywu dla w�ókien najd�u�szych 50 mm jest praktycznie niezmienna w przedziale dozowania 60÷100 kg/m3. Utrata parametrów samozagszczalno�ci nast�pi�a dla mieszanki z dodatkiem w�ókien najkrótszych przy zawarto�ci 120 kg/m3. Czas rozp�ywu T500 badanych mieszanek samozagszczalnych wzrasta wraz ze wzrostem zawarto�ci

Rys. 2a. Badania mieszanek samozagszczalnych testem rozp�ywu; wp�yw rodzaju

i udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych na �rednic rozp�ywu Dmax,

133

Rys. 2b. Badania mieszanek samozagszczalnych testem rozp�ywu; wp�yw rodzaju

i udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych na czas rozp�ywu T500 w�ókien w mieszance. Dla zawarto�ci w�ókien w przedziale 80-100 kg/m3 zaobserwowano brak zwikszenia si czasu rozp�ywu mieszanek w przypadku 3 typów w�ókien. Przyk�adowe testy rozp�ywu badanych mieszanek samozagszczalnych z dodatkiem w�ókien stalowych przedstawiono na rys. 3.

a) b)

Rys. 3. Test rozp�ywu mieszanki samozagszczalnej: a) bez w�ókien; b) zawieraj�cej w�ókna stalowe d�ugo�ci 35 mm – 60 kg/m3

Na rys. 4 przedstawiono wp�yw rodzaju i udzia�u objto�ciowego w�ókien

syntetycznych na �rednic rozp�ywu Dmax oraz czas rozp�ywu T500 mieszanek samozagszczalnych. Stwierdzono zmniejszanie si �rednicy rozp�ywu mieszanki samozagszczalnej wraz ze zwikszaniem si zawarto�ci w�ókien w mieszance.

134

Najwiksze zmniejszenie �rednicy rozp�ywu stwierdzono dla mieszanek z dodatkiem mikro-w�ókien polipropylenowych. Ju� przy zawarto�ci tych w�ókien na poziomie 2 kg/m3 warto�� Dmax spad�a do warto�ci 490 mm i mieszanka utraci�a cechy samozagszczalnej. Dla mieszanek z makro-w�óknami polipropylenowymi o zawarto�ci 6 kg/m3 otrzymano �rednic 400 mm. W przypadku pozosta�ych rozpatrywanych w�ókien w przedziale zawarto�ci 2÷4 kg/m3 �rednica rozp�ywu by�a zbli�ona i wynosi�a 670-690 mm. Czas rozp�ywu zwiksza si wraz ze wzrostem ilo�ci w�ókien syntetycznych w mieszance. Zwikszanie ilo�ci mikro-w�ókien polipropylenowych najszybciej powoduje wyd�u�enia czasu rozp�ywu mieszanki.

Rys. 4. Badania mieszanek samozagszczalnych testem rozp�ywu; wp�yw rodzaju i udzia�u objto�ciowego w�ókien syntetycznych na: a) �rednic rozp�ywu Dmax b) czas rozp�ywu T500

a)

b)

135

Przyk�adowe testy rozp�ywu badanych mieszanek samozagszczalnych z dodatkiem w�ókien syntetycznych przedstawiono na rys. 5. Nale�y zaznaczy�, �e wszystkie mieszanki z dodatkiem w�ókien stalowych i syntetycznych charakteryzowa�y si wska�nikiem wizualnej stabilno�ci VSI oceny mieszanek samozagszczalnych równym VSI 0.

a) b)

Rys. 5. Test rozp�ywu mieszanki samozagszczalnej zawieraj�cej: a) w�ókna bazaltowe d�ugo�ci 5 mm – 6 kg/m3; b) makro-w�ókna polipropylenowe d�ugo�ci 40 mm – 4 kg/m3

Na rys. 6. przedstawiono wp�yw rodzaju i udzia�u objto�ciowego w�ókien syntetycznych na warto�� granicy p�ynicia g mieszanek samozagszczalnych z ich dodatkiem. Na podstawie uzyskanych wyników mo�na stwierdzi�, �e warto�� granicy p�ynicia wzrasta wraz ze wzrostem udzia�u objto�ciowego w�ókien w mieszance. Wykazano wp�yw materia�u w�ókien na warto�� granicy p�ynicia. W przypadku mikro-w�ókien polipropylenowych stwierdzono najwikszy przyrost granicy p�ynicia g dla zawarto�ci 2 kg/m3 w mieszance samozagszczalnej. W przedziale zawarto�ci 2÷4 kg/m3, mieszanki z makro-w�óknami polipropylenowymi oraz bazaltowymi charakteryzuj� si stosunkowo najni�sz� warto�ci� granicy p�ynicia. Dla zawarto�ci 6 kg/m3 w�ókien bazaltowych d�ugo�ci 5 mm mieszanka z ich dodatkiem wykazuje najmniejszy przyrost warto�ci granicy p�ynicia. Dla zawarto�ci 6 kg/m3 w�ókien d�ugich bazaltowych dodawanych do mieszanki, nastpuje relatywnie najwy�szy wzrost granicy p�ynicia.

Na rys. 7. przedstawiono wp�yw rodzaju i udzia�u objto�ciowego w�ókien syntetycznych na warto�� granicy p�ynicia h mieszanek samozagszczalnych z ich dodatkiem. Generalnie warto�� lepko�ci plastycznej wzrasta wraz ze wzrostem udzia�u objto�ciowego w�ókien w mieszance. Najwikszy przyrost lepko�ci plastycznej uzyskano dla mieszanek z makro-w�óknami polipropylenowymi. Spadek lepko�ci plastycznej uzyskano dla mieszanek z w�óknami bazaltowymi d�ugo�ci 25 mm w odniesieniu do mieszanki wzorcowej. Mieszanki z mikro-w�óknami polipropylenowymi analizowane w przedziale zawarto�ci 1÷2 kg/m3 wykazywa�y si nieznacznym przyrostem lekko�ci plastycznej.

136

Rys. 6. Badania mieszanek samozagszczalnych testem reometrycznym; wp�yw rodzaju

i udzia�u objto�ciowego w�ókien syntetycznych na warto�� granicy p�ynicia g

Rys. 7. Badania mieszanek samozagszczalnych testem reometrycznym; wp�yw rodzaju

i udzia�u objto�ciowego w�ókien syntetycznych na warto�� lepko�ci plastycznej h

137

4. Podsumowanie i wnioski ko�cowe

Analiza wp�ywu w�ókien stalowych oraz syntetycznych na szybko�� utraty samozagszczalno�ci mieszanek z ich dodatkiem by�a przedmiotem niniejszego artyku�u. Przedstawione badania betonów samozagszczalnych modyfikowanych w�óknami wykazuj� wp�yw ich dodatku na pogarszanie si urabialno�ci mieszanki samozagszczalnej. Pomimo pogarszania si urabialno�ci mo�na uzyska� mieszanki samozagszczalne z dodatkiem w�ókien stalowych oraz syntetycznych. Samozagszczalno�� mieszanek betonowych pogarsza si wraz ze wzrostem udzia�u objto�ciowego w�ókien w mieszance samozagszczalnej. Z punktu widzenia zachowania samozagszczalno�ci mieszanek z dodatkiem w�ókien stalowych, ich zawarto�� na poziomie 80 kg/m3 nie powoduje znacznego pogorszenia urabialno�ci. Rozpatrywane w�ókna syntetyczne równie� wp�ywaj� na pogarszanie urabialno�ci mieszanek samozagszczalnych z ich dodatkiem. Wykazano najwiksze pogarszanie samozagszczalno�ci mieszanek z dodatkiem mikro-w�ókien polipropylenowych d�ugo�ci 12 mm. Mieszanka z zawarto�ci� 2 kg/m3 tych w�ókien utraci�a w�a�ciwo�ci mieszanki samozagszczalnej. Mieszanki z dodatkiem w�ókien polimerowo-bazaltowych utraci�y w�a�ciwo�ci mieszanki samozagszczalnej przy zawarto�ci 6 kg/m3. Najmniejsze pogorszenie samozagszczalno�ci uzyskano dla mieszanek betonowych z dodatkiem w�ókien polipropylenowo-polietylenowych. Dozowanie tych w�ókien w ilo�ci do 4 kg/m3 powoduje zmniejszanie si �rednicy rozp�ywu mieszanek samozagszczalnych z ich dodatkiem o oko�o 90 mm. Badania reologiczne mieszanek samozagszczalnych potwierdzi�y trend wzrostu warto�ci granicy p�ynicia g wraz ze wzrostem ilo�ci dozowanych w�ókien syntetycznych. Badania potwierdzi�y korelacj uzyskanych wyników pomidzy testem technologicznym rozp�ywu a reometrycznym testem urabialno�ci.

Literatura

[1] ACI Committee 236-237: SP-233CD: Workability of SCC: Roles of Its Constituents

and Measurement Techniques, ACI, 2006. [2] ACI Committee 544: 544.3R-08: Guide for Specifying, Proportioning, and Production

of Fiber-Reinforced Concrete, ACI, 2008. [3] Barragán B., Zerbino R., Gettu R., Soriano M., de la Cruz C., Giaccio G., Bravo M.:

Development and application of steel fibre reinforced self-compacting concrete, 6th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced Concretes (FRC) – BEFIB 2004, Varenna, Italy, 457 – 466.

[4] Brandt A.M.: Zastosowanie w�ókien, jako uzbrojenia w elementach betonowych, Konferencja: Beton na progu nowego Milenium, Kraków, 9-10.11.2000, 433-444.

[5] Ding Y., Thomaseth D., Niederegger Ch., Thomas A., Lukas W.: The investigation on the workability and flexural toughness of fibre cocktail reinforced self-compacting high performance concrete, 6th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced Concretes (FRC) – BEFIB 2004, Varenna, Italy, 467 – 478.

138

[6] Kaszyska M.: Beton samozagszczalny – rozwój technologii i wyniki bada, Konferencja „Dni betonu”, Wis�a, 2004, 95 – 110.

[7] Brandt A.M., Cement-based composites. Materials, mechanical properties and performance, Taylor & Francis, USA & Canada 2009.

[8] Grünewald S.: Performance-based design of self-compacting fibre reinforced concrete, Doctor`s thesis, 2004.

[9] Khayat K.H., Roussel Y. Testing and performance of fibre-reinforced self-consolidating concrete. In: Proceedings of the First RILEM International Symposium on Self-compacting Concrete, Stockholm, Sweden, September 1999, RILEM Publications, Bagneux, France, pp 509 - 521.

[10] Szwabowski J., Reologia mieszanek na spoiwach cementowych, Wydawnictwo Politechniki �l�skiej, Gliwice 1999.

[11] Khayat K.H., Ghoddousi P., Kassimi F., Effect of fiber type on workability and mechanical properties of SCC, In: Proceedings of the Third North American conference on the Design and Use of Self-consolidating Concrete SCC Chicago 2008.

[12] http://www.fiberbet.eu [13] Ponikiewski T.: The rheological properties of fresh steel fibre reinforced self-

compacting concrete, in: Proc. Int. Symp. `Brittle Matrix Composites 8`, A.M.Brandt, V.C.Li, I.H.Marshall, Warsaw 2006.

[14] Ponikiewski T.: Investigation on random distribution of fibres in cement composites, in: Proc. Int. Symp. `Brittle Matrix Composites 9`, A.M.Brandt, J. Olek, I.H.Marshall, Warsaw 2009.

THE WORKABILITY SHAPE OF FRESH FIBRE REINFORCED SELF-COMPACTING CONCRETE

Summary

In the paper the methodology and test results of the investigation are presented and discussed

on the influence of steel and synthetic fibres on rheological properties of Fibre Reinforced Self-Compacting Concrete (FRSCC). The rheological parameters of FRSCC – behaves as a Bingham body, their rheological parameters yield value g and plastic viscosity h were determined by using new kind of rheometer BT2 to mortar and concrete mix research. In the research, an experimental verification of a significance of an influence: kind and volume fraction of fibres, lengths and shape of fibres on rheological properties of FRSCC was investigated. The rheological properties of steel FRSCC from workability point of view are better than for SCC with other types of fibres.

139

Janusz Szwabowski1 Patrycja Miera2

WP�YW W�ÓKIEN STALOWYCH NA WYBRANE W�A�CIWO�CI BETONU SAMOZAG�SZCZALNEGO

1. Wprowadzenie

Fibrobetony samozagszczalne z w�óknami stalowymi nale�� do grupy betonów, których cechy techniczne nie s� jeszcze wystarczaj�co rozpoznane. G�ówny problem polega na du�ej ró�norodno�ci kszta�tów i wymiarów w�ókien stalowych. Dodatkowo korzystne technologicznie udzia�y objto�ciowe w�ókien pogarszaj� samozagszczalno�� mieszanek fibrobetonowych. Poni�szy artyku� jest po�wicony rozpoznaniu tego problemu i mo�liwym wyja�nieniu.

2. Cel, zakres i metodyka bada�

Celem bada jest okre�lenie wp�ywu udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych na samozagszczalno�� i wytrzyma�o�� na �ciskanie fibrobetonu samozagszczalnego (FRSCC). Badania przeprowadzono w dwóch etapach przy czym w ka�dym z nich badania prowadzono na dwóch ró�ni�cych si midzy sob� stosunkiem w/c FRSCC. W obu etapach okre�lono wp�yw udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych na �rednic rozp�ywu (SF), czas rozp�ywu (t500), granic p�ynicia (g), lepko�� plastyczn� (h) oraz na wytrzyma�o�� na �ciskanie (fc) fibrobetonów samozagszczalnych. W etapie II zbadano dodatkowo wytrzyma�o�� na rozci�ganie przy zginaniu (fcf) FRSCC.

Do bada FRSCC w etapie I zastosowano w�ókna stalowe haczykowate o d�ugo�ci 30 mm i �rednicy 0,62 mm, a w II etapie zastosowano w�ókna stalowe faliste o d�ugo�ci 30 mm i �rednicy 0,70 mm. W oparciu o wyniki bada Ponikiewskiego [1][2][3] kszta�t w�ókien dobrano ze wzgldu na najwikszy mo�liwy do zastosowania udzia� objto�ciowy w�ókien stalowych w FRSCC przy utrzymaniu samozagszczalno�ci. W betonach zwyk�ych przyjmuje si, �e korzystne efekty zbrojenia rozproszonego uzyskuje si przy udziale objto�ciowym 2,0 %. Niniejsze badania powinny okre�li� czy taki udzia� jest

1 prof. dr hab. in�., Politechnika �l�ska. 2 mgr in�., Politechnika �l�ska.


Gliwice 2011

140

mo�liwy do uzyskania w FRSCC. Sk�ady FRSCC dla poszczególnych etapów przedstawiono w tablicach 1 i 2.

Tablica 1. Sk�ad FRSCC I etapu. Sk�adniki Jednostki B1 B2

w/c [-] 0,40 0,55 �kz [-] 1,40 1,45 Cement CEM II/B-S 32,5R [kg/m3] 540,1 394,7 M�czka wapienna [kg/m3] 0,0 148,0 Woda [kg/m3] 214,5 215,5 Piasek [kg/m3] 726,5 716,4 �wir 2 ÷ 8 [kg/m3] 887,9 875,7 Superplastyfikator [% mc] 0,57 0,70 Udzia� objto�ciowy w�ókien stalowych (WSTh) [% obj.] 0,00; 0,50; 0,75; 1,00; 1,25

Tablica 2. Sk�ad FRSCC II etapu.

Sk�adniki Jednostki B3 B3a B4 B4a w/c [-] 0,39 0,39 0,50 0,50 �kz [-] 1,35 1,35 1,30 1,30 Cement CEM III/A 32,5N LH/HSR/NA [kg/m3] 494,8 494,8 367,6 367,6

M�czka wapienna [kg/m3] 54,8 54,8 157,6 157,6 Woda [kg/m3] 192,4 192,4 183,6 183,6 Piasek [kg/m3] 908,8 908,8 908,8 908,8 �wir 2 ÷ 8 [kg/m3] 432,0 432,0 432,0 432,0 �wir 8 ÷ 16 [kg/m3] 259,2 259,2 259,2 259,2 Superplastyfikator [% mc] 0,94 0,94 1,11 1,11 Domieszka napowietrzaj�ca (AEA)

[% ms] - 0,0024 -

0,0024

Udzia� objto�ciowy w�ókien stalowych (WSTf) [% obj.]

0,00; 0,50; 1,00;

0,00; 0,50; 1,00;

0,00; 0,50

0,00; 0,50

Przygotowanie mieszanek fibrobetonowych by�o nastpuj�ce:

� mieszanie suchych sk�adników (za wyj�tkiem w�ókien) – 1min; � nastpnie dodano wod z rozprowadzonym w niej superplastyfikatorem – mieszano

5 min (w przypadku wykonania FRSCC B3a i B4a po 1 min mieszania dodano domieszk napowietrzaj�ca i mieszano jeszcze 4min);

� nastpnie dodano w�ókna –mieszano 1 min. Po 20 minutach (licz�c od pocz�tku mieszania) przemieszano mieszank betonow�

ponownie i wykonano badania �rednicy i czasu rozp�ywu wg projektu normy badania mieszanek samozagszczalnych [4] oraz badania granicy p�ynicia (g) i lepko�ci plastycznej (h) mieszanek fibrobetonowych za pomoc� reometru BT2. Badania wytrzyma�o�ci na �ciskanie FRSCC prowadzono na próbkach sze�ciennych o boku 150 mm po 28 dniach

141

[5][6] [7], za� badanie wytrzyma�o�ci na rozci�ganie przy zginaniu na belkach o wymiarach 150x150x600 mm [8].

3. Wyniki bada� i ich omówienie

Wyniki bada �rednicy rozp�ywu (SF), czasu rozp�ywu (t500), granicy p�ynicia (g) i lepko�ci plastycznej (h) mieszanek fibrobetonowych etapu I przedstawiono na rysunkach 1 – 2.

Rys. 1 Wp�yw udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych haczykowatych na �rednic

i czas rozp�ywu mieszanek fibrobetonowych etapu I. Warto�ci przy znacznikach oznaczaj� udzia� objto�ciowy w�ókien w fibrobetonie.

Rys. 2. Wp�yw udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych haczykowatych na granic

p�ynicia i lepko�� plastyczn� mieszanek fibrobetonowych etapu I. Warto�ci przy znacznikach oznaczaj� udzia� objto�ciowy w�ókien w fibrobetonie.

142

Badania mieszanek fibrobetonowych z etapu I wykaza�y stopniowe ograniczenie �rednicy rozp�ywu (SF) mieszanek fibrobetonowych wraz ze wzrostem udzia�u objto�ciowego w�ókien (rys.1). Maksymalny mo�liwy do zastosowania udzia� objto�ciowy wyniós� 1,25% obj. Przy udziale objto�ciowym 1,50% obj. mieszanki utraci�y samozagszczalno��. Potwierdzaj� to pomiary granicy p�ynicia (rys.2), których warto�� wzrasta�a wraz ze wzrostem udzia�u w�ókien stalowych haczykowatych. Szczególnie wysoki przyrost granicy p�ynicia obserwuje si w betonie o w/c = 0,55. Badania czasu rozp�ywu t500 wykaza�y, �e wraz ze wzrostem udzia�u objto�ciowego w�ókien zwiksza si czas rozp�ywu (rys.1) z 3,0 s dla mieszanek betonowych bez w�ókien do 5,2 s dla mieszanek betonowych z w�óknami w udziale objto�ciowym 1,25 % obj. Wyd�u�enie czasu rozp�ywu jest wynikiem wzrostu lepko�ci plastycznej, na co wskazuj� wyniki badania zamieszczone na rys. 4. W tym przypadku wzrost lepko�ci plastycznej jest wikszy dla betonu o w/c = 0,40. Równie� czas rozp�ywu t500 dla mieszanek o w/c = 0,40 i udziale objto�ciowym 0,50 i 075 % obj. jest d�u�szy ni� dla odpowiednich mieszanek o w/c = 0,55.

Wyniki bada �rednicy rozp�ywu (SF), czasu rozp�ywu (t500), granicy p�ynicia (g) i lepko�ci plastycznej (h) etapu II przedstawiono na rysunkach 3 – 4.

Rys. 3 Wp�yw udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych falistych na �rednic i czas

rozp�ywu mieszanek betonowych etapu II. Warto�ci przy znacznikach oznaczaj� udzia� objto�ciowy w�ókien w fibrobetonie.

Badania �rednicy rozp�ywu (SF) i czasu rozp�ywu (t500) etapu II wykaza�y, �e wraz

ze wzrostem udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych falistych w fibrobetonie B3a wzrasta �rednica i czas rozp�ywu mieszanek fibrobetonowych (rys.3). Natomiast w fibrobetonie B4a po dodaniu 0,5% obj. w�ókien nast�pi�a utrata samozagszczalno�ci (SF = 375 mm). Ograniczenie �rednicy rozp�ywu i wzrost czasu p�ynicia zwi�zane jest oczywi�cie ze wzrostem granicy p�ynicia i lepko�ci plastycznej mieszanki betonowej co potwierdzaj� wyniki bada przedstawione na rysunku 4. Z bada etapu II wynika równie�, �e im wiksza jest �rednica rozp�ywu mieszanki bez w�ókien tym wicej w�ókien mo�na doda� do mieszanki betonowej. Maksymalny udzia� w�ókien przy zachowaniu samozagszczalno�ci dla fibrobetonu B3 wyniós� 1,0% obj. za� dla fibrobetonu B4 0,50% obj. Jednak w etapie II mieszanki betonowe bez w�ókien charakteryzowa�y si wiksz� granic� p�ynicia i lepko�ci� plastyczn� ni� mieszanki w etapie I st�d mo�e wynika� szybka

143

utrata samozagszczalno�ci przy zwikszaniu udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych w II etapie.

Rys. 4 Wp�yw udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych falistych na granic p�ynicia i lepko�� plastyczn� mieszanek fibrobetonowych etapu II. Warto�ci przy znacznikach

oznaczaj� udzia� objto�ciowy w�ókien w fibrobetonie.

W odpowiedzi na pytanie czy wzrost udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych haczykowatych wp�ywa na wytrzyma�o�� na �ciskanie fibrobetonu samozagszczalnego mo�na stwierdzi�, i� w�ókna te nie wp�ywaj� istotnie na wytrzyma�o�� na �ciskanie fibrobetonu samozagszczalnego B1 i B2 (rys.5).

Rys. 5 Wp�yw udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych haczykowatych na wytrzyma�o��

na �ciskanie fibrobetonów etapu I.

Podobne wyniki uzyskano z badania fibrobetonów etapu II. W tym przypadku równie� badania nie wykaza�y wp�ywu w�ókien stalowych falistych na wytrzyma�o�� na �ciskanie (rys.6). Wytrzyma�o�� na �ciskanie fibrobetonów napowietrzonych znacznie

144

si obni�y�a w porównaniu z nienapowietrzonymi, co jest znanym skutkiem napowietrzenia. Dodatkowo sprawdzono wytrzyma�o�� na zginanie belek wykonanych z napowietrzonych i nienapowietrzonych fibrobetonów etapu II. Wytrzyma�o�� na zginanie obni�y�a si we wszystkich fibrobetonach o udziale objto�ciowym w�ókien 0,50% obj. (rys. 7).

Rys. 6 Wp�yw udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych falistych wytrzyma�o��

na �ciskanie fibrobetonów etapu II.

Rys. 7 Wp�yw udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych falistych na wytrzyma�o��

na zginanie fibrobetonów etapu II.

4. Wnioski

W zakresie przeprowadzonych bada mo�na sformu�owa� nastpuj�ce wnioski: � oba rodzaje w�ókien stalowych wraz ze wzrostem ich udzia�u objto�ciowego

zmniejszaj� �rednic rozp�ywu i zwikszaj� czas rozp�ywu mieszanek

145

fibrobetonowych. Równocze�nie ro�nie odpowiednio granica p�ynicia i lepko�� plastyczna badanych FRSCC.

� w mieszance fibrobetonowej napowietrzonej B3a obecno�� w�ókien stalowych falistych powoduje wzrost �rednicy rozp�ywu natomiast w mieszance B4a powoduje utrat samozagszczalno�ci.

� wzrost udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych haczykowatych i falistych nie zmienia istotnie wytrzyma�o�ci na �ciskanie nienapowietrzonych fibrobetonów samozagszczalnych.

� w napowietrzonym fibrobetonie B3a w�ókna stalowe faliste podwy�szaj� wytrzyma�o�� na �ciskanie

� wytrzyma�o�� na zginanie napowietrzonych i nienapowietrzonych fibrobetonów samozagszczalnych obni�a si wraz ze wzrostem udzia�u objto�ciowego w�ókien stalowych falistych

Literatura

[1] Ponikiewski T.: Wp�yw w�ókien na samozagszczalno�� mieszanki betonowej. VIII

Sympozjum Naukowo - Techniczne "Cement - w�a�ciwo�ci i zastosowanie", Reologia w technologii betonu. Gliwice, czerwiec 2006, s. 109-118.

[2] Ponikiewski T.: Wp�yw w�ókien stalowych na w�a�ciwo�ci reologiczne i mechaniczne betonów samozagszczalnych. VII Sympozjum Naukowo - Techniczne, Reologia w technologii betonu. Gliwice, czerwiec 2005, s. 83-94.

[3] Ponikiewski T.: Zwi�zki samozagszczalno�ci i wytrzyma�o�ci fibrobetonu w aspekcie zmiennych czynników technologicznych. XI Sympozjum Naukowo - Techniczne, Reologia w technologii betonu. Gliwice, czerwiec 2009, s. 69-76.

[4] FprEN 12350-8:2009 Testing fresh concrete – Part 8: Self-compacting concrete – Slump –flow test.

[5] PN-EN 12390-1: 2001 Badania betonu – Cz�� 1: Kszta�t, wymiary i inne wymagania dotycz�ce próbek do badania i form.

[6] PN-EN 12390-2: 2001 Badania betonu – Cz�� 2: Wykonywanie i pielgnacja próbek do bada wytrzyma�o�ciowych.

[7] PN-EN 12390-3 Badania betonu – Cz�� 3: Wytrzyma�o�� na �ciskanie próbek do badania.

[8] PN-EN 12390-5: 2001 Badania betonu – Cz�� 5: Wytrzyma�o�� na zginanie próbek do badania.

146

INFLUENCE OF STEEL FIBERS ON SELECTED PROPERTIES OF SELF COMPACTING CONCRETE

Summary

In this paper are presented both influence of increase of volume fraction steel fibers in mixes on self compacting, compressive strength and bending strength of self compacting concrete. The researches were carried out on two stages. In every stage were made two concrete mixes with different water-cement ratio (w/c), differentiating their content with the fibers’ amount and air entrained admixture. Used fibers in the research reduce flow diameter of fresh concrete. Steel fibers reduce compressive strength in air-entrained concretes. In non air-entrained concretes, the influence of steel fibers on compressive strength is diversified.

147

Monika D�browska1

KOROZJA SIARCZANOWA BETONU. MECHANIZM I METODY BADA

1. Wprowadzenie Beton nale�y do najcz�ciej stosowanych materia�ów in�ynierskich dzisiejszych

czasów, który w czasie eksploatacji nara�ony jest na dzia�anie ró�nych �rodowisk korozyjnych. Najwiksze zagro�enie wystpuje w budownictwie morskim, komunalnym, ekologicznym, hydrotechnicznym, drogowym, górniczym [8, 11, 18].

Do najcz�ciej spotykanych korozji zalicza si korozj chlorkow�, siarczanow�, wglanow� (karbonatyzacj), wywo�an� wod� morsk�, �uguj�c� lub kwasow� [8, 14, 18].

W niniejszym artykule skupiono uwag na korozji siarczanowej. Przeanalizowano w skrócie mechanizm niszczenia betonu pod wp�ywem siarczanów oraz przedstawiono metody bada oceny odporno�ci kompozytów cementowych na korozje siarczanow�.

2. Mechanizm korozji siarczanowej

Korozja siarczanowa wystpuje najcz�ciej w konstrukcjach nara�onych na dzia�anie

wód gruntowych lub wody morskiej. W tych pierwszych jony siarczanowe s� przewa�nie pochodzenia naturalnego (mog� si w nich znajdowa� si du�e ilo�ci rozpuszczonego gipsu i/lub anhydrytu). �ród�em siarczanów mog� te� by� nawozy sztuczne, czy �cieki przemys�owe. W takich wodach czasami wystpuje siarczan amonu, który jest najbardziej agresywny w stosunku do matrycy cementowej. Natomiast w wodzie morskiej jonom siarczanowym towarzysz� du�e ilo�ci jonów chlorkowych, sodowych i magnezowych, co jeszcze potguje niszcz�ce oddzia�ywanie na beton [14, 18, 25].

Agresja siarczanowa jest jedn� z najgro�niejszych korozji wystpuj�cych w trakcie cyklu �ycia konstrukcji lub obiektu betonowego [8, 14, 18]. Powoduje ekspansj, spkania, �uszczenie, a nawet ca�kowite zniszczenie betonu (elementu, konstrukcji). Szybko��

1 mgr in�., Politechnika �l�ska, Centrum Technologiczne BETOTECH Sp. z o.o. opiekun naukowy: dr hab. in�. Zbigniew Giergiczny prof. nzw. Politechniki �l�skiej e-mail: [email protected], [email protected]


Gliwice 2011

148

zniszczenia matrycy cementowej zale�y w pierwszej kolejno�ci od przepuszczalno�ci betonu i szybko�ci dyfuzji jonów [11, 14, 16, 18].

Najmniejsz� odporno�� na jony siarczanowe spo�ród sk�adników betonu wykazuje stwardnia�y zaczyn cementowy, a zw�aszcza portlandyt Ca(OH)2 oraz uwodnione gliniany wapnia. Dlatego te� cementy portlandzkie siarczanoodporne HRS zwykle zawieraj� mniej ni� 3 % C3A, a suma faz C3A i C4AF powinna by� mniejsza ni� 25 % [14, 18]. Bardzo wcze�nie zwrócono uwag na korzystny wp�yw dodatków pucolanowych i hydralucznych, zw�aszcza �u�la wielkopiecowego, na odporno�� cementów na agresj siarczanow� [11, 14]. Uwa�a si, �e te dodatki pucolanowe i hydrauliczne zmniejszaj� ilo�� Ca(OH)2 w wyniku reakcji pucolanowej, tworz�c dodatkowe ilo�ci fazy C-S-H, która doszczelnia mikrostruktur oraz wype�nia pknicia powsta�e w wyniku procesów korozyjnych. Cementy z dodatkiem �u�la (cementy hutnicze CEM III) nie wykazuj� zmian korozyjnych nawet po roku przebywania w roztworze Na2SO4 [8], dlatego zawarto�� C3A w tych cementach nie jest ju� tak istotna zw�aszcza, gdy �u�la jest wicej ni� 55-60 % masy cementu [14, 18]. Przyjmuje si, �e gdy �u�la jest mniej to zawarto�� C3A w klinkierze powinna by� mniejsza ni� 8 %.

W korozji siarczanowej, która jest bardzo z�o�onym procesem wa�n� role odgrywaj� zarówno czynniki chemiczne, jak i fizyczne. Reakcje chemiczne obejmuj� powstawanie wtórnego/opó�nionego gipsu i etryngitu, odwapnienie fazy C-S-H i str�canie brucytu (je�li medium korozyjnym jest MgSO4). Wszystkie te reakcje wi�� si ze wzrostem objto�ci i to w�a�nie prowadzi do napr�e i powstania mikrospka, a w konsekwencji do zniszczenia betonu. Ekspansywne produkty korozji pocz�tkowo powoduj� wzrost szczelno�ci, co powoduje tak�e wzrost wytrzyma�o�ci, po którym widoczny jest gwa�towny jej spadek. Do skutków fizycznych agresji siarczanowej nale�y zaliczy� ekspansj, spkania, �uszczenie czy spadek wytrzyma�o�ci, a w przypadku silnej korozji mo�e doj�� do ca�kowitej destrukcji betonu (elementu, konstrukcji) [14, 18]. Uwa�a si, �e bezpieczn� granic� zawarto�ci jonów siarczanowych wyra�onych jako SO3 nie powinna przekracza� 4,0 % masy cementu [25].

Wyró�nia si dwa rodzaje ataku siarczanowego na beton: wewntrzny i zewntrzny. Pierwszy przypadek zachodzi w betonach o nadmiernej zawarto�ci jonów SO4

2– (g�ównie w wyniku du�ej zawarto�ci gipsu w cemencie) i/lub poddawanych obróbce termicznej w temperaturze wy�szej ni� 60 °C. Dochodzi tu do tworzenia si opó�nionego etryngitu. Proces jest gro�ny dla betonu, poniewa� etryngit powstaje w momencie, kiedy beton ju� stwardnia� i dochodzi do zwikszenia objto�ci produktów, co powoduje mikrospkania [14, 25].

Drugi przypadek odpowiada sytuacji, w której beton poddawany jest dzia�aniu soli siarczanowych. Reaguj� one z matryc� cementow�, a zw�aszcza z Ca(OH)2. Szybko�� korozji betonu uzale�niona jest od rodzaju kationu, jaki towarzyszy jonom SO4

2–. Agresywno�� ta spada wg szeregu NH4

+ > Mg2+ > Na+ > Ca2+. Tak wic najbardziej agresywne w stosunku do matrycy cementowej s� (NH4)2SO4 i MgSO4, a najmniej agresywny – CaSO4. Niska agresywno�� siarczanu wapnia wynika z jego niskiej rozpuszczalno�ci. Reaguje on jedynie z fazami glinianowo-�elazowymi, tworz�c� etryngit – reakcja (1) [5, 14, 18, 25].

OHCaSOACOHOHCaSOACSOCa 2432243

24

2 323201222 �� (1)

149

Z kolei siarczan sodu reaguje w pierwszej kolejno�ci z Ca(OH)2, zgodnie z reakcj� (2), daj�c jako produkt gips wtórny. Gdy st�enie roztworu gipsu przekroczy iloczyn rozpuszczalno�ci, nastpuje jego krystalizacja. Je�li st�enie Na2SO4 jest wystarczaj�co wysokie jony Ca2+ i SO4

2– reaguj� dalej z uwodnionymi glinianami wapnia tworz�c etryngit wtórny/opó�niony – reakcja (3). Dla powstawania etryngitu konieczna jest obecno�� portlandytu jako �ród�a jonów Ca2+. Zarówno gips, jak i etryngit wtórny, maj� wiksz� objto�� od substratów [5, 14, 18, 25].

OHCaSONaOHOHCa(OH)SONa 242242 222 �� (2)

OHCaSOACOHOHCaSOACSOCa 243224324

2 323201222 �� (3)

OHxCaSOxNaOHC-S-HxOxHSOxNaC-S-H 24242 22)75,1(275,1 �� (4) Siarczan sodu bardzo powoli reaguje równie� z faz� C-S-H. Dawniej uwa�ano, �e

Na2SO4 nie powoduje odwapnienie fazy C-S-H, lecz autorzy [24] potwierdzili ten mechanizm korozji. Reakcja Na2SO4 z C-S-H rozpoczyna si dopiero po wyczerpaniu Ca(OH)2 [14]. Mo�na j� schematycznie zapisa� zgodnie z reakcj� (4).

Niszczenie matrycy cementowej w wyniku dzia�ania roztworu MgSO4 jest znacznie szybsze ni� w przypadku roztworu Na2SO4. Przyczyn� tego zjawiska jest fakt, �e wodorotlenek sodu {patrz równanie (1)}, zmniejsza rozpuszczalno�� wodorotlenku wapnia, a zatem zmniejsza ilo�� dostpnego substratu – Ca(HO)2. Reakcje siarczanu magnezu s� analogiczne do reakcji z Na2SO4 [5, 14, 25]. W pierwszej kolejno�ci reaguje z portlandytem, a jako produkt korozji wytr�ca si brucyt, Mg(OH)2 – reakcja (5).

OHCaSOOHMgOHCa(OH)MgSO 242224 2)(2 �� (5)

Ze wzgldu na nisk� rozpuszczalno�� Mg(OH)2 w stosunku do Ca(OH)2 reakcja ta przebiega do koca, czyli do wyczerpania si jednego ze substratów. Brucyt jest to galaretowata substancja pozbawiona jakichkolwiek w�a�ciwo�ci wi��cych i wytrzyma�o�ciowych, która nie jest w stanie przenosi� obci��e konstrukcyjnych. Jednak g�ównym mechanizmem niszczenia matrycy cementowej przez MgSO4 jest odwapnienie fazy C-S-H, zgodnie z reakcj� (6).

OHxCaSOOHxMgC-S-HxOxHxMgSOC-S-H 24224 2)()75,1(275,1 �� (6)

Reakcja ta zachodzi przy niskiej warto�ci pH i w nasyconym roztworze Mg(OH)2. W jej wyniku powstaje �el krzemionkowy o nieograniczonym pcznieniu, brucyt i gips. Dwa pierwsze zwi�zki nie wykazuj� w�a�ciwo�ci wytrzyma�o�ciowych, natomiast ekspansja gipsu powoduje napr�enia w betonie. W przypadku siarczanu magnezu odwapnienie fazy C-S-H nastpuje o wiele szybciej ni� dla Na2SO4, dlatego MgSO4 jest tak gro�ne dla trwa�o�ci betonu. Niska rozpuszczalno�� wodorotlenku magnezu powoduje zubo�enie roztworu porowego w jony OH– {reakcja (5)} czyli zmniejszenie pH roztworu. Niskie pH powoduje rozpad etryngitu i innych faz. Przyk�adem jest rozk�ad siarczano-glinianów z utworzeniem gipsu i gibbsytu Al(OH)3 – reakcja (7).

150

32244243 )(2)(3263323 OHAlOHMgOHCaSOaqMgSOOHCaSOAC �� (7)

Wodorotlenek glinu ma posta� �elu bez w�a�ciwo�ci wytrzyma�o�ciowych [8, 11, 14, 25]. Poziom pH < 10,5 odpowiada kocowemu etapowi korozji.

Spo�ród wymienionych siarczanów najszybsz� korozj wywo�uje (NH4)2SO4 [14, 25]. Podczas reakcji siarczanu amonu z portlandytem powstaje gazowy amoniak, zgodnie z reakcjami (8) i (9). Procesy te prowadz� do obni�enia pH roztworu porowego, co z kolei powoduje, �e produkty hydratacji staj� si niestabilne a w kocowym etapie ulegaj� rozk�adowi.

OHCaSOOHNHOHCa(OH)SONH 24422424 2222)( �� (8)

OHNHOHNH 234 2222 �� (9)

Gazowy NH3 ulatnia si ze �rodowiska reakcji i z tego wzgldu proces niszczenia przebiega bardzo szybko. Po wyczerpaniu si wodorotlenku wapnia, analogicznie do MgSO4, nastpuje bardzo szybki rozk�ad fazy C-S-H z wydzielaniem si Ca(OH)2 [14].

Ciekawostk� jest, �e szybko�� korozji siarczanowej spada ze wzrostem temperatury. Jest ona najszybsza w temperaturze 5 °C i maleje stopniowo, by w temperaturze 80 °C osi�gn�� niewielk� warto��. W warunkach niskich temperatur mo�e dochodzi� do powstawania thaumasytu. Optymaln� temperatur� dla tworzenia thaumasytu to 0-5 °C [14, 25]. Mo�e on powstawa� na drodze dwóch reakcji w wyniku [14]: � reakcji fazy C-S-H z jonami Ca2+, SO4

2–, CO3– w �rodowisku wodnym – reakcja (9)

� rozk�adu fazy C-S-H i etryngitu pod dzia�aniem CO2 – reakcja (10).

OH)(SO)(CO][Si(OH)CaOHCOCaCOO)H(CaSOC-S-H 2242326622324 242322 �� (10)

�� OxHCOCaCOC-S-HOHCaSOAC 223243 323 )(3])([224)()(])([ 2232422423266 OHCaOHAlOHCaSOOHSOCOOHSiCa �� (11)

W wyniku korozji thaumatyzowej powstaje bia�y proszek bez w�a�ciwo�ci wi��cych. Ten rodzaj korozji jest szczególnie gro�ny, poniewa� zostaje zniszczona podstawowa faza (faza C-S-H), odpowiedzialna za wytrzyma�o�� cementu/betonu. Ze wzgldu na nisk� temperatur, w której zachodzi ten rodzaj korozji nara�one s� na ni� fundamenty, podziemne ruroci�gi �ciekowe, infrastruktura drogowa [14, 25].

Rys. 1 Rozmieszczenie stref reakcyjnych w próbce zaczynu zanurzonej w roztworze

Na2SO4 lub MgSO4 [24]

151

W betonie ulegaj�cym korozji siarczanowej obserwuje si strefowe zmiany sk�adu (rys. 1), zwi�zane ze zmniejszaj�cym si st�eniem jonów SO4

2–. Przy powierzchni zewntrznej obecny jest gips wtórny, a dopiero g�biej znajduje si strefa wzbogacona w etryngit, który tworzy mieszanin mikronowych cz�stek z C-S-H. Etryngit w warstwach przypowierzchniowych nie wystpuje, poniewa� szybko karbonatyzuje i przechodzi w thaumasyt [14, 24].

3. Metody bada� odpornoci cementu na korozj siarczanow�

Metody badawcze powinny jak najbardziej oddawa� rzeczywiste warunki, na jakie nara�ony jest beton, ednak nie jest to mo�liwe, ze wzgldu na to, i� reakcje korozyjne s� procesami d�ugotrwa�ymi. Bardzo czsto pierwsze objawy niszczenia matrycy cementowej daj� o sobie zna� dopiero po wielu miesi�cach, a nie rzadko latach. Zatem, wszystkie dostpne procedury badawcze maj� charakter przyspieszonych testów i z tego powodu nie w pe�ni oddaj� warunki rzeczywiste.

Raport Komitetu Technicznego [6] wyró�nia 3 rodzaje matryc do badania korozji siarczanowej: zaczyn, zaprawa i beton. Najbardziej rozpowszechnion� metod� badania korozji siarczanowej s� testy na zaprawach [6, 10, 11, 17, 18, 25]. Ich zalet� jest u�ywanie tylko jednego rodzaju kruszywa (piasku normowego), próbki s� stosunkowo ma�e, co pozwala oszczdzi� miejsca i odczynników chemicznych oraz wykonywa� pomiary na sprzcie dostpnym w prawie ka�dym laboratorium. Badania mo�na prowadzi� na zaprawach o sta�ym w/c lub sta�ej konsystencji w zale�no�ci od potrzeb. Wad� bada na zaprawach jest fakt, �e zaprawa nie odzwierciedla wszystkich warunków wystpuj�cych w betonie (elemencie, konstrukcji).

Z kolei do bada na zaczynach nie jest konieczny skomplikowany sprzt laboratoryjny, a wyniki testów prowadzonych w ró�nych laboratoriach s� porównywalne. Dodatkowo na zaczynach mo�na przeprowadzi� analiz rentgenowsk� XRD, termiczn� DTA, czy obserwacje mikroskopowe SEM. Testy na zaczynach maj� tak�e wiele wad. Nie oddaj� warunków wystpuj�cych w betonie, poniewa� charakteryzuj� si niskim w/c i brakiem obecno�ci strefy kontaktowej zaczyn-kruszywo. Równie� wykonywanie bada na betonie jest dyskusyjne. Mimo, �e matryca betonowa w sposób najbardziej zbli�ony do rzeczywisto�ci oddaje rzeczywiste warunki, to zmienno�� kruszywa i jego uziarnienia uniemo�liwia prowadzenia bada porównawczych. Rozpatruj�c wszystkie zalety i wady najbardziej odpowiedni� matryc� do badania odporno�ci na korozj siarczanow� jest zaprawa [11, 18].

W dostpnych procedurach najcz�ciej mierzonym parametrem s� zmiany d�ugo�ci/ ekspansja zaprawy normowej [6, 18]. Odporno�� na agresj siarczanow� cementu mo�na równie� oceni� poprzez pomiar zmian wytrzyma�o�ci na �ciskanie i/lub zginanie, utrat masy, wygl�d (zmiany zachodz�ce na powierzchni badanych próbek), zmian. Badania odporno�ci korozyjnej mog� by� prowadzone przy ca�kowitym zanurzeniu próbek w �rodowisku korozyjnym, cz�ciowym zanurzeniu w roztworze, cyklicznym suszeniu i nasycaniu roztworem agresywnym.

3.1. Badania przy ca�kowitym zanurzeniu w roztworze korozyjnym

Metody bada przy ca�kowitym zanurzeniu w roztworze korozyjnym s� najbardziej rozpowszechnionym rodzajem bada odporno�ci na agresj siarczanow�. Obecnie dostpnych jest wiele norm. Mo�na do nich zaliczy� m. in. norm polsk� PN-B-19707 [19], projekt

152

Tablica 1 Metody bada odporno�ci zapraw na dzia�anie siarczanów

Opis Amerykaska ASTM C 1012

[4]

Polska PN-B-19707

[19]

EuropejskaprEN 196-X

[20]

FrancuskaNF P 18-837

[21]

Wittekindt (VDZ)

[6]

SVA

[6]

Badana cecha Ekspansja Ekspansja Ekspansja Ekspansja

Modu� spr�ysto�ci

Wyd�u�enie Wyd�u�enie

Kryterium siarczano-odporno�ci

< 0,10 % po 12 m-cach

< 0,5 % po 1 roku – – � 0,5 %

po 56 dniach � 0,5 %

po 91 dniach Wymiary próbek [mm] 25×25×285 20×20×160 20×20×160 20×20×160

40×40×160 10×40×160 10×40×160

Stosunek S/V [mm2/mm3] 0,17 0,21 0,21 0,21

0,11 0,26 0,26

Proporcja cement: piasek 1:2,75 1:3 1:3 1:3 1:3 1:3

w/c 0,485 nnap.* 046 nap. * 0,5 0,5 0,5 0,6 0,5

Rodzaj piasku ASTM C 109 EN 196-1 EN 196-1 EN 196-1 Niemiecki norm. I i II EN 196-1

Materia� na bolczyki

Stal nierdzewna

Stal nierdz. lub br�z



Stal nierdzewna

Stal nierdzewna

Zagszczanie Ubijanie Wstrz�sanie (10 uderze)

Wstrz�sanie(60 uderze) Wibracja Wibracja

Warunki dojrzewania próbek

1 dz

ie

w fo

rmie

w 3

5 ºC

, a

nast

pni

e w

wod

zie

o te

mp.

23

± 2

ºC a

� pr

óbki

osi

�gn�

w

ytrz

yma�

o��

20 M

Pa

(mie

rzon

� na

kos

tkac

h 50

mm

)

1 dz

ie

w fo

rmie

, a n

ast

pnie

27

dni

w w

odzi

e o

tem

p. 2

0 ºC

1 dz

ie

w fo

rmie

, a n

ast

pnie

27

dni

w w

odzi

e na

syco

nej

Ca(

OH

) 2 o

tem

p. 2

0 ºC

1 dz

ie

w fo

rmie

, a n

ast

pnie

14

dni

w w

odzi

e, a

pó�

niej

w

tem

p. 4

0 ºC

1 dz

ie

w fo

rmie

, a n

ast

pnie

13

dni

w w

odzi

e o

tem

p. 2

0 ºC

2 dn

i w fo

rmie

, a n

ast

pnie

12

dni w

wod

zie

nasy

cone

j C

a(O

H) 2

o te

mp.

20

ºC

Roztwór Na2SO4 Na2SO4

Na2SO4 MgSO4 sztuczna

woda morska

Na2SO4 Na2SO4 Na2SO4

St�enie SO4

2– [g/l] 33,8

5 % Na2SO4 16 ± 0,5 16 ± 0,5 30,0 29,8 29,8

Temp. roztworu [ºC] 23 ± 2 20 ± 1 20 ± 1 20 20 i 5 20 Czstotliwo�� wymiany roztworu co 28 dni co 28 dni co 28 dni co 28 dni co 28 dni

Czstotliwo�� pomiarów

po 1, 2, 3, 4, 8, 13, 15 tyg i 4, 6, 9, 12 m-cu

co 28 dni co 28 dni co 28 dni co 28 dni co 28 dni

Pomiar pH Tak Nie Nie Nie Nie Nie * nnap – nienapowietrzony zaprawa cementowa; nap – napowietrzony zaprawa cementowa

153

Tablica 1 cd. Metody bada odporno�ci zapraw na dzia�anie siarczanów

Opis Rosyjska

GOST 4798 [6]

Koch& Steinegger

[6]

AmerykaskaASTM C 452

[2]

Australijska AS 2350.14

[25]

Chiska BG 749

[25]

Chiska BG 2450

[25]

Badana cecha Wytrzyma�o��

na zginanie

Wytrzyma�o�� na

zginanie

Zmiana d�ugo�ci Ekspansja


zginanie


zginanie

Kryterium siarczano-odporno�ci

> 80 % w stosunku do

próbek kontrolnych po 1, 2, 4 i 6 miesi�cach


próbek kontrolnych po 77 dniach

< 0,04 % po 14 dniach

< 0,09 % po 16

tygodniach


próbek kontrolnych

po 6 miesi�cach

Wymiary próbek [mm] 10×10×30 10×10×60 25×25×285 15×40×160 10×10×60 10×10×30

Stosunek S;V [mm2/mm3] 0,47 0,43 0,17 0,28 0,47 0,47

Proporcja cement: piasek 1:3,5 1:3

1: 2,75 dodatek

gipsu aby SO3 = 7 %

1:3,5 1:2,5

w/c 0,4 0,6 0,485 nnap.*046 nap. * 0,5 Konsystencja

normowa 0,5

Rodzaj piasku Kwarcowy 0,4-0,5 mm

Niemiecki norm I i II ASTM C 109

Materia� na bolczyki Stal

nierdzewna

Zagszczanie Wstrz�sanie(60 uderze) Ubijanie

Warunki dojrzewania próbek

2 dn

i w w

ilgot

nym

po

wie

trzu,

a n

ast

pnie

13

dni

w w

odzi

e

1 dz

ie

w w

ilgot

nym

po

wie

trzu,

a n

ast

pnie

20

dni

w w

odzi

e o

tem

p. 2

0 ºC

Prze

z 22

–23

h w

form

ie, a

nas

tpn

ie

prze

z pr

zyna

jmni

ej

30m

in w

wod

zie

o te

mp.

23

± 2

ºC

2 dn

i w fo

rmac

h,

a na

stp

nie

w n

asyc

onej

wod

zie

wap

ienn

ej o

tem

p. .2

3 ±

2ºC

1 dz

ie

w fo

rmie

w

20

ºC, a

nas

tpn

ie 1

4 dn

i w w

odzi

e o

tem

p.

20 ºC

1 dz

ie

w fo

rmie

w 2

0 ±

3 ºC

, , a

nas

tpn

ie 7

dn

i w w

odzi

e o

tem

p.

50 ºC

Roztwór (NH4)2SO4 Na2SO4 Woda Na2SO4 Na2SO4 Na2SO4 St�enie SO3 [g/l] 1 lub 2 29,8 0 33,8

5 % Na2SO4Nie podano 22,4

3 % Na2SO4 Temp. roztworu [ºC] 20 23 ± 2 23 20 ± 5 20

Czstotliwo�� wymiany roztworu co 30 dni

co 7 dni przez 28 dni, pó�niej

co 28 dni

Czstotliwo�� pomiarów co 30 dni

po 14 dniach, pó�niej brak

wymaga

Pomiar pH Nie Nie < 7,0 * nnap – nienapowietrzony zaprawa cementowa; nap – napowietrzony zaprawa cementowa

154

europejskiej – pr ENV 196-X:1995 [20], amerykaskie – ASTM C 452 [2] i ASTM C 1012 [4], francusk� – NF P 18-837 [21], rosyjsk� – GOST 4798 [6], australijsk� – AS 2350.14 [25], czy chiskie – BG 749 i BG 2420 [25]. Oprócz tego istniej� nieznormalizowane procedury, np.: metoda Wittekindta [11].

W tablicy 1 przedstawiono porównanie ró�nych metod badawczych odporno�ci na korozj siarczanow�. Mo�na zauwa�y�, pewne cechy charakterystyczne [6]: � wysoki stosunek powierzchni do objto�ci, z wy��czeniem normy rosyjskiej (GOST)

i amerykaskiej ASTM C 452 � we wszystkich przypadkach stosowany jest roztwór Na2SO4 o wysokim st�eniu (od

16 do 34 g/l SO4) (za wyj�tkiem normy rosyjskiej GOST 4798), � roztwór korozyjny jest wymieniany w okresach miesicznych (nie dotyczy to normy

ASTM C 1012 i C 452), � stosowane s� piaski normowe, � ocena odporno�ci na siarczany dokonywana jest stosunkowo wcze�nie (z wy��czeniem

norm ASTM C1012 i PN-B 19707, BG 749), raczej ma�a odtwarzalno��.

3.1.1. Badanie wg normy PN-B-19707 Procedura zawarta w normie PN-B-19707 Cement. Cement specjalny. Sk�ad,

wymagania i kryteria zgodno�ci pozwala okre�li� odporno�� cementu na dzia�anie jonów siarczanowych. Badanie polega na wyznaczeniu ekspansji oraz obserwacji zmian destrukcyjnych (pkni�, rys, wykwitów, wycieków, zmian barwy, odprysków itp.) na powierzchni beleczek w porównaniu do przetrzymywanych w wodzie [19].

Test wykonuje si na 6 beleczkach z zaprawy normowej z metalowymi bolczykami o wymiarach 20×20×160 mm. Próbki formuje si z 450 g cementu, 225 g wody i 1350 g piasku zgodnie z PN-EN 196-1 z dwiema ró�nicami: zapraw zagszcza si tylko poprzez 10 wstrz�sów (a nie 60) i uk�ada w formie tylko w jednej warstwie (a nie w dwóch). Po rozformowaniu próbek (po 24 lub 48 h) umieszcza si je w wodzie zdemineralizowanej do 28 dnia tak, aby beleczki znajdowa�y si 2 mm od dna pojemnika i w odleg�o�ci przynajmniej 5 mm pomidzy siebie. Po tym czasie mierzy si ich d�ugo�� pocz�tkow� lo na aparacie Graff-Kaufmanna. Nastpnie 3 beleczki umieszcza si w wodzie zdemineralizowanej, a pozosta�e 3 w roztworze Na2SO4 lub Na2SO4 · 10H2O o st�eniu jonów SO4

2– równym 16 ± 0,5 g/l. Co 28 dni wykonuje si pomiar d�ugo�ci beleczek lt i obserwuje zmiany ich wygl�du zewntrznego przez okres 52 tygodni. Przez ca�y okres badania nie zmienia si wody, w której zanurzone s� próbki kontrolne (najwy�ej uzupe�nia jej brak, aby poziom by� sta�y). Natomiast roztwór siarczanu sodu wymienia po ka�dym pomiarze. Po czasie t oblicza si zmiany liniowe �lt ka�dej beleczki. Na tej podstawie wyznacza si �rednie zmiany d�ugo�ci dla próbek przetrzymywanych w wodzie �lt (H2O) i w roztworze siarczanu sodu �lt (Na2SO4), a nastpnie warto�� ekspansji Xt wg wzorów:

%100160

��

�� ott

lll (12)

155

)()( 242 OHtSONatt llX �� (13)

gdzie: �lt – zmiana d�ugo�ci beleczki po czasie t [%], lo – d�ugo�� pocz�tkowa zmierzona przed umieszczeniem w roztworze korozyjnym [mm], lt – d�ugo�� po czasie t [mm], 160 – d�ugo�� nominalna beleczki [mm], Xt – ekspansja po czasie t [%], �lt (Na2SO4) – �rednia zmiana d�ugo�ci beleczek po czasie t przechowywanych w Na2SO4 [%], �lt (H2O) – �rednia zmiana d�ugo�ci beleczek po czasie t przechowywanych w wodzie [%].

Cement uznaje si za odporny na dzia�anie siarczanów, je�li ekspansja po roku jest

mniejsza ni� 0,5 % i nie stwierdzono wystpowania rys, pkni�, zmian barwy, wykwitów, itd. na powierzchni próbki.

Metodyka badawcza wg projektu normy europejskiej prENV 196-X:1995 Methods of testing cement. Past X: Determination of the resistance of cements to attack by sulfate solution or by sea water jest identyczna jak ta opisana wcze�niej w normie PN-B 19707 za�. C. Jednak projekt normy europejskiej dopuszcza inne roztwory: siarczan magnezu lub sztuczn� wody morskiej. St�enie jonów SO4

2– w roztworze Mg2SO4, jest takie samo jak w przypadku Na2SO4 – 16 g/l, natomiast sk�ad sztucznej wody morskiej jest nastpuj�cy: na 1000 g wody destylowanej lub dejonizowanej nale�y doda�: 30,0 g NaCl; 6,0 g MgCl2 · 6H2O; 5,0 g MgSO4 · 6H2O; 1,5 g CaSO4 · 2H2O; 0,2 g KHCO3 [20].

3.1.2. Badanie wg ameryka�skich norm ASTM C 452 i ASTM C 1012 Wg amerykaskich norm wyró�niamy dwie procedury do oceny odporno�ci

korozyjnej cementu na siarczany: ASTM C 452 Potential Expansion of Portland-Cement Mortars Exposed to Sulfate i ASTM C 1012 Length Changes of Hydraulic-Cement Mortars Exposed to a Sulfate Solution.

Metodyka badawcza zawarta w normie ASTM C 452 ma zastosowanie tylko dla cementów portlandzkich [2]. Badanie przeprowadza si na 6 beleczkach z metalowymi bolczykami o wymiarach 25×25×285 mm wykonanych z zaprawy, w której spoiwem jest mieszanina cementu portlandzkiego i gipsu. Gips nale�y doda� w takiej ilo�ci, aby zawarto�� SO3 wynios�a 7 %. W badaniach rutynowych mo�liwe jest stosowanie beleczek o wymiarach 25×25×160 mm, jednak w przypadku spornym, rozstrzygaj�ce s� wyniki uzyskane na beleczkach o d�ugo�ci 285 mm. Sk�ad zaprawy normowej ró�ni si od standardów europejskich i wynosi 400 g spoiwa (tu cementu + gipsu), 1100 g piasku i 194 ml wody dla zapraw nienapowietrzanych lub 184 ml wody dla zapraw napowietrzanych. Procedura mieszania zaprawy jest identyczna jak ta podana w normie PN-EN 196-1. Zapraw nale�y u�o�y� w dwóch warstwach, a ka�d� warstw beleczki zag�ci� poprzez 32 uderzenia ubijaka w ci�gu 10 sekund. Formy przechowuje si przez 22-23 h w temperaturze 23 ± 2 °C w szafie klimatycznej. W ci�gu 30 minut po rozformowaniu umieszcza si próbki w wodzie o temperaturze 23 ± 2 °C tak, aby znajdowa�y si przynajmniej 13 mm pod wod� i 6 mm od siebie. Objto�� u�ytej wody powinna by� co najwy�ej 5 razy wiksza od objto�ci próbek, co ma zapobiega� wymywaniu jonów. Wod trzeba wymienia� co 7 dni przez pierwsze 4 tygodnie, a

156

nastpnie co 28 dni, je�li badanie jest prowadzone dalej. Pierwszego pomiaru d�ugo�ci dokonuje si po 24 h ± 15 min od momentu zmieszania sk�adników zaprawy, a nastpnie po 14 dniach, zgodnie z procedur� opisan� w normie ASTM C 490 [3]. Pomiary zmian d�ugo�ci mo�na prowadzi� dalej, jednak norma nie okre�la z jak� czstotliwo�ci� [2]. Zmian d�ugo�ci dla ka�dej beleczki oblicza si z dok�adno�ci� 0,001 %, zgodnie ze wzorem (14) [3]:

%100��

�G

LLL ix (14)

gdzie: L – zmiana d�ugo�ci beleczki po x czasie [%], Lx – d�ugo�� pocz�tkowa zmierzona przed umieszczeniem w roztworze korozyjnym [mm], Li – d�ugo�� po czasie t [mm], G – nominalna d�ugo�� [mm] – równa 250 mm dla beleczki 285 mm, lub 125 mm dla beleczki 160 mm,

Cement uznaje si za odporny na dzia�anie siarczanów, je�li ekspansja po 14 dniach

jest mniejsza ni� 0,04 % i nie stwierdzono wystpowania rys, pkni�, zmian barwy, wykwitów, itd. na powierzchni próbki [10, 25].

Z kolei norma ASTM C 1012 jest przeznaczona do badania odporno�ci na korozj siarczanow� wszystkich rodzajów cementów [4]. Test przeprowadza si na 6 beleczkach z metalowymi bolczykami o wymiarach 25×25×285 mm. Próbki przygotowuje si z 500 g cementu, 1375 g piasku i 242,5 ml wody dla zapraw nienapowietrzanych lub 230 ml wody dla zapraw napowietrzanych. Oprócz próbek zaprawydo pomiaru zmian d�ugo�ci nale�y zaformowa� 21 kostek o wymiarze 50 mm, na których oznacza si wytrzyma�o�� na �ciskanie. Beleczki s� umieszczane w roztworze korozyjnym dopiero po osi�gniciu przez zapraw wytrzyma�o�ci 20 MPa. Procedura mieszania zaprawy i formowania próbek jest identyczna jak w ASTM C 452. Formy przechowuje si przez 23,5 ± 0,5 h w temperaturze 35 ± 3 °C w szafie klimatycznej. Po rozformowaniu umieszcza si próbki w nasyconej wodzie wapiennej o temperaturze 23 ± 2 °C, a� do osi�gnicia wytrzyma�o�ci 20 MPa. Co jaki� czas (np. co dziennie) Po uzyskaniu przez próbki sze�cienne wytrzyma�o�ci 20 MPa wykonuje si pierwszy pomiar d�ugo�ci, a nastpnie zanurza beleczki w 5,0 % roztworze Na2SO4 (ponad dwa razy wiksze st�enie ni� w normie PN-B 19707) i temperaturze 23 ± 2 °C. Objto�� u�ytego roztworu powinna by� 4 ± 0,5 razy wiksza od objto�ci próbek – czyli na ka�d� beleczk trzeba wla� 625-800 ml roztworu. Pomiar wykonuje si po 1, 2, 3, 4, 8, 13, 15 tygodniach od umieszczenia w roztworze korozyjnym. Dodatkowo badanie mo�na prowadzi� dalej po 4, 6, 9, 12 miesi�cach Zmiany d�ugo�ci oblicza si z dok�adno�ci� 0,001 %, zgodnie ze wzorem (14). Cement uznaje si za odporny na dzia�anie siarczanów, je�li ekspansja po pó� roku jest mniejsza ni� 0,1 % i nie stwierdzono wystpowania rys, pkni�, zmian barwy, wykwitów, itd. na powierzchni próbki [6].

Mimo swoich ogranicze ASTM C 452 jest nadal stosowana ze wzgldu na krótki czas otrzymania wyniku – 14 dni [10, 25]. Natomiast metoda ASTM C 1012 jest najbardziej rozpowszechnionym badaniem odporno�ci korozyjnej, co potwierdza literatura [1, 13, 21, 25].

157

3.1.3. Propozycja znormalizowanej procedury badawczej W 2006 roku grupa ekspertów CEN z Komitetu Technicznego 51 zaproponowa�a

projekt znormalizowanej procedury badawczej do oceny odporno�ci na korozj siarczanow�. Propozycja testu jest wynikiem przegl�du przez ekspertów dostpnych metod badania korozji siarczanowej [6].

Badanie polega na pomiarze spadku wytrzyma�o�ci beleczek przetrzymywanych w roztworze korozyjnym w stosunku do beleczek przetrzymywanych w wodzie wapiennej. Zgodnie z za�o�eniami, badanie przeprowadza si na beleczkach o wymiarach 40×40×160 mm przygotowanym zgodnie z EN 196-1 z dwoma wyj�tkami: wska�nik w/c podniesiono z 0,5 do 0,6; a stosunek piasku do cementu zmieniono na 3,375:1. Zatem zaprawa sk�ada si 400 g cementu, 240 g wody i 1350 g piasku normowego. Ilo�� próbek zale�y od czasu trwania badania. Po rozformowaniu (po 24 godzinach) beleczki umieszcza si na 3 miesi�ce w nasyconej wodzie wapiennej o temperaturze 20 ºC (lub na 28 dni o temperaturze 35 ºC). Po tym czasie, przed umieszczeniem próbek w medium agresywnym, próbki zanurza si na kilka godzin w rozcieczonym H2SO4 w celu zabezpieczenia próbek przed powierzchniow� karbonatyzacj�. Nastpnie cz�� beleczek umieszcza si w roztworze Na2SO4 o st�eniu jonów SO4

2– równym 10g/l o temperaturze 20 ºC i/lub mniejszej ni� 10 ºC, a pozosta�e próbki pozostawia si w nasyconej wodzie wapiennej. Poniewa� temperatura 20 ºC nie odzwierciedla warunkach panuj�cych w ca�ej Europie powinno si okre�li� odporno�� na korozj siarczanow� w równie� w temperaturze poni�ej 10 ºC, w której mo�e powstawa� thaumasyt. Beleczki s� ca�kowicie zanurzone w roztworze korozyjnym. Przez ca�y okres badania roztwór jest mieszany i okresowo wymieniany. Kontroluje si te� odczyn pH medium korozyjnego (sugerowane pH to 8±0,5). Komitet Europejski proponuje dwa okres trwania badania: 1 rok, w tym 9 miesicy w roztworze agresywnym lub 2 lata, w tym 21 miesicy w roztworze agresywnym.

3.1.4. Badania nienormowe

Je�li chodzi o badania znormalizowane na próbkach betonowych lub zaczynach to

brak w tym zakresie danych literaturowych. Amerykanie testowali metod badawcz� na próbkach betonowych o �rednicy 150 mm i wysoko�ci 300 mm poddanych dzia�aniu jednego z trzech �rodowisk korozyjnych: Na2SO4 o st�eniu 14 g/l, Na2SO4 o st�eniu 68 g/l, lub naprzemiennemu zanurzaniu przez 16 h w Na2SO4 o st�eniu 14 g/l i suszeniu w temp. 54 ºC na powietrzu przez 8 h. Ocenie podlega� ubytek masy po roku lub 2 latach oddzia�ywania medium korozyjnego [6, 23].

Bukowska i in. [5] prowadzili badania zgodnie z pr ENV 196-X jednak�e w badaniach zastosowano dwa ró�ne st�enia roztworu siarczanu sodu: 16 g/l i 52 g/l SO4

2–. Równocze�nie, oprócz zmian d�ugo�ci, mierzono spadek wytrzyma�o�ci próbek po 3 miesi�cach ekspozycji na siarczany.

We Francji, Roziere i in. [21], prowadzili badania nad korozj� siarczanow� na zaprawach i betonach. Badania na zaprawach prowadzono zgodnie z procedur� zawart� w normie francuskiej NF P 18-837 (tabl. 1), natomiast do bada betonu u�yto belek o wymiarach 70×70×280 mm. Zgodnie z wymaganiami normy EN 206-1 próbki by�y przechowywane w warunkach o wilgotno�ci wzgldnej powy�ej 90 %, a� do uzyskania 50 % wytrzyma�o�ci projektowanej, a nastpnie w temp. 20 ºC i wilgotno�ci wzgldnej 50 %. Po 28 dniach beton zanurzono w dwóch roztworach Na2SO4 o st�eniach 3 i 30 g/l,

158

wymienianych raz na miesi�c. pH roztworu kontrolowano przy pomocy odpowiednio 0,02 i 0,04 M H2SO4. Miar� korozji zaprawy/betonu by�a ekspansja, utrata masy i zmiana modu�u spr�ysto�ci w porównaniu do próbek przechowywanych w wodzie. Czas badania wynosi� 1,5 roku.

Podobne badania prowadzi� Al-Akhras [1]. Ekspansj bada� na belkach betonowych o wymiarach 75×75×300 mm, natomiast wytrzyma�o�� na �ciskanie bada� na kostkach o boku 100 mm. Próbki, zaraz po rozformowaniu, by�y pielgnowane w nasyconej wodzie wapiennej przez ró�ny okres – 3, 7, lub 28 dni. Równie� próbki odniesienia przechowywano w wodzie wapiennej. Roztwór korozyjny przygotowano i wymieniano zgodnie z procedur� zawart� w normie ASTM C 1012. Odporno�� korozyjn� oceniano na podstawie ekspansji, zmiany masy, wygl�du (rysy, pknicia, itp.) oraz ubytku wytrzyma�o�ci na �ciskanie w porównaniu do próbek odniesienia. Testy trwa�y 18 miesicy. Przeprowadzono tak�e przyspieszone badania w autoklawie. Trzydniowe próbki wystawiono na dzia�anie siarczanów przez 3 h pod ci�nieniem 2 MPa.

Monteiro i in. [17] prowadzili badania na sze�ciennych próbkach zaczynu o wymiarze 12,7 mm zanurzonych w 4 % roztworze Na2SO4 o pH = 7,2 (pH by�o kontrolowane w czasie testu). Po 7 dniach przechowywania w temp. 50 ºC i 100 % wilgotno�ci wzgldnej, zmierzono pocz�tkow� wytrzyma�o��, a pozosta�e sze�cianiki umieszczono w medium korozyjnym. Jako miar odporno�ci korozyjnej przyjto spadek wytrzyma�o�ci po 28 i 63 dniach w stosunku do wytrzyma�o�ci wyj�ciowej.

3.2. Badania przy czciowym zanurzeniu w roztworze korozyjnym

Eustache i in. [9] opracowali metod badania odporno�ci korozyjnej cementu przy cz�ciowym zanurzeniu próbek zapraw w roztworze MgSO4 o st�eniu 19,5 g/l SO4

2–. Badanie wykonywali na próbkach o wymiarach 20×20×100 mm. Stosunek piasku do cementu wynosi� 3:1 a w/c – ok. 0,5 (utrzymywali sta�� konsystencj). Po 28 dniach pielgnacji w wodzie o temp. 20 ºC okre�lili pocz�tkow� wytrzyma�o�� próbek, a pozosta�e umie�cili w roztworze siarczanu do oko�o po�owy wysoko�ci. Miar� odporno�ci na siarczany by� spadek wytrzyma�o�ci badanych próbek po 2, 5, 10 miesi�cach ekspozycji w medium agresywnym.

Inne badania przy cz�ciowym zanurzeniu w roztworze prowadzono w USA [22]. W eksperymencie wykorzystano belki betonowe o wymiarach 152×152×762 mm, które umieszczono poziomo na g�boko�� 75 mm w ziemi nasyconej Na2SO4 o st�eniu 65 000 ppm w stosunku do masy ziemi. Próbki poddano 10 cyklom nawil�ania i suszenia (warunki podobne do naturalnych) w ci�gu roku. Miar� odporno�ci na agresj siarczanow� by� spadek wytrzyma�o�ci i ocena wizualna.

3.3. Badania przy naprzemiennym suszeniu i nasycaniu

Hekal i in. [12] bada� odporno�� korozyjn� na zaczynach. Próbki mia�y kszta�t walczyków o �rednicy 25 mm. Po 28 dniach pielgnacji w warunkach laboratoryjnych próbki umieszczano w roztworze MgSO4 o st�eniu 80 g/l SO4

2–, a pó�niej suszono w temp. 60 ºC. Jeden cykl badania wynosi� 10 dni. Miar� odporno�ci na siarczany by� spadek wytrzyma�o�ci po 90, 120, 180 dniach.

W szwajcarskiej normie SN 505262/1 próbki betonowe suszy si przez 2 dni w 50 ºC, a pó�niej przez 5 dni zanurzone s� w roztworze Na2SO4 o st�eniu 34 g/l SO4

2– o temp. 20 ºC. Wykonuje si 4 cykle. Miar� odporno�ci jest zmiana d�ugo�ci próbek w porównaniu do próbek poddanych tej samej procedurze, ale zanurzonych w wodzie [11].

159

Inni badacze adaptowali procedur stosowan� przy badaniach odporno�ci ska� naturalnych [7]. Walce o �rednicy 50 mm poddaje si 120 cyklom suszenia w temperaturze 105 ºC i zanurzania w roztworze Na2SO4 (42 g/l SO4

2-). Miar� odporno�ci jest zmiana masy i wytrzyma�o�� na �ciskanie.

4. Podsumowanie

Problem oceny odporno�ci cementów na korozj siarczanow� jest skomplikowany z uwagi na z�o�ono�� procesów fizycznych i chemicznych zachodz�cych w betonie. Nale�y pamita�, �e na trwa�o�� betonu wp�ywa wiele czynników: sk�ad betonu, jego porowato��, rodzaj �rodowiska agresywnego, sposób przygotowania, u�o�enia, pielgnacji mieszanki betonowej, wilgotno�� i temperatura �rodowiska, obci��enia wystpuj�ce w konstrukcji. Szybko�� korozji bdzie zale�a�a od rodzaju kationu towarzysz�cego jonom SO3

2–. Dla betonu najgro�niejsze jest dzia�anie (NH4)2SO4, a najwolniej reaguje CaSO4. Najcz�ciej wystpuj�cymi rodzajami korozji siarczanowej jest agresja w wyniku Na2SO4 lub MgSO4.

Odporno�� na agresj siarczanow� cementu najcz�ciej bada si na zaprawach, przy ca�kowitym zanurzeniu w roztworze, co znajduje potwierdzenie w dostpnych normach, a jako kryterium oceny przyjmuje si zmiany d�ugo�ci beleczek.

W Polsce stosowan� metod� badawcz� jest procedura opisana w normie PN-B 19707, natomiast w �wiatowej literaturze najcz�ciej odporno�� na agresj siarczanow� bada si zgodnie z amerykaska norm� ASTM C 1012. Obie te metody opieraj� si na pomiarze zmian objto�ci poprzez pomiar d�ugo�ci órbek z zaprawy normowej . Ciekaw� alternatyw� dla tych testów jest propozycja Komitetu Europejskiego, gdzie zaproponowano ocenia� odporno�� na siarczany cementu poprzez porównanie wytrzyma�o�ci na �ciskanie stwardnia�ych zapraw przetrzymywanych w medium korozyjnym i wodzie.

Literatura

[1] Al-Akhras N.M., Durability of metakaolin concrete to sulfate attack, Cement and Concrete Research, 2006, s. 1727-1734

[2] ASTM C 452-02 Standard test method for potential expansion of Portland-cement mortars exposed to sulfate

[3] ASTM C 490-00 Standard test method for use of apparatus for the determination of length change of hardened cement paste, mortar, and concrete

[4] ASTM C 1012-04 Standard test method for length change of hydraulic-cement mortars exposed to a sulfate solution

[5] Brylicki W., Czynniki determinuj�ce trwa�o�� betonu i iniekcyjnych zaczynów cementowych, Sympozjum Naukowo-Techniczne „Cementy w budownictwie, robotach wiertniczo-in�ynieryjnych oraz hydrotechnice”, Pi�a, 2001

[6] Bukowska M., Pacewska B., Wiliska I., Influence of spent catalyst used for catalytic cracking in fluidized bed on sulphate corrosion of cement mortars: I. Na2SO4 medium, Cement and Concrete Research, 2004, s. 759-767

[7] CEN/TC 51/WG12/TG1, Sulphate Resistance Testing – State of the Art, 2006 [8] De Almeida R., Resistance of high strength concrete to sulphate attack: soaking and

drying test, 2nd International Conference „Durability of concrete”, Montreal, ACI SP-126, 1991, vol. 2, s. 1073–1092

[9] Deja J., Trwa�o�� zapraw i betonów �u�lowo-alkalicznych, Polski biuletyn Ceramiczny, vol. 83, Kraków 2004

160

[10] Eustache J., Magnam R., Method for determining resistance of mortars to sulfate attack, Journal of American Ceramic Society, 1972, s. 237-239

[11] Felekoglu B., Ramyar K., Tosun K., Musal B., Sulfate resistance of different types of Turkish Portland cements by selecting the appropriate test method, Construction and Building Materials, 2006, s. 819-823

[12] Giergiczny Z., Metody badania odporno�ci na korozj� chlorkow� i siarczanow�, II Sympozjum naukowo-techniczne „Trwa�o�� betonu”, Gliwice, 2008, s. 77-96

[13] E.E. Hekal E.E., Kishar E., Mostafa H., Magnesium sulfate attack on hardened blended cement pastes under different circumstances, Cement and Concrete Research, 2002, s. 1421-1427

[14] Irassar E.F., Gonzalez M., Rahhal V., Sulphate resistance of type V cements with limestone filler and natural pozzolana, Cement and Concrete Composites, 2000, s. 361-368

[15] Kurdowski W., Chemia cementu i betonu, PWN, Warszawa 2010, Polski Cement, Kraków 2010

[16] Mehta P.K., Schiessl P., Raupach M., Performance and durability of concrete systems, Proceedings of the 9th International Congress on the Chemistry of Cement, New Delhi, India, 1992, vol. I, s. 571-659

[17] Monteiro P.J.M., Roesler J., Kurtis K.E., Harvey J., Accelerated test for measuring sulfate resistance of hydraulic cements for Caltrans LLPRS Program, Report Prepared for California Department of Transportation, 2000

[18] Neville A.M., W�a�ciwo�ci betonu, Polski Cement, Kraków, 2000 [19] PN-B-19707 Cementy. Cement specjalny. Sk�ad, wymagania i kryteria zgodno�ci,

Za��cznik C Oznaczenie odporno�ci cementu na agresj� siarczanow� [20] prENV 196-X:1995 Method of testing cement. Part X: Determination of the

resistance of cements to attack by sulfate solution or by sea water [21] Roziere E., Loukili A., El Hachem R., Grondin F., Durability of concrete exposed to

leaching and external sulphate attacks, Cement and Concrete Research, 2009, s. 1188-1198

[22] Stark D., Performance of concrete in sulfate environments, Portland Cement Association, Report RD 129, 2005

[23] Stephens J.B., Carrasquillo R.L., Evaluating performance-based test and specification sulfate resistance in concrete, Texas Dept. of Transportation, Report No-1706-3, 2000

[24] Taylor H.F.W., Gollob R.S., Microstructural and microanalytical studies of sulfate attack. II. Sulfate-resisting Portland cement: Ferrite composition and hydration chemistry, Cement and Concrete Research, vol. 24, 1994, s. 1374-1358

[25] Xu A., Shayan A., Baburamani P., Test methods for sulfate resistance of concrete and mechanism of sulfate attack. A state of the art review, Review Report 5, 1998

SULPHATE CORROSION OF CONCRETE MECHANISM AND TEST METHODS

Summary

Concrete is the most common material used in building constructions. Through the years buildings have been exposed to several corrosion liquids inducing deterioration of concrete. Hereby paper presents the mechanism of sulphate attack to concrete and review different methods of sulphate

161

corrosion tests. Wojciech Dro�d�1

REAKCJA ALKALICZNA ASR W BETONIE – METODY BADA�

1. Wstp Reakcje zachodz�ce pomidzy reaktywnym kruszywem a matryc� cementow� prowadz� do jednego z rodzajów korozji betonu zwanej korozj� alkaliczn� betonu (AAR). Zagadnienie AAR obejmuje dwa rodzaje procesów korozyjnych w konstrukcjach betonowych: reakcj ASR (z ang. alkali-silica reaction) oraz znacznie rzadziej spotykan� reakcj ACR (z ang. alkali-carbonate reaction). Termin ASR wystpuje w literaturze fachowej od 1940 roku, w którym opublikowano pierwszy raport opisuj�cy destrukcj betonu w hrabstwie Stanton (USA) w wyniku reakcji chemicznych pomidzy kruszywem i cementem. Wcze�niejsze wzmianki dotycz�ce zniszczenia kilkuletnich konstrukcji betonowych (równie� w USA) datowane s� na lata dwudzieste ubieg�ego wieku [22]. Obecnie, obok Stanów Zjednoczonych problem reakcji ASR dotyczy g�ównie Kanady, Niemiec oraz pastw skandynawskich. W innych krajach problem ten nie do koca jest zidentyfikowany. Podstawowymi czynnikami koniecznymi do wyst�pienia reakcji alkalicznej ASR w betonie s�: alkalia z cementu, reaktywne kruszywo oraz wystarczaj�ca wilgotno�� [20]. Uwa�a si, �e g�ówn� rol w procesach korozyjnych ASR odgrywaj� jony sodu i potasu pochodz�ce z klinkieru portlandzkiego. Jednak�e �ród�em dostpnych alkaliów dla procesu korozyjnego mog� by� równie� inne sk�adniki betonu: domieszki chemiczne, dodatki mineralne, kruszywa oraz alkalia z oddzia�ywania �rodowiska zewntrznego, np. z zimowego utrzymania dróg (NaCl). Analizuj�c oddzia�ywanie alkaliów z cementu bardzo wa�nym zagadnieniem jest uwzgldnienie proporcji ich ca�kowitej zawarto�ci do tzw. alkaliów dostpnych (inaczej okre�lanych reaktywnymi, czynnymi, efektywnymi b�d� wymywalnymi). Publikuje si wiele bada i pogl�dów na temat dostpnych alkaliów pochodz�cych z ró�nych cementów i dodatków mineralnych [11, 14, 21]. 1 mgr in�., Instytut Ceramiki i Materia�ów Budowlanych w Warszawie, Oddzia� Szk�a i Materia�ów Budowlanych w Krakowie, 31-983 Kraków, ul. Cementowa 8, e-mail: [email protected]. Opiekun naukowy: dr hab. in�. Zbigniew Giergiczny, prof. ndzw. w Politechnice �l�skiej.


Gliwice 2011

162

Kruszywa zawieraj�ce reaktywne formy krzemionki, takie jak bezpostaciowy opal, w�óknisty lub kryptokrystaliczny chalcedon, trydymit, krystobalit czy kwarc, w stanie napr�e, charakteryzuj� si potencjalnie du�� reaktywno�ci� alkaliczn� [12, 13, 20]. Mather uwa�a natomiast, �e: „Ka�de kruszywo jest alkalicznie reaktywne: kruszywa ró�ni� si jedynie rodzajem reakcji, jej stopniem i tempem” [15]. Produktem reakcji alkalicznej ASR w betonie jest pczniej�cy �el, który zwikszaj�c swoj� objto�� powoduje powstanie napr�e w stwardnia�ym betonie. W rezultacie prowadzi to do powstania charakterystycznej siatki spka konstrukcji betonowej i jej destrukcji (rys. 1).

Rys. 1. Pknicia konstrukcji betonowej mostu wywo�ane reakcj� ASR [22]

Zagadnienie korozji alkalicznej ASR jest z�o�onym problemem, nadal niedostatecznie poznanym i wyja�nionym. Tematyka ta jest przedmiotem midzynarodowych sympozjów, konferencji ukierunkowanych i prac komitetów normalizacyjnych. Ostatnia, 13-ta konferencja ICAAR odby�a si w czerwcu 2008 roku w Trondheim [19]. W niniejszym artykule dokonano przegl�du najcz�ciej stosowanych i rekomendowanych na �wiecie metod badania oceny wp�ywu reakcji ASR na w�a�ciwo�ci betonu (ekspansj). W pracy zaprezentowano równie� w�asne wyniki wymywalno�ci alkaliów z ró�nych dodatków mineralnych stosowanych jako sk�adniki g�ówne cementu, b�d� jako dodatki typu II w sk�adzie betonu.

163

2. Mechanizm reakcji ASR Produktem reakcji zachodz�cej pomidzy alkaliami z cementu i kruszywem zawieraj�cym reaktywne formy krzemionki jest �el, który posiadaj�c du�e powinowactwo wzgldem wody z matrycy cementowej w betonie zwiksza swoj� objto��. Proces ekspansji �elu powoduje powstanie napr�e w stwardnia�ym betonie, a nastpnie prowadzi do jego spka. Reakcja ASR podzielona jest na kilka nastpuj�cych po sobie etapów. Schematyczny przebieg reakcji chemicznych przedstawiono na rys. 2.

Rys. 2. Przebieg reakcji ASR [20]

W pierwszej fazie reakcji ASR reaktywna krzemionka kruszywa zostaje rozpuszczona pod wp�ywem dzia�ania �rodowiska alkalicznego (NaOH, KOH). W wyniku zerwania wi�za krzemowo-tlenowych nastpuje przy��czenie kationów Na+, K+ i formowanie ekspansywnego �elu alkaliczno-krzemianowego. Wed�ug Wanga

164

i Gillotta w dalszym przebiegu reakcji ASR dochodzi do podmiany jonów alkaliów jonami wapnia i tworzenie �elu (C-N-K-S-H) [26].

3. Metody bada� ekspansji wywo�anej reakcj� ASR

Destrukcyjne procesy betonu wywo�ane reakcj� ASR s� bardzo powolne i zazwyczaj ich rezultaty uwidaczniaj� si po kilku, a nawet kilkunastu latach. Ocena potencjalnego wyst�pienia reakcji alkalicznej pomidzy danym rodzajem kruszywa a wybranym cementem ma fundamentalne znaczenie przy projektowaniu mieszanki betonowej. Weryfikacja sk�adników receptury betonu w kontek�cie reakcji ASR dokonywana jest z wykorzystaniem szeregu procedur badawczych.

Podstaw� bada reakcji ASR jest okre�lenie reaktywno�ci kruszyw. Jednak�e jej okre�lenie w betonie jest z�o�onym problemem i pomimo przeprowadzenia wielu bada w tym zakresie jeszcze nie jest to zagadnienie rozwi�zane. Bezpo�rednie metody, najcz�ciej dotycz� pomiaru ekspansji beleczek z betonu, b�d� beleczek zapraw wykonanych z badanego kruszywa o potencjalnej reaktywno�ci alkalicznej. Do oceny kruszywa stosowane s� równie� metody chemiczne oraz petrograficzne [2-7].

Jak wspomniano we wstpie analizuj�c problem alkaliczno�ci cementu, oprócz ca�kowitej zawarto�ci alkaliów nale�y równie� uwzgldnia� poziom ich wymywania w trakcie procesów hydratacji tj. dostpno�ci. W tym obszarze istnieje tak�e mo�liwo�� zastosowania kilku procedur badawczych [1, 8, 25].

Identyfikacja wyst�pienia reakcji ASR w konstrukcji betonowej nie jest �atwa i jednoznaczna. Ze wzgldu na jej powolny przebieg potrzeba kilku lat do odró�nienia destrukcji betonu wywo�anej reakcj� alkaliów z reaktywn� krzemionk� od innych procesów korozyjnych. Obserwacje na poziomie makrostruktury nie daj� pewno�ci, �e zachodzi w�a�nie ta reakcja. Badania mikrostruktury wraz z przeprowadzeniem analizy elementarnej mikroobszarów pozwalaj� na jednoznaczne stwierdzenie, �e w betonie wystpuje reakcja ASR.

Spo�ród wszystkich metod badania reakcji ASR wykorzystywanych na ca�ym �wiecie nale�y wyró�ni� dwie kompleksowe grupy procedur oceny reaktywno�ci kruszywa z cementem z uwagi na przebieg reakcji ASR. S� to metody opracowane i rekomendowane przez:

ASTM – z ang. American Society for Testing and Materials (Amerykaskie Stowarzyszenie Bada i Materia�ów)

oraz RILEM – z fran. Réunion Internationale des Laboratoires et Experts des Matériaux, systèmes de construction et ouvrages (Midzynarodowy Zwi�zek Laboratoriów i Ekspertów Materia�ów Budowlanych, Systemów i Struktur).

3.1. Metody bada� oceny ASR wed�ug ASTM

Amerykaskie procedury badawcze ujte w normach ASTM s� najprawdopodobniej najpowszechniej stosowanymi metodami badania do przebiegu reakcji ASR w betonie (zaprawie). Nale�y równie� zaznaczy�, �e pozosta�e metody badania reakcji alkalicznej stosowane na ca�ym �wiecie stanowi� adaptacj wytycznych zawartych we wspomnianych normach ASTM. Szeroka gama proponowanych przez ASTM komplementarnych testów

165

dotycz�cych problemu ASR decyduje o ich praktycznej przydatno�ci w ocenie tego zagadnienia. Amerykaskie normy przedmiotowe reakcji ASR podano w tablicy 1.

Tablica 1. Metody badania reakcji ASR wg ASTM. Norma Opis

ASTM C295 [7] Badanie petrograficzne kruszyw do betonu

ASTM C289 [6] Ocena potencjalnej reaktywno�ci kruszywa metod� chemiczn�

ASTM C1260 [2] Badanie ekspansji alkalicznej beleczek z zapraw metod� przyspieszon�

ASTM C227 [5] Badanie ekspansji beleczek z zapraw metod� d�ugoterminow� ASTM C1293 [3] Badanie ekspansji beleczek z betonu metod� d�ugoterminow�

ASTM C1567 [4] Badanie ekspansji beleczek z zapraw przy u�yciu dodatków mineralnych metod� przyspieszon�

ASTM C441 [9] Badanie efektywno�ci pucolan i mielonego granulowanego �u�la wielkopiecowego w zapobieganiu ekspansji wywo�anej reakcj� ASR

ASTM C856 [10] Badanie petrograficzne produktów reakcji ASR w stwardnia�ym betonie

Wstpna ocena reaktywno�ci alkalicznej kruszywa mo�e by� dokonana przy zastosowaniu procedury opisanej w normie ASTM C295. Metoda ta pozwala na rozpoznanie potencjalnie reaktywnych sk�adników kruszywa z wykorzystaniem mikroskopii optycznej. Wyniki bada umo�liwiaj� identyfikacj w kruszywie reaktywnych form SiO2 takich jak: opal, krystobalit, trydymit, krzemionkowe i inne szk�a wulkaniczne, czerty, szkliste do kryptokrystalicznych kwa�ne ska�y wulkaniczne, syntetyczne szk�a krzemionkowe, niektóre i�y, fillity, metamorficzne szarog�azy, ska�y zawieraj�ce kwarc w stanie napr�e takie jak: szarg�azy, fillity, �upki, gnejsy, granity gnejsowe, kwarc �y�owy, kwarcyty i piaskowce. Niestety, profesjonalne prowadzenie badania petrograficznego kruszyw wymaga du�ego do�wiadczenia w identyfikacji ze strony operatora. Ponadto na podstawie testu ASTM C295 nie mo�na stwierdzi� czy dany minera� spowoduje szkodliwe pcznienie w betonie, czy te� nie. Reaktywno�� kruszywa mo�na równie� okre�li� metodami chemicznymi. Taka procedura przedstawiona jest w normie ASTM C289. Badanie polega na wyznaczeniu obni�enia alkaliczno�ci Rc roztworu NaOH o znanym st�eniu, przez badane kruszywo o frakcji 150-300 �m (w temperaturze 80ºC) oraz wyznaczeniu ilo�ci rozpuszczalnej krzemionki Sc z kruszywa. Interpretacja wyników bada z uwagi na potencjaln� reaktywno�� kruszywa uwzgldnia usytuowanie punktów pomiarowych Sc/Rc w obszarach diagramu pokazanego na rys. 3. Procedura ta umo�liwia szybkie uzyskanie wyniku, w okresie 24 godzin, natomiast otrzymane wyniki nie s� rozstrzygaj�ce, daj� jedynie pogl�d o potencjalnej reaktywno�ci kruszywa i mo�liwo�ci wyst�pienia reakcji ASR. Do tej metody zalecane jest przeprowadzenie dalszych testów z wykorzystaniem pomiarów ekspansji beleczek z zapraw wykonanych z badanego kruszywa.

Szybk� ocen w tym zakresie umo�liwiaj� badania prowadzone wed�ug procedury zawartej w normie ASTM C1260. Metoda polega na pomiarze zmian liniowych beleczek ze stwardnia�ej zaprawy przechowywanych w 1N roztworze NaOH w temperaturze 80oC.

166

Miar� reaktywno�ci alkalicznej kruszywa lub braku odporno�ci alkalicznej cementu jest ekspansja stwardnia�ej zaprawy po 14 dniach ekspozycji powy�ej 0,1%. Test mo�e by� szczególnie przydatny dla kruszyw, które reaguj� wolno, b�d� wytwarzaj� opó�nion� ekspansj. Jednak�e, wyniki pomiarów nie pozwalaj� jednoznacznie oceni� interakcji kruszyw z materia�ami wi��cymi dla warunków spotykanych w trakcie eksploatacji konstrukcji z betonu . Dla niektórych kombinacji kruszywo – cement mo�liwe jest wyst�pienie nadmiernej ekspansji. W takiej sytuacji zalecane jest wykonanie bada potwierdzaj�cych, �e ekspansja wynika z reakcji alkaliów z krzemionk�. Badania produktów hydratacji za pomoc� technik SEM, XRD mog� dostarczy� uzupe�niaj�cych, warto�ciowych informacji.

Rys. 3. Kryteria oceny reaktywno�ci kruszywa w stosunku do alkaliów na podstawie testu

chemicznego wed�ug ASTM C 289

Kolejnym testem prowadzonym na beleczkach ze stwardnia�ej zaprawy jest metoda d�ugoterminowa ASTM C227. Z badanego kruszywa, o �ci�le okre�lonym uziarnieniu, sporz�dza si beleczki stwardnia�ej zaprawy, które s� przechowywane nad wod� w temperaturze 38�C. Kryterium reaktywno�ci kruszywa lub odporno�ci alkalicznej cementu jest ekspansja wiksza od 0,1% po sze�ciu miesi�cach ekspozycji. Badania wykonane wed�ug ASTM C227 wykazuj� bardzo dobr� korelacj z zachowaniem si kruszywa w betonie wbudowanym w obiekty i konstrukcje budowlane. Zale�no�� w tym zakresie wymaga jednak�e badania betonu po bardzo d�ugim okresie eksploatacji konstrukcji.

Podstawow�, bezpo�redni� metod� badania reakcji ASR jest procedura ASTM C1293. Test obejmuje ustalenie zmian liniowych beleczek wykonanych z betonu oraz okre�lenie zmian destrukcyjnych wywo�anych reakcj� ASR (rysy, wycieki �elu i otoczki reakcyjne wokó� ziarn kruszywa w betonie). Metoda zak�ada ekstremalne warunki oddzia�ywania alkaliów z cementu na kruszywo. Zawarto�� cementu w betonie wynosi 420

167

kg w m3, przy ekwiwalencie Na2Oe korygowanym do 1,25% masy cementu, to jest 5,25 kg alkaliów na m3 betonu. Pomiary ekspansji prowadzone s� na stwardnia�ym betonie w formie beleczek o wymiarach 75x75x285 mm przechowywanych w warunkach wilgotnych w temperaturze 38�C. Miar� reaktywno�ci kruszywa jest warto�� ekspansji powy�ej 0,04 % mierzona po 1 roku dojrzewania próbek betonu. Omówiona metoda charakteryzuje si najlepsz� korelacj� z pomiarami destrukcji spowodowanej reakcj� alkaliczn� w elementach konstrukcji betonowych.

Podobn� metodyk badania ekspansji beleczek do opisanych ju� norm stosuj� procedury ASTM C1567 oraz ASTM C441. Zasadnicz� ró�nic� jest ich cel. Metody te s�u�� do oceny i ustalenia efektywnego poziomu dodatków mineralnych wykazuj�cych w�a�ciwo�ci hydrauliczne i/lub pucolanowe w zapobieganiu ekspansji bd�cej wynikiem reakcji ASR. Metoda opisana w ASTM C1567 jest testem przyspieszonym umo�liwiaj�cym okre�lenie bezpiecznego poziomu dodatku mineralnego dla zniwelowania negatywnych skutków wywo�anych reakcj� ASR. Metoda ASTM C441 polega na d�ugoterminowych pomiarach ekspansji beleczek sporz�dzonych ze sztucznego, bardzo reaktywnego kruszywa - szk�a borowo-krzemowego Pyrex oraz cementów z dodatkami mineralnymi. Oprócz, metod po�rednich i bezpo�rednich, dotycz�cych oceny reaktywno�ci kruszywa lub odporno�ci alkalicznej cementu bardzo wa�nym elementem badania reakcji ASR jest identyfikacja tego zjawiska w stwardnia�ym betonie. Metoda ASTM C856 koncentruje si na identyfikacji znanych produktów reakcji alkalicznej, obecno�ci �elu, spka oraz ich orientacji w próbkach pobranych z konstrukcji betonowych. Norma precyzuje procedur pobierania próbek, ich preparatyk oraz badanie mikrostruktury z zastosowaniem ró�nych technik badawczych. Test pozwala na potwierdzenie wyst�pienia reakcji ASR w stwardnia�ym betonie.

3.2. Metody bada� wed�ug RILEM Midzynarodowa organizacja Rilem skupia w swojej strukturze wielu ekspertów z ró�nych dziedzin nauki tworz�c tzw. Komitety Techniczne. Zagadnienie reaktywno�ci kruszyw AAR, metodyka bada i ocena jest obecnie przedmiotem prowadzonych prac przez Komitet Techniczny 219-ACS. Jednym z rezultatów prac Komitetu Technicznego s� publikowane rekomendacje. Ostatnie kompleksowe wytyczne, uwzgldniaj�ce zagadnienie badania reaktywno�ci alkalicznej kruszyw, znajduj� si w Rekomendacjach z 2003 roku [23, 24]. W tablicy 2 wymieniono metody badania reakcji ASR zalecane przez Rilem.

Tablica 2. Metody badania reakcji ASR wg Rilem.

Metoda Opis AAR-1 Badanie petrograficzne kruszyw AAR-2 Badanie beleczek z zapraw metod� ultra-szybk� AAR-3 Badanie beleczek z betonu AAR-4 Badanie beleczek z betonu metod� ultra-szybk�

Metoda AAR-1 ma na celu, podobnie jak ASTM C295, identyfikacj potencjalnie reaktywnych sk�adników kruszywa. Rozpoznanie sk�adników dokonywane jest w oparciu o podstawowe typy mineralogiczne i petrograficzne, czsto z wykorzystaniem lokalnego

168

do�wiadczenia. Wynikiem badania jest zaklasyfikowanie kruszywa do jednej z 3 klas, z uwzgldnieniem dominuj�cego charakteru chemicznego kruszywa (kruszywo krzemionkowe S, kruszywo wglanowe C, kruszywo krzemionkowo-wglanowe SC):

- Klasa I: kruszywo najprawdopodobniej niereaktywne; - Klasa II: kruszywo w�tpliwie reaktywne; - Klasa III: kruszywo bardzo prawdopodobnie reaktywne.

Dla kruszywa z klas II i III zalecane jest wykonanie dalszych bada, zazwyczaj wykorzystuj�c metody AAR-2 i AAR-3. Metodyka AAR-2 jest bardzo zbli�ona do opisywanej w normie ASTM C1260. Najwa�niejsz� ró�nic� jest kryterium oceny reaktywno�ci kruszywa. Na podstawie testu AAR-2 klasyfikowane jest kruszywo: niereaktywne dla ekspansji poni�ej 0,1%, potencjalnie reaktywne dla ekspansji w przedziale 0,1% do 0,2% oraz bardzo reaktywne dla ekspansji wynosz�cej powy�ej 0,2% po 14 dniach ekspozycji próbek w 1N NaOH w temperaturze 80�C. Kolejna metoda zalecana przez Rilem, AAR-3 polega na badaniu ekspansji próbek stwardnia�ego betonu. Próbki w kszta�cie beleczek wykonywane s� z ró�nych kombinacji kruszywa drobnego i grubego - reaktywnego i niereaktywnego w ustalonych proporcjach. Testowana receptura zak�ada 440 kg cementu na m3 betonu oraz zawarto�� alkaliów wyra�onych jako Na2Oe w ilo�ci 5,5 kg na m3 betonu. Owinite w wilgotn� tkanin bawe�nian� próbki przechowywane s� w temperaturze 38�C. Kruszywa, dla których ekspansja beleczek po 12 miesi�cach wynosi poni�ej 0,05% uznawane jest za niereaktywne. Ekspansja przekraczaj�ca 0,1% charakteryzuje kruszywo reaktywne. Kruszywo o ekspansji z przedzia�u 0,05%-0,1%, bez dodatkowego potwierdzenia, nale�y równie� zaklasyfikowa� jako reaktywne. W celu przyspieszenia procesów zachodz�cych w reakcji ASR zmodyfikowano metod badania próbek betonowych zwikszaj�c temperatur przechowywania do 60�C. Opisane warunki zastosowano w przyspieszonej metodzie AAR-4. Istniej� dwie opcje przechowywania próbek w tej temperaturze: nad wod� oraz zawinite. Ze wzgldu na prowadzone nadal testy porównawcze warunki oceny nie s� jeszcze ostatecznie ustalone.

3.3. Ocena reaktywnoci kruszyw w wietle krajowej normalizacji

Ocena reaktywno�ci alkalicznej kruszyw jest równie� przedmiotem krajowej normalizacji. W tym zakresie aktualnymi procedurami s�: - PN-B-06714-47:1988. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie potencjalnej reaktywno�ci alkalicznej. Oznaczanie zawarto�ci krzemionki rozpuszczalnej w wodorotlenku sodowym (NaOH) [18]; - PN-B-06714-46:1992. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie potencjalnej reaktywno�ci alkalicznej metod� szybk� [17]; - PN-B-06714-34:1991/Az1:1997. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie reaktywno�ci alkalicznej [16]. Dwie pierwsze normy wykorzystuj� metody chemiczne do oceny potencjalnej reaktywno�ci kruszywa, jednak�e ich ma�o precyzyjny sposób klasyfikacji kruszywa nie pozwala na uzyskanie miarodajnej informacji o wyst�pieniu reakcji ASR w betonie. Pomiar ekspansji beleczek przechowywanych w 38�C przez okres 180 dni jest podstaw� badania wed�ug PN-B-06714-34. W te�cie nale�y zastosowa� cement o

169

zawarto�ci alkaliów 1,2±0,1% w przeliczeniu na ekwiwalentn� ilo�ci podawan� jako Na2Oe (Na2Oe=Na2O + 0,658K2O). Krajowe metody badania reakcji ASR wydaj� si by� niekompletne w porównaniu do zaprezentowanych wcze�niej metod, dlatego w chwili obecnej nie s� one stosowane jako nadrzdne procedury do oceny reaktywno�ci kruszyw.

3.4. Metody okrelania poziomu wymywalnoci alkaliów ze sk�adników cementu (betonu)

We wstpie zasygnalizowano, �e jednym z bardzo wa�nych zagadnie dotycz�cych problemu ASR jest st�enie alkaliów dostpnych do przebiegu reakcji ASR. Jak zaznaczono istotn� rol w kszta�towaniu reakcji ASR odgrywaj� alkalia wymywane z cementu lub innych sk�adników cementu (betonu). Alkalia wymywalne mo�na oznaczy� stosuj�c wiele procedur badawczych. Zazwyczaj postpowanie polega na wymieszaniu próbki cementu lub dodatku mineralnego (kruszywa) z wod� w okre�lonej proporcji, a nastpnie uzyskaniu roztworu wodnego do bada. Rozró�nia si dwa podstawowe sposoby otrzymania roztworu: przez przes�czanie oraz przez wyciskanie z próbki zaczynu na prasie hydraulicznej. Do oznaczenia alkaliów w eluacie mo�na wykorzysta� ró�ne metody analityczne: klasyczne – miareczkowanie lub instrumentalne – fotometria p�omieniowa. Wed�ug normy ASTM C114 [1] badan� próbk nale�y wymiesza� razem z wod� w proporcji 1:10, nastpnie wstrz�sa� przez 10 minut i od razu przes�czy�. W otrzymanym eluacie oznaczy� zawarto�� wymytych alkaliów. W tablicy 3 przedstawiono wyniki wymywalno�ci alkaliów z ró�nych dodatków mineralnych oraz ,dla porównania, z cementu portlandzkiego CEM I.

Tablica 3. Wymywalno�� alkaliów oznaczona wg ASTM C114.

Alkalia ca�kowite, % masy

Alkalia wymywane, % masy % wymywalno�ci

Materia� Na2O K2O Na2Oe Na2O K2O Na2Oe Na2O K2O Na2Oe

Popió� lotny wapienny W 0,31 0,11 0,38 0,0156 0,0028 0,0175 5,09 2,63 6,82

Popió� lotny krzemionkowy V 0,86 3,20 2,97 0,0212 0,0147 0,0309 2,46 0,46 2,76

Popió� fluidalny F 1,15 1,65 2,24 0,0443 0,0074 0,0492 3,85 0,45 4,15

Mielony granulowany �u�el wielkopiecowy S

0,53 0,34 0,75 0,0068 0,0046 0,0098 1,28 1,36 2,17

Kamie wapienny LL 0,01 0,03 0,03 0,0006 0,0008 0,0011 6,00 2,67 7,75

CEM I 42,5R 0,12 0,78 0,64 0,0259 0,4228 0,3041 21,40 54,07 56,98

170

Otrzymane wyniki wykaza�y bardzo wa�n� cech zbadanych dodatków mineralnych. Popió� lotny krzemionkowy pomimo najwy�szej ca�kowitej zawarto�ci alkaliów wyra�onej jako Na2Oe charakteryzuje si najni�szym poziomem wymywalno�ci alkaliów. W przypadku pozosta�ych dodatków mineralnych poziom wymywalno�ci, odniesiony do ca�kowitej zawarto�ci alkaliów, w porównaniu do cementu portlandzkiego CEM I jest równie� o rz�d wielko�ci mniejszy (tablica 3). Kolejne przyk�adowe metody oznaczenia wymywalnych alkaliów opisane s� np. w amerykaskiej normie ASTM C311 dotycz�cej popio�u lotnego i naturalnych pucolan [8] oraz niemieckiej normie cementowej TGL 28 104-17 [25].

4. Podsumowanie

Reakcja alkaliczna ASR zachodz�ca w betonie jest z�o�onym procesem. Do oceny reaktywno�ci kruszyw lub odporno�ci alkalicznej cementu potrzebne s� kompleksowe metody badawcze. Rozwi�zania w tym zakresie wydaj� si spe�nia� procedury opisane w normach ASTM oraz rekomendacjach RILEM. Krajowy stan normalizacji w tym zakresie nale�y uzna� za niekompletny i wymagaj�cy aktualizacji. Zaprezentowane wyniki wyra�nie wskazuj�, �e w kontek�cie zwi�zków alkalicznych bior�cych udzia� w reakcji ASR nale�y kierowa� si nie tylko ca�kowit� ich zawarto�ci� w sk�adnikach cementu (betonu), lecz poziomem ich wymywalno�ci (dostpno�ci dla reakcji ASR).

Literatura [1] ASTM C114-11. Standard Test Methods for Chemical Analysis of Hydraulic

Cement. [2] ASTM C1260-07. Standard Test Method for Potential Alkali Reactivity of

Aggregates (Mortar-Bar Method). [3] ASTM C1293-08b. Standard Test Method for Determination of Length Change of

Concrete Due to Alkali-Silica Reaction. [4] ASTM C1567-08. Standard Test Method for Determining the Potential Alkali-Silica

Reactivity of Combinations of Cementitious Materials and Aggregate (Accelerated Mortar-Bar Method).

[5] ASTM C227-10. Standard Test Method for Potential Alkali Reactivity of Cement-Aggregate Combinations (Mortar-Bar Method).

[6] ASTM C289-07. Standard Test Method for Potential Alkali-Silica Reactivity of Aggregates (Chemical Method).

[7] ASTM C295-08. Standard Guide for Petrographic Examination of Aggregates for Concrete.

[8] ASTM C311-11. Standard Test Methods for Sampling and Testing Fly Ash or Natural Pozzolans for Use in Portland-Cement Concrete.

[9] ASTM C441-05. Standard Test Method for Effectiveness of Pozzolans or Ground Blast-Furnace Slag in Preventing Excessive Expansion of Concrete Due to the Alkali-Silica Reaction.

[10] ASTM C856-11. Standard Practice for Petrographic Examination of Hardened Concrete.

171

[11] Böhm M., Baetzner S.: The effect of the alkalinity of the pore solution on ASR. Proceedings of the 13th International Conference on “Alkali-Aggregate Reaction”, Trondheim, 2008, s. 522.

[12] Gillott J.E.: Alkali-aggregate reaction in concrete. Engineering Geology, nr 9, 1975, s. 303.

[13] Kurdowski W.: Chemia cementu, PWN, Warszawa 1980. [14] Leemann A., Lothenbach B.: The Na2O-equivalent of cement: A universal

parameter to assess the potential alkali-aggregate reactivity of concrete? Proceedings of the 13th International Conference on “Alkali-Aggregate Reaction”, Trondheim, 2008, s. 932.

[15] Mather B.: New concern over alkali-aggregate reaction. Symposium on Alkali-Aggregate Reaction: Preventive Measures. Rannsoknastofnun Byggingaridnadarins, Reykjavik 1975, s.17.

[16] PN-B-06714-34:1991/Az1:1997. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie reaktywno�ci alkalicznej.

[17] PN-B-06714-46:1992. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie potencjalnej reaktywno�ci alkalicznej metod� szybk�.

[18] PN-B-06714-47:1988. Kruszywa mineralne. Badania. Oznaczanie potencjalnej reaktywno�ci alkalicznej. Oznaczanie zawarto�ci krzemionki rozpuszczalnej w wodorotlenku sodowym (NaOH).

[19] Proceedings of the 13th International Conference on “Alkali-Aggregate Reaction”, ed. Maarten A.T.M. Broekmans&Børge J. Wigum, Trondheim 2008.

[20] Schäfer E.: Mechanism of ASR. European Cement Research Academy. Seminar S04-02, May 26, 2004.

[21] Shehata M.H., Thomas M.D.A.: The role of alkali content of Portland cement on the expansion of concrete containing reactive aggregates and supplementary cementing materials. Proceedings of the 13th International Conference on “Alkali-Aggregate Reaction”, Trondheim, 2008, s.1220.

[22] Siebel E.: History of ASR. European Cement Research Academy. Seminar S04-02, May 26, 2004.

[23] Sims I., Nixon P.: RILEM Recommended Test Method AAR-0: Detection of Alkali-Reactivity Potential in Concrete – Outline guide to the use of RILEM methods in assessments of aggregates for potential alkali-reactivity. Materials and Structures, vol. 36, 2003, s. 472.

[24] Sims I., Nixon P.: RILEM Recommended Test Method AAR-1: Detection of potential alkali-reactivity of aggregates – Petrographic method. Materials and Structures, vol. 36, 2003, s. 480.

[25] TGL 28 104-17:1989. Zemente, Zumahlstoffe, Füllerzusätze. Bestimmung der Alkalien.

[26] Wang I-L, Gillott J.E.: Mechanism of alkali-silica reaction and the significance of calcium hydroxide. Cement and Concrete Research, vol. 21 (4), 1991, s. 647.

172

ALKALI-SILICA REACTION IN CONCRETE – TESTING METHODS Summary

In the paper alkali-silica reaction in concrete is discussed. Next to general explanation of

mechanisms of ASR reaction authors have focused on most common methods of testing ASR. ASTM standards and Rilem recommendations regarding examination of ASR are presented in the work. Sample results of leaching of alkalis from various materials are also given.

173

Magdalena Czopowska – Lewandowicz1

BETON W �CIANACH SZCZELINOWYCH – JAKI MA BY�?

1. Wstp Realizacja obiektów budowlanych w technologii betonu monolitycznego jest obecnie najcz�ciej stosowan� form� zarówno w budownictwie in�ynieryjnym, komunikacyjnym jak i mieszkaniowym. Wymagania stawiane betonom, z których wykonywane s� ró�ne elementy, s� coraz wy�sze – i to nie tylko pod wzgldem wytrzyma�o�ci, ale przede wszystkim pod wzgldem jego trwa�o�ci. Jest to istotne zagadnienie zw�aszcza w przypadku konstrukcji, które trudno jest naprawia� i do których dostp jest ograniczony, albo czasem niemo�liwy. Do takich elementów nale�� fundamenty – a zw�aszcza fundamenty g�bokie, takie jak: pale, kolumny, barety, �ciany szczelinowe. Ze wzgldu na intensywnie rozrastaj�c� si miejsk� infrastruktur w du�ych aglomeracjach oraz konieczno�� realizacji obiektów na „s�abych” gruntach, w ostatnich latach znacznie zwikszy�a si liczba wykonywanych fundamentów g�bokich. Do jednych z tych konstrukcji nale�� ciany szczelinowe, których g�boko�� mo�e siga� od kilkunastu do kilkudziesiciu metrów. Oprócz fundamentów, mog� one pe�ni� te� rol �cian podziemnych budynków oraz murów oporowych. Ich du�� zalet� jest krótki czas realizacji oraz mo�liwo�� wykonywania tych konstrukcji w bardzo bliskim s�siedztwie istniej�cej zabudowy [2]. Ze wzgldu na technologi wykonania �cian szczelinowych, najwiksz� ich wad� jest ograniczona kontrola jako�ci prowadzonych robót oraz brak gwarancji uzyskania „jednorodnego” betonowego monolitu pozbawionego wad i o za�o�onym poziomie trwa�o�ci.

2. Wytyczne dotycz�ce mieszanki betonowej stosowanej do wykonania cian

szczelinowych

Monolityczne �ciany szczelinowe wykonywane s� sekcjami pod os�on� zawiesiny tiksotropowej. Po wykonaniu w�skoprzestrzennego wykopu i wype�nieniu go zawiesin�, która ma za zadanie utrzyma� cz�stki gruntu i zapewni� stabilno�� szczeliny, nastpuje 1 mgr in�., Politechnika �l�ska w Gliwicach


Gliwice 2011

174

betonowanie metod� Contractor. Mieszanka betonowa podawana jest rurami i uk�adana od najni�szego poziomu �ciany. W miar uk�adania mieszanki, rury podci�gane s� ku górze, a zawiesina wypierana jest stopniowo z wykopu i zbierana do ponownego u�ycia. Zawiesin tak� mog� stanowi� p�uczki i�owe, ale obecnie najcz�ciej wykorzystywane s� do tego celu zawiesiny bentonitowe. S� one zazwyczaj tworzone na bazie kompozycji bentonitowo- polimerowej, co pozwala na ich �atwe wymieszanie. Du�a p�ynno�� zawiesiny u�atwia te� jej wymian w szczelinie na mieszank betonow� podczas procesu betonowania – zw�aszcza w okolicy prtów zbrojeniowych. Jednak tak du�a zawarto�� wody w zawiesinie (~95%) ma równie� swoje minusy. W zale�no�ci od rodzaju gruntu zaobserwowa� mo�na do�� du�y ubytek zawiesiny z wykopu. Widoczne jest to zw�aszcza w przypadku warstw gruntów niespoistych, w które p�ynna substancja swobodnie migruje. Je�eli mo�liwy jest ruch cieczy w jedn� stron, to równie� z gruntu do zawiesiny i do mieszanki betonowej mog� przenika� ró�ne substancje wraz z wod� gruntow�. Równie� sama zawiesina mo�e zanieczyszcza� mieszank – zw�aszcza w strefie styku obu materii oraz w dolnej cz�ci �ciany, gdzie wystpuj� zawirowania wokó� rury wlewowej przy podawaniu pierwszej partii mieszanki betonowej. Du�a ró�nica gsto�ci pomidzy zawiesin� bentonitow� a mieszank�, z jednej strony u�atwia wymian tych substancji, a z drugiej mo�e powodowa� cz�ciow� migracj wody zawartej w zawiesinie w struktur mieszanki betonowej. Wynikiem takiej sytuacji bdzie wzrost wska�nika w/c, zwikszenie porowato�ci betonu oraz spadek jego wytrzyma�o�ci, a co za tym idzie – obni�enie trwa�o�ci �ciany szczelinowej.

Rys.1. Etap betonowania �ciany szczelinowe Z powy�szych rozwa�a wynika, �e mieszanka betonowa, a w konsekwencji beton

musz� spe�nia� wiele wymaga, zarówno ze wzgldu na technologi wykonania elementu, wytrzyma�o�� konstrukcji, jak i ze wzgldu na oddzia�ywanie �rodowiska. Beton stosowany do realizacji �cian szczelinowych powinien spe�nia� wymagania normy PN-EN 206-1:2003 „Beton. Wymagania, w�a�ciwo�ci, produkcja i zgodno��”, PN-EN 1538 „Wykonawstwo specjalistycznych robót geotechnicznych – �ciany szczelinowe” oraz Instrukcji ITB nr 230 „Wytyczne, projektowanie i wykonywanie fundamentów szczelinowych” i Instrukcji IBDiM „ Warunki techniczne wykonywania �cian szczelinowych”. Poza wytycznymi okre�lonymi przez wymienione normy i instrukcje, beton, a co za tym idzie – mieszanka betonowa powinny równie� spe�nia� wymagania wynikaj�ce z funkcji �ciany, warunków jej wykonania oraz warunków gruntowo – wodnych.

175

Instrukcja IBDiM zaleca stosowanie cementów z grupy CEM II, jednak w praktyce firmy zajmuj�ce si wykonawstwem �cian szczelinowych, zacz�y te� stosowa� cementy hutnicze. Bardzo dobrze si one sprawdzaj� w konstrukcjach szczelinowych ze wzgldu na mo�liwo�� oddzia�ywania agresywnego �rodowiska. Minimalna ilo�� cementu, jak� powinien zawiera� 1m3 mieszanki zale�y od wielko�ci ziaren przyjtego kruszywa i wynosi 350kg w przypadku kruszywa o uziarnieniu do 32mm, a przy maksymalnym wymiarze ziarna 16mm – minimalna warto�� kszta�tuje si na poziomie 400kg [12]. Oczywi�cie podana ilo�� cementu powinna by� skorygowana ze wzgldu na przyjt� klas ekspozycji. Je�eli nie ma przeciwwskaza, to cz�� cementu mo�na zast�pi� takimi dodatkami jak: granulowany �u�el wielkopiecowy, mikrokrzemionka – zw�aszcza gdy �ciany stanowi� przegrody wodoszczelne oraz popio�y lotne – gdy nie jest wymagana wysoka wytrzyma�o�� wczesna [8]. Jak wynika z bada przedstawionych w [1] przeprowadzonych na betonach podwodnych, dodatek popio�u lotnego powinien stanowi� maksymalnie 30% masy cementu. Ilo�� popio�u przewy�szaj�ca podan� warto�� spowoduje znaczne pogorszenie dynamiki przep�ywu mieszanki betonowej, co wida� na rys.2. Jest to istotne w przypadku mieszanki stosowanej do �cian szczelinowych, gdy� nie jest ona zagszczana. Sk�ad i konsystencja mieszanki betonowej stosowanej do wykonania tych konstrukcji powinna zapewni� jej �atwy przep�yw pomidzy prtami zbrojenia i rozprzestrzenianie si w szczelinie.

Rys.2. Przep�yw betonu podwodnego przez zbrojenie w zale�no�ci od ilo�ci dodatku popio�u lotnego [1]

Konsystencja mierzona metod� sto�ka opadu powinna kszta�towa� si na poziomie klasy S4 (opad sto�ka 160 ÷ 210mm), a wspó�czynnik w/c nie powinien przekracza� warto�ci 0,6 [11]. W przypadku potrzeby zwikszenia ciek�o�ci mieszanki betonowej, mo�na zastosowa� plastyfikatory lub superplastyfikatory. Mieszanka o konsystencji ciek�ej lub pó�ciek�ej podawana jest do szczeliny za pomoc� rur wlewowych, co powoduje pewne ograniczenia ze wzgldu na stosowane kruszywo. Przede wszystkim nale�y stosowa� wy��cznie kruszywo naturalne, poniewa� zastosowanie kruszywa �amanego mo�e powodowa� jego klinowanie si w rurach wlewowych. Mieszanka podawana jest na dno wykopu w sposób grawitacyjny i pokonuje wysoko�� kilkunastu, a nawet kilkudziesiciu metrów, wic nie mo�na dopu�ci� do jej segregacji. W tym celu zastosowane kruszywo musi mie� ci�g�� krzyw� uziarnienia. Natomiast maksymalny wymiar ziaren

176

zastosowanego kruszywa, nie powinien przekracza� mniejszej z nastpuj�cych warto�ci: 32mm lub ¼ odleg�o�ci w �wietle pomidzy pionowymi prtami zbrojenia �ciany [10]. Wykop wype�niony zawiesin� – ze wzgldu na jej tiksotropowe w�a�ciwo�ci – powinien by� zabetonowany mo�liwie jak najszybciej. Zalecana prdko�� betonowania wynosi 20m3/h. W przypadku wolniejszego tempa betonowania, nale�y zastosowa� domieszki opó�niaj�ce wi�zanie. Najcz�ciej, w przypadku �cian szczelinowych, opó�nienie wi�zania cementu mie�ci si w granicach 3 ÷ 6 godzin [8]. Czas ten pozwala na spokojne u�o�enie mieszanki w szczelinie, jak równie� pozostawia zapas czasu czsto potrzebny przy wyd�u�onym transporcie mieszanki betonowej.

Przedstawione powy�ej zalecenia dotycz�ce mieszanek stosowanych do betonowania �cian szczelinowych – zw�aszcza w zakresie stosowanych dodatków i domieszek oraz doboru odpowiednich cementów – mog� by� korygowane ze wzgldu na warunki wykonywania robót, a tak�e �rodowisko, w którym konstrukcja bdzie pracowa�. W�a�ciwie zaprojektowany sk�ad mieszanki betonowej w du�ym stopniu zmniejszy ryzyko wyst�pienia ró�nych „defektów betonu” w gotowej �cianie oraz ograniczy problemy technologiczne jej wykonania.

3. Wymagania stawiane betonom wbudowanym w ciany szczelinowe

�ciana szczelinowa na ogó� nie stanowi samodzielnej konstrukcji, ale wchodzi

w sk�ad wikszej budowli i jest elementem wykonywanym w pocz�tkowej fazie robót. Jak ju� wcze�niej wspomniano mo�e one pe�ni� wiele ró�nych funkcji: od obudowy wykopu, po fundamenty lub �ciany podziemnych kondygnacji. Mo�e te� stanowi� przegrod przeciwfiltracyjn� albo �ciany zbiorników podziemnych ró�nego przeznaczenia. Rola �ciany szczelinowej mo�e równie� zmienia� si w trakcie wykonywania danego obiektu, a tak�e mo�e ona pe�ni� kilka funkcji jednocze�nie. Przyk�adowo taka �ciana mo�e w pocz�tkowej fazie budowy stanowi� obudow wykopu, jak równie� pe�ni� rol fundamentów pod przysz�y obiekt, a w pó�niejszej fazie realizacji tego obiektu, mo�e ona stanowi� �ciany kondygnacji podziemnych. Konsekwencj� tego s� zmiany warunków obci��enia �ciany w ró�nych fazach budowy, ró�ne schematy statyczne przyjmowane do oblicze oraz ulegaj�ce zmianom w czasie warunki gruntowo – wodne. Tak du�a zmienno�� parametrów wp�ywaj�cych na w�a�ciw� prac konstrukcji szczelinowych, powoduje rosn�ce wymagania dotycz�ce betonów w ni� wbudowanych. Przygl�daj�c si �cianom szczelinowym z punktu widzenia technologa betonów, zauwa�a si niedoci�gnicia ze strony konstruktorów i geotechników. Uwaga ta tyczy si podawanej w projektach do�� ubogiej informacji dotycz�cej jako�ci potrzebnego betonu. Niestety bardzo czsto ogranicza si ona do nastpuj�cych s�ów: „beton kontraktowy, klasy nie ni�szej ni� C25/30” [5]. Nie ma podanych informacji dotycz�cych warunków pracy konstrukcji – takich jak na przyk�ad nara�enie �ciany na dzia�anie mrozu, czy wód agresywnych. Wytrzyma�o�� betonu nie jest wska�nikiem jego trwa�o�ci, wic podanie tylko klasy betonu nie mo�e zagwarantowa� w�a�ciwego zaprojektowania sk�adu mieszanki betonowej. Ze wzgldu na to, �e w gruntach ca�y czas odbywa si przep�yw wody gruntowej, która mo�e nie�� ze sob� ró�ne substancje chemiczne, nale�y zwróci� uwag na dobór odpowiedniej klasy ekspozycji. Zwi�zki chemiczne wystpuj�ce w wodzie gruntowej mog� migrowa� w g��b mieszanki betonowej znajduj�cej si w wykopie lub wraz z zawiesin� bentonitow� albo z cz�stkami obsypuj�cego si gruntu dosta� si do struktury mieszanki. Ze wzgldu na utrudnion� kontrol jako�ci betonu podczas

177

wykonywania �cian szczelinowych, czsto do�� wysoki wspó�czynnik w/c oraz brak procesu zagszczania u�o�onej mieszanki betonowej, mo�na si spodziewa� zwikszonej porowato�ci betonu – co umo�liwi �atwiejsz� penetracj zanieczyszczonych wód w g��b konstrukcji. W zwi�zku z tym faktem w Instrukcji IBDiM zawarto informacj o odpowiedniej wodoszczelno�ci betonu, która powinna by� na poziomie W6 lub W8. Takie ograniczenia spe�niaj� swoj� rol tylko w przypadku, gdy agresja chemiczna oddzia�uje na powierzchni betonu i mo�e dosta� si do wntrza konstrukcji poprzez system po��czonych porów. Nie mo�na jednak zapomina�, �e niepo��dane zwi�zki chemiczne mog� si znale�� wewn�trz monolitu ju� na etapie mieszanki betonowej. W takiej sytuacji nie mo�na opiera� si tylko na wymaganiach dotycz�cych betonów w �cianach szczelinowych, ale równie� nale�y uwzgldni� wytyczne dotycz�ce klasy betonu, minimalnej ilo�ci cementu oraz maksymalnego wspó�czynnika w/c zwi�zanych z odpowiedni� klas� ekspozycji [9].

Bardzo du�ym problemem jest nieuwzgldnianie, w procesie projektowania, oddzia�ywania na �ciany szczelinowe obni�onych temperatur. Konstrukcje te kojarzone s� jako budowle podziemne, gdzie warunki temperaturowe s� sta�e i zawsze dodatnie. Temat mrozoodporno�ci betonów w �cianach szczelinowych jest pomijany w istniej�cych wytycznych oraz w projektach. Jednak omawiane elementy czsto s� cz�ciowo ods�onite i nara�one na dzia�anie mrozu i innych wp�ywów atmosferycznych. Mrozoodporno�� betonu zale�y od intensywno�ci dzia�ania na niego czynników zewntrznych oraz wewntrznych – zwi�zanych ze struktur� betonu (porowato�ci�, rozk�adem wielko�ci porów) [6]. Z wcze�niejszych rozwa�a wynika, �e beton w konstrukcjach szczelinowych bdzie materia�em porowatym, a co za tym idzie – o zwikszonej nasi�kliwo�ci oraz obni�onej odporno�ci na dzia�anie mrozu i wytrzyma�o�ci. Problem wytrzyma�o�ci betonu, przez norm dotycz�c� wykonania �cian szczelinowych [10], zosta� rozwi�zany w taki sposób, �e podawana w projekcie wytrzyma�o�� charakterystyczna na �ciskanie zwikszana jest w rzeczywisto�ci o 10MPa. Zabieg ten nie rozwi�zuje jednak problemu destrukcyjnego oddzia�ywania obni�onych temperatur na beton. Nale�y tutaj zwróci� jeszcze uwag, �e omawiane �ciany nigdy nie s� ods�aniane na ca�ej swojej wysoko�ci, co powoduje dodatkowo powstaj�ce w betonie ró�nice temperatur. Skutkiem tego s� liczne rysy i pknicia �ciany. Jak du�e s� te ró�nice najlepiej wida� na przyk�adzie opisanym w jednym z artyku�ów [7]. �ciany szczelinowe w jednym z omawianych przypadków stanowi�y obudow tunelu oraz �ciany podziemnego gara�u zlokalizowanego obok. W przypadku �cian podziemnych rozpatrywana by�a sta�a temperatura w otoczeniu gruntu wynosz�ca oko�o +10°C. Wewn�trz gara�u i w tunelu – temperatura by�a wy�sza nawet o kilkana�cie stopni. Natomiast cz�ci tych �cian, które usytuowane by�y „pod go�ym niebem” nara�one by�y na du�e wahania temperatury – od mrozu dzia�aj�cego na beton do -20°C w okresie zimowym, a� do ogrzania do +30°C w okresie letnim. W wyniku takich warunków konstrukcja �ciany jest nara�ona na du�e zmiany termiczne, a co za tym idzie znacz�ce naprzemienne wyd�u�enia i skrócenia. W celu ograniczenia powstawania rys i spka, wykonuje si odpowiednie dylatacje, a ods�onite cz�ci �cian szczelinowych ok�ada si materia�ami niewra�liwymi na odkszta�cenia pod�o�a[7]. Elementy te ograniczaj� w pewnym stopniu oddzia�ywanie warunków atmosferycznych na �ciany oraz zapewniaj� im estetyczny wygl�d. Niestety niewidoczny staje si obraz zarysowa i trudniej jest oceni� faktyczny stan konstrukcji. Jednak nieuwzgldnianie wp�ywu zmian temperatur ju� na etapie projektowania sk�adu mieszanki betonowej, bdzie prowadzi�o do znacznego zarysowania monolitu i obni�enia trwa�o�ci betonu.

178

Rys.3. Widok cz�ciowo ods�onitych �cian szczelinowych nara�onych na dzia�anie

czynników atmosferycznych (Pozna, 2010r.).

Na jako�� betonu w �cianach szczelinowych, oprócz dok�adno�ci wykonania,

wp�ywu agresywnych wód gruntowych oraz oddzia�ywania ewentualnych ró�nic temperatur, mo�e te� wp�yn�� fakt strefowego wymieszania zawiesiny bentonitowej z mieszank� betonow�. Do najwikszego zanieczyszczenia dochodzi w strefie stykowej w wyniku �cierania osadu bentonitowego ze �cian szczeliny i zbrojenia [2]. Poniewa� jednak ta strefa stopniowo przemieszczaj�c si ku górze, staje si górnym pasem �ciany – to wykonuj�c dan� sekcj �ciany wbudowuje si wiksz� objto�� betonu ni� wymagana w projekcie. Po zwi�zaniu i stwardnieniu zanieczyszczon� nadwy�k betonu usuwa si. Niestety zanieczyszczenie mieszanki zawiesin� na styku pionowym stanowi ju� wikszy problem. Obni�enie jako�ci betonu w miejscu otuliny prtów zbrojeniowych, mo�e prowadzi� do korozji zarówno betonu jak i stali. Znacznego wymieszania zawiesiny bentonitowej z mieszank� betonow� mo�na si spodziewa� w najni�szym pa�mie �ciany. Jest to nieuniknione, gdy� przy podawaniu pierwszej porcji mieszanki betonowej nastpuje wypchnicie korka z rury wlewowej i w tym miejscu powstaj� znaczne zawirowania [4]. Poniewa� zjawisko to zachodzi w dolnej cz�ci konstrukcji, która nie jest odkrywana, wic trudno jest stwierdzi� w jakim stopniu dochodzi do wymieszania obu substancji i jak bardzo ten fakt wp�ywa na stateczno�� ca�ej �ciany. Mo�na si jednak spodziewa�, �e je�eli w ró�nych strefach monolitu dojdzie do lokalnego os�abienia struktury konstrukcji, to pod wp�ywem obci��enia nast�pi nierównomierny rozk�ad napr�e w �cianie. W wyniku tego powstan� zarysowania, spadek wytrzyma�o�ci �ciany szczelinowej, a tak�e nast�pi znaczne obni�enie trwa�o�ci betonu wbudowanego w dany obiekt.

4. Podsumowanie

Przedstawione w artykule wytyczne i zalecenia dotycz�ce zarówno mieszanek

betonowych jak i betonów stosowanych do wykonywania �cian szczelinowych maj� wp�yw zarówno na prac jak i na trwa�o�� ca�ej konstrukcji. Pomimo faktu, �e w ostatnich latach nast�pi� w Polsce dynamiczny wzrost liczby wykonywanych �cian szczelinowych, a na �wiecie zaistnia�y ju� one wiele lat temu, to wci�� nie ma jednoznacznych wytycznych

179

uwzgldniaj�cych wszystkie mo�liwe wp�ywy. Analizuj�c oddzia�ywanie ró�nych �rodowisk, wida� jak wiele pyta dotycz�cych omawianych konstrukcji pozostaje jeszcze bez odpowiedzi. Wci�� nie wiadomo jak dok�adnie kszta�tuje si wytrzyma�o�� betonu w poszczególnych strefach �ciany szczelinowej i czy lokalny spadek wytrzyma�o�ci spowodowany jest faktem wymieszania zawiesiny z mieszank�, czy mo�e du�� porowato�ci� betonu. Potrzeba jeszcze wielu dok�adnych bada i analiz, aby wyja�ni� te w�tpliwo�ci. Dok�adne przebadanie odwiertów pobranych z istniej�cych konstrukcji pod k�tem wytrzyma�o�ci, rozk�adu porów w strukturze betonu, a tak�e stwierdzenia jak du�y mo�e mie� wp�yw zawiesina bentonitowa na mieszank betonow�, a potem na beton wykonanej konstrukcji, mo�e cz�ciowo wyja�ni� istniej�ce w�tpliwo�ci. Jednak pomimo istnienia wielu problemów z projektowaniem i realizacj� �cian szczelinowych, konstrukcje te maj� swoje zalety i s� coraz cz�ciej wykonywane. Nale�y wic wiksz� uwag przywi�zywa� do warunków w jakich �ciany bd� wykonywane i do tego w jakim �rodowisku bd� pracowa�, a na pewno wp�ynie to pozytywnie na trwa�o�� ca�ego obiektu.

Literatura

[1] Freidenberg E., Freidenberg P., Horszczaruk E.: „Wp�yw popio�ów lotnych

na w�a�ciwo�ci samozagszczalnych betonów podwodnych.” Materia�y konferencyjne – Dni Betonu 2008.

[2] Grzegorzewicz K.: „Projektowanie i wykonywanie �cian szczelinowych.” Geoin�ynieria drogi mosty tunele nr 03/2005.

[3] Jamro�y Z.: „Beton i jego technologie.”, PWN, Warszawa 2005. [4] Jarominiak A.: „Betonowanie w wodzie i zawiesinie i�owej.” Warszawa 1993. [5] �cki P.: „�ciany szczelinowe. Historia, technologia i zastosowanie

w Wielkopolsce.”, Nauka i Technika nr 3/2005. [6] Piasta J., Piasta W.: „Beton zwyk�y. Dobór kruszyw i cementów. Projektowanie

betonu. Trwa�o�� betonu. Odporno�� chemiczna i termiczna.”, Arkady, Warszawa 1994.

[7] Rychlewski P.: „Nowe problemy przy realizacji konstrukcji oporowych ze �cian szczelinowych.”, Materia�y Budowlane nr 2/2008.

[8] �wierczyski W., Ma�kowiak Z.: „Modyfikacja betonu stosowanego do budowy �cian szczelinowych i pali wierconych.”, Materia�y Budowlane nr 3/2003.

[9] Norma PN-EN 206-1:2003 „Beton. Wymagania, w�a�ciwo�ci, produkcja i zgodno��”. [10] Norma PN-EN 1538 „Wykonawstwo specjalistycznych robót geotechnicznych –

�ciany szczelinowe”. [11] Instrukcja ITB (Nr 230): „Wytyczne projektowania i wykonywania fundamentów

szczelinowych.” [12] Instrukcja IBDiM: „Warunki techniczne wykonywania �cian szczelinowych.”

180

CONCRETE IN THE DIAPHRAGM WALLS – WHAT SHOULD BE? Summary

�

Monolithic diaphragm walls, due to their short execution time and the possibility of placing them In close proximity to existing facilities, are being built more often. In article presents the guidelines and recommendations for both concrete mixtures and concrete used in the diaphragm walls. Their correct selection has a positive effect on both the technology of walls performance as well as on their work and durability of the whole structure. The special attention was given in the paper on the environment in which they work, because in the existing instructions this problem is omitted. Not taking into consideration the durability of concrete during the process of diaphragm walls design may result in their subsequent scratching and cracking and reducing the strength of construction.

181

Autorzy referatów:

1. mgr in�. Tomasz Adamczuk, Centrum Technologiczne „Betotech” Sp. z o.o

2. dr in�. Grzegorz Bajorek, Politechnika Rzeszowska

3. prof. dr hab. in�. Artem Czkwianianc, Politechnika �ódzka

4. mgr in�. Magdalena Czopowska – Lewandowicz, Politechnika �l�ska

5. mgr in�. Monika D�browska, Politechnika �l�ska w Gliwicach, Centrum

Technologiczne BETOTECH Sp. z o.o.

6. mgr in�. Wojciech Dro�d�, Instytut Ceramiki i Materia�ów Budowlanych w

Warszawie, Oddzia� Szk�a i Materia�ów Budowlanych w Krakowie.

7. mgr in�. Damian Dziuk, Góra�d�e Cement S.A., Politechnika �l�ska w Gliwicach

8. dr hab. in�. Zbigniew Giergiczny, prof. nzw. w Pol. �l., Politechnika �l�ska w

Gliwicach, Centrum Technologiczne BETOTECH Sp. z o.o.

9. dr hab. in�. Jacek Go�aszewski, prof. nzw. w Pol. �l.

10. dr in�. Beata �a�niewska – Piekarczyk, Politechnika �l�ska

11. mgr in�. Patrycja Miera, Politechnika �l�ska

12. mgr in�. Dawid Moszczyski, Politechnika �ódzka

13. dr hab. in�. Wojciech Piasta, prof. nzw. w P�k, Politechnika �witokrzyska

14. dr in�. Waldemar Pichór, Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie

15. dr in�. Tomasz Ponikiewski, Politechnika �l�ska

16. mgr in�. Tomasz Pu�ak, Góra�d�e Cement S.A.

17. mgr in�. Hubert Sikora, Politechnika �witokrzyska

18. mgr in�. Krzysztof Szersze, Góra�d�e Cement S.A.

19. prof. dr hab. in�. Janusz Szwabowski, Politechnika �l�ska

20. dr in�. Tomasz Zdeb, Politechnika Krakowska

182

Redakcja techniczna: dr in�. Tomasz Ponikiewski

ISBN 978-83-60837-33-7

Wszelkie prawa zastrze�one

Artyku�y zamieszczone w niniejszej publikacji poddane zosta�y procedurze recenzyjnej

Nak�ad 400 egz.

Druk: UKiP J&D Gbka, 44-100 Gliwice, ul. Pszczyska 44, tel./fax 32 231-87-09

� �

Download - REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU - kaproc.rb.polsl.pl · Problemy z waciwym napowietrzeniem betonu ... obcieniem konstrukcji i wynikaj wtedy bezporednio z pracy ... wykonywanie konstrukcji

Top Related