INNHOLDSFORTEGNELSE

Side

SINTEF Byggforsk AS – fordeler for bransjen .............................................3 Forskningssjef Einar Aassved Hansen, SINTEF Betongundervisningen ved NTNU ...............................................................5 Professor Svein Sørensen, NTNU Tetting av dam med ny betongplate – en sikker løsning? ...........................7 Seniorforsker Jan Lindgård, SINTEF Hvordan evaluere risstendens i herdefasen – med eksempler fra Bjørvika ..................................................................... 11 Forsker Øyvind Bjøntegaard, NTNU Blokkstein med lettilslag av glass – fra idé til produkt ............................. 16 Forsker Kåre Johansen, SINTEF Lettere og sterkere – superlett betong..................................................... 19 Seniorforsker Tor Arne Hammer, SINTEF Operaens marmortak – hva ligger under? ................................................ 22 Seniorforsker Hans Stemland, SINTEF og forsker Ola Skjølsvold, SINTEF Pilestredet park – strenge krav til gjenbruk. Hva betyr det for betongen? .................................................................... 28 Professor Stefan Jacobsen, NTNU og Torleif Harrysson, PEAB Mikrostruktur reologi – et fremtidig verktøy for sement- og tilsetningsprodusentene .......................................................................... 35 Post doc. Jon Elvar Wallevik, NTNU Selvutslettende betongankre ................................................................... 42 Sjefsforsker, professor Harald Justnes, SINTEF og forsker Kåre Johansen, SINTEF Eksport av norsk betongteknologi innen olje- og gassbransjen ................ 46 Dr.ing. Kjell Tore Fosså, Aker Kværner Engineering & Technology Elektrokjemi og armeringskorrosjon – nasjonalt og internasjonalt........... 48 Professor Øystein Vennesland, NTNU Utvikling av kloridbestandig betong – 10 års felteksponering .................. 50 Dr.ing. Claus Kenneth Larsen, Statens vegvesen / NTNU Tette belegg på ung betong – en løsning på kloridproblemet?.................. 56 Forsker Eva Rodum, SINTEF og daglig leder Ragnar Aarstein, RaKon AS

3

SINTEF Byggforsk AS – fordeler for bransjen

Forskningssjef Einar Aassved Hansen SINTEF Byggforsk AS Fra 1. januar 2006 får Norge et nytt og stort forskningsinstitutt for bygg, anlegg og boligsektoren. Styrene i SINTEF og Byggforsk har sagt ja til etableringen av et nytt aksjeselskap som blir 100 % eid av SINTEF. SINTEF Byggforsk AS blir det 7. konsernområdet i SINTEF. Det skal ansettes en ny administrerende direktør for det nye selskapet som skal ha hovedsete i Oslo. Selskapet vil ha 250 ansatte med jevn fordeling mellom Oslo og Trondheim. Fra SINTEF vil de fem avdelingene Arkitektur og byggteknikk, Berg og geoteknikk, Betong, Kyst og havnelaboratoriet samt Veg og jernbaneteknikk inngå i det nye selskapet. SINTEF NBL AS (Norges branntekniske laboratorier) går inn i SINTEF Byggforsk AS som et heleid datterselskap. På et senere tidspunkt vil det også være aktuelt å overføre avdeling Vann og miljø og også faggruppen Energi og klimateknikk fra SINTEF Energiforskning AS. Forhistorie Et mer forpliktende samarbeid mellom Byggforsk og SINTEF har vært et aktuelt tema i mange år. At det denne gangen lyktes å komme i en konstruktiv dialog var det gode forarbeidet som ble utført av Bjørn Svensvik fra SINTEF og Frank Henning Holm fra Byggforsk. Sammen med Petter Eiken, daværende styreformann i Byggforsk, så de viktigheten av å styrke byggforskningen i Norge gjennom en sammenslåing av de to største instituttene. Som for næringen forøvrig, blir forskningen stadig mer internasjonal og det er viktig for norsk byggenæring og for samfunnet å ha et sterkt nasjonalt kompetansesenter. Byggenæringen representert ved Sverre Larssen, adm.dir. i BNL og styremedlem i Byggforsk, og Forskningsråd har vært sentrale pådrivere i prosessen. Ambisjon Bak fusjonen ligger som nevnt ønsket om å styrke forskningen innen bygg, anlegg og bolig-sektoren. Gjennom etableringen av SINTEF Byggforsk AS får næringen et samlet, komplett og tydelig forskningsinstitutt som kan utføre oppdrag for næringen og det offentlige fra små og faglige smale oppgaver til store og gjerne tverrfaglige prosjekter. Kompetansen og laboratoriene blir samlet under ”samme tak” med de faglige og driftsmessige fordeler det innebærer. Konkurranse En positiv side ved denne fusjonen er at fagmiljøene i liten grad overlapper men i stedet utfyller hverandre. Det var mer overlapp og konkurranse tidligere men nedgangen i forskningsvolumet har tvunget fram mer spesialisering i begge instituttene. Det er derfor i dag liten konkurranse mellom Byggforsk og SINTEF. Konkurransen kommer i stedet fra andre private og offentlige laboratorier og fagmiljø i Norge og i økende grad fra utlandet. Samkjøringsprosessen som er satt i gang bl.a. med mål om sammen å identifisere og gripe nye muligheter er preget av en positiv stemning. Næringen og forskningen blir stadig mer internasjonal. Bedriftene kjøper forskning der de finner det mest hensiktsmessig, offentlige etater må i henhold til EØS-reglene legge anbud ut inter-nasjonalt og Norge overfører en stadig større andel av forskningsmidlene til EU-forskning. I tillegg opererer flere forsknings- og laboratoriemiljøer i flere land slik at det er en reell internasjonal konkurranse også i Norge. I denne sammenhengen er det viktig å samle og styrke de norske forskningsressursene for å være bedre rustet i den internasjonale konkurransen.

4

Byggenæringens utfordringer Byggenæringen har i for liten grad synliggjort sin samfunnsmessige betydning samtidig som den ikke har demonstrert tilstrekkelig evne til innovasjon med påfølgende verdiskaping. Det finnes unntak som f.eks. betongbransjen som virkelig har vist evne til nyskaping. Hovedinntrykket hos myndighetene er allikevel at næringen er lite flink på dette området. Det har igjen resultert i at Norges forskningsråd over flere år jevnlig har redusert sine bevilgninger til FoU i byggenæringen. Denne utvikling er nå i ferd med å snu. Forskningsrådet har innsett at Norges største næring etter oljenæringen (og med en total omsetning på 350 mrd kr.), ikke har fått tilstrekkelig oppmerksom-het sett i forhold til den verdiskaping næringen står for og dens betydning for samfunnsut-viklingen. Denne endring har ikke kommet av seg selv men er et resultat av en langvarig prosess for å synliggjøre næringen og innovasjonsbehovet overfor politikere og byråkrater. Et viktig element i denne sammenhengen er det strategidokumentet for innovasjon i byggenæringen som BAE-rådet fikk utarbeidet og som viser et verdiskapningspotensial for samfunnet på 20-30 milliarder per år. For å utløse dette potensialet må det offentlige ta et større medansvar for gjennomføring og finansiering av den innovasjonsinnsatsen som kreves. Byggenæringen ser gjennom etableringen av SINTEF Byggforsk AS for seg en styrket interaksjon med det politiske og offentlige system, departementene, Norges forskningsråd, Innovasjon Norge m.fl. som vil kunne føre til en større oppmerksomhet og uttelling for næringen. Senter for forskningsdrevet innovasjon Et nytt initiativ fra Forskningsrådet for å stimulere innovasjonsevnen og internasjonaliseringen i norsk næringsliv er SFI-ordningen. Ordningen har et høyere ambisjonsnivå og større langsiktighet enn andre virkemidler for innovasjon. Den er spesielt rettet mot den forskningsintensive delen av næringslivet og gir mulighet for større kontinuitet og risikoavlasting. For forskningsmiljøene åpner SFI mulighet for en langsiktig kompetanseoppbygging gjennom forskning på et høyt internasjonalt nivå i nært samarbeid med bedriftene. Hovedkriteriet for utvelgelse av sentrene er potensialet for innovasjon og bedrifts-og samfunnsmessig verdiskaping. Første utlysning har en ramme på minst ti sentre med en bevilgning fra Forskningsrådet til det enkelte senter på om lag ti mill kr/år over fem til åtte år med oppstart høsten 2006. Sentrale aktører i betongbransjen ønsker sammen med SINTEF Byggforsk AS og NTNU å satse på et SFI innen betong. Hovedmålet skal være å bidra til mer bærekraftig og industrialisert bygging med vekt på forbedrede produksjonsegenskaper, bedre ressursutnyttelse, mer miljø-vennlig produksjon samt økt levetid for produktene. Senteret skal:

• bidra til å styrke innovasjonsgraden i betongbransjen og heve anseelsen til betong som det naturlige og miljøriktige valget men også som det komplekse materialet det er

• bidra til mer bærekraftig produksjon og rasjonell bygging og derved økt bruk av betong • framstå som ledende innen sitt felt i Europa gjennom å videreutvikle fagmiljøene og

laboratoriene ved SINTEF og NTNU • få ledende europeiske bedrifter innen sementproduksjon, tilsetningsstoffer og spesial-

produkter samt betongproduksjon til å legge større andel av sin forskning til Norge • øke kompetansen i i forskningsmiljøet og i næringen bl.a. gjennom dr.gradsutdanning

Konkurransen om å få tildelt et SFI blir hard. Men betongbransjen har her, ikke minst på grunn av etableringen av SINTEF Byggforsk AS, en unik mulighet til å få en betydelig og langsiktig satsing på betongforskning som vil gi uttelling for bransjen på flere områder. Denne sjansen kan vi ikke la gå fra oss.

5

Betongundervisningen ved NTNU

Professor Svein Sørensen, NTNU

Undervisningstilbud Ordinære fag: 7,5 studiepoeng Full studiebelastning: 4 fag pr semester

H

1

V

H

Bygningsmaterialer (TBA 4120) Ca 1/3 betongteknologi

2

V

Prosjektering (TBA 4125) Ca 40 % konstruksjonslære med enkel betongdimensjonering

H

3

V

Betongkonstruksjoner 1 (TKT 4175)

H

Betongteknologi (TKT 4215)

4

V

Betongkonstruksjoner 2 (TKT 4220) Bestandighet og vedlikehold av betong (TKT 4225)

H

Konstruksjonsteknikk fordypning (TKT 4710) - Prosjektoppgave 15 studiepoeng - 2 fordypningstema 2·3,75 studiepoeng *) Durability and maintenance of concrete structures (TKT 5100) (del av engelskspråklig master-studium)

5

V

Masteroppgave, 20 uker, 30 studiepoeng

*) Fordypningstema: - Beregningsmetoder for betongkonstruksjoner - Prosjektering av betongelementkonstruksjoner - Brukonstruksjoner - Avansert beregning av murverkskonstruksjoner - Volumstabilitet og rissfølsomhet av ung betong - Porestruktur, fukt- og kloridtransport - Levetidsprosjektering og produksjon av bestandige betongkonstruksjoner

6

Antall studenter med fordypning i betong de siste tre år

2003/2004

2004/2005

2005/2006

Prosjektoppgave

16

12

32

Masteroppgave

20

21

( >32 ?)

Bokstavkaraktersystemet Karakterskala:

Karakter

Betegnelse

Generell, kvalitativ beskrivelse av vurderingskriterier

A

Fremragende

Fremragende prestasjon som klart utmerker seg. Viser stor grad av selvstendighet.

B

Meget god

Meget god prestasjon som ligger over gjennomsnittet. Viser evne til selvstendighet.

C

God

Gjennomsnittlig prestasjon som er tilfredsstillende på de fleste områder.

D

Nokså god

Prestasjon under gjennomsnittet, med en del vesentlige mangler.

E

Tilstrekkelig

Prestasjon som tilfredsstiller minimumskravene, men heller ikke mer.

F

Ikke bestått

Prestasjon som ikke tilfredsstiller minimumskravene

Bokstavkarakterer i relasjon til tidligere tallkarakterer Fag: Masteroppgave:

A

1,0 – 1,5

B

2,0

C

2,5

D

3,0

E

3,5 – 4,0

A

1,25 – 1,5

B

1,75 – 2,0

C

2,25 – 2,5

D

2,75 – 3,0

E

3,25 – 4,0

7

Tetting av dam med ny betongplate – en sikker løsning?

Seniorforsker Jan Lindgård, SINTEF

Bakgrunn Et tiltak som i økende grad benyttes ved oppgradering/rehabilitering av dammer er støping av armert betongplate på oppstrøms side. Metoden benyttes både for murte steindammer, fyllings-dammer med frontal tetning og massivdammer av betong. Både dameiere og råd-givende ingeniører innenfor dambransjen vurderer dette som en sikker og god løsning. Dette var også bakgrunnen for at Narvik Energi AS valgte denne løsningen på to massivdammer (Jernvass-dammen og dam Blindtarmen) som ble rehabilitert i perioden 2004-2005. Begge dammene hadde varierende omfang av frostforvitring både på oppstrøms og nedstrøms side, uten at disse skadene hadde noen konsekvens for sikkerheten av dammene. Formålene med tiltaket var flere; reparere lokale frostskader oppstrøms, forsøke å redusere fuktinnholdet i dammen nedstrøms for å redusere hastigheten av videre frostnedbryting, bedre det visuelle inntrykket, samt øke bæreevnen (økt stabilitet gjennom økt vekt). SkatteFUNN-prosjekt i samarbeid med Narvik Energi AS Narvik Energi AS ønsket å sikre at de planlagte tiltakene fungerte som tiltenkt. De tok derfor kontakt med SINTEF Betong for å få diskutert/vurdert den valgte løsningen. Det ble innledet et samarbeid, der deler av rehabiliteringsarbeidet ble definert som et fullskala prøveprosjekt, og der SINTEFs arbeid i sin helhet ble finansiert av SkatteFUNN-midler. Hovedmålet med SkatteFUNN-prosjektet var å dokumentere effekten av det nye tettesjiktet (betongplaten) på dammens vannside, spesielt med hensyn til skadeutvikling på dammens luftside. Delmålene var å evaluere og ev. forbedre selve metoden (betongplaten) med hensyn på effekt, levetid og kostnad, dokumentere de nedbrytingsmekanismene og miljøparametrene som betongdammen utsettes for, samt etablere et langsiktig program for oppfølging av luftsiden. Betongplatene vil utsettes for betydelige svinn- og temperaturkrefter under herdeprosessen. SINTEF så derfor flere store utfordringer i den valgte løsningen, både med hensyn på prosjektering og utførelse av detaljer, for at tiltaket skulle fungere som tiltenkt:

• Hvordan sikre heft mellom den nye plata og den gamle betongdammen? (for å oppnå den ønskede tetteeffekten av plata)

• Hvordan kontrollere opprissingen og unngå ”rakning” mellom ny plate og under-betongen langs platekantene og i tilknytning til eventuelle riss som oppstår?

8

Jernvassdammen sett fra nedstrøms side

Sammenstilling av erfaringer I tilknytning til SkatteFUNN-prosjektet gjennomførte Amund Geicke våren 2004 sin master-oppgave ved NTNU /1/. Hovedformålet var å fremskaffe dokumentasjon om ulike utførelser av platestøper på oppstrøms side, definere relevante problemstillinger i tilknytning til metoden, samt sammenstille erfaringer med metoden (fokus ble lagt på betongdammer). Geicke fant følgende hovedbegrunnelser for at metoden med platestøp ble valgt:

1. Tetting av dammer (stoppe lekkasjer gjennom forvitrede fuger i murte steindammer, i horisontale støpeskjøter og forvitrede fuger i gamle betongdammer, samt gjennom fyllingsdammer med dårlig fungerende frontal tetning).

2. Gi et stabiliserende bidrag til dammer (bedre sikkerheten mot velting og glidning for gravitasjonsdammer og murte steindammer).

3. Utbedre frostskader og forhindre videre nedbrytning (gjelder massive betongdammer). Geicke fant videre følgende erfaringer /1/:

• De rehabiliterte dammene gir generelt gode visuelle inntrykk (lite opprissing av platene; ingen/lite frostnedbryting av betongen i plater med alder mindre enn 25 år).

• Et utvalg plater ble sett nærmere på. Alle disse tilfredsstiller i hovedsak kravene gitt i regelverket, både til tykkelse og minimumsarmering.

• For mange av de utførte platestøpene oppnås det mest sannsynlig ikke noen særlig grad av heft mellom ny plate og underbetong, noe som antas å være hovedårsaken til at det generelt ble observert lite riss i platene (rissene oppstår først når platene blir fastholdt, slik at sammentrekningen forhindres).

• Det virker likevel som de nye platene reduserer lekkasjene gjennom dammene til et minimum. Ingen prosjekter hadde imidlertid etterkontrollert om fukten i den eksisterende dammen ble redusert som følge av ny platestøp oppstrøms.

9

• Det stilles spørsmål ved om det kan regnes med noe stabiliserende bidrag fra den nye

platen, da dette som regel forutsetter heft mellom ny plate og underbetongen (hvis den ikke på andre måter er ”hengt fast” til den eksisterende dammen).

Hovedutfordringer for å få best mulig effekt av ny platestøp SINTEFs hovedinntrykk er at belastningene som platene utsettes for, spesielt fra uttørkings-svinn og autogent svinn, i alt for liten grad fokuseres på ved dimensjonering, planlegging og utførelse av slike platestøper:

• For det første blir det sjelden lagt nok vekt på å finne betongsammensetninger med tiltrekkelig lavt svinnpotensiale, noe som bør gjøres for å sikre at svinnkreftene i platen blir lavest mulig.

• Videre er inntrykket at det for mange platestøper blir lagt inn for lite armering, spesielt langs rendene av platene, men også i platefeltene.

Samlet fører dette sannsynligvis til at store arealer av de nye platene ikke har heft til under-betongen. Når det i tillegg tidvis er mangler ved prosjektering og utførelse av viktige detaljer ved f eks tetting ned mot fjell eller ved meisling/dybling i frostforvitret betong langs plate-rendene, er det stor fare for at vann fra magasinet vil trenge inn i mellomrommet mellom ny plate og eksisterende dam. Så selv om en ny plate vil være i stand til å tette større lekkasjer, er det en forholdsvis liten sjanse for at en klarer å redusere vanninnholdet i den eksisterende betongen nevneverdig. Eventuell pågående frostforvitring i ”gammeldammen” bak plata vil derfor kunne fortsette, dog med noe redusert hastighet på grunn av redusert fryse/tine påkjenning. Eventuelle eksisterende lekkasjer gjennom en massiv betongdam, f eks i horisontale støpeskjøter og vertikale fuger, vil også bli vanskelig å stoppe helt. Dersom man klarer å oppnå god heft mellom ny plate og eksisterende dam, vil dette øke sjansene for å få en tettere dam, men samtidig også øke risikoen for riss i platen (i forhold til i en plate uten heft til underlaget). Ved å benytte en betong med lavt svinnpotensiale og armere spesielt med tanke på opptredende svinnkrefter, er det imidlertid mulig å begrense riss-viddene. De tynne rissene som da oppstår vil over tid ha mulighet til å tette seg selv (”self healing”). Erfaringer høstet i skatteFUNN-prosjektet I løpet av det første prosjektåret foretok SINTEF Betong en omfattende dokumentasjon av skade-omfang, fuktforhold og materialegenskaper både på oppstrøms - og nedstrøms side av Jernvass-dammen. Basert på dette arbeidet er vår vurdering at hovedfuktkilden for betongen på nedstrøms side er regn og snø, og at magasinvann på oppstrøms side kun langs enkelte horisontale støpe-skjøter og vertikale fuger bidrar til å øke fuktinnholdet i betongen nedstrøms. Hvis hovedformålet med platestøpen oppstrøms hadde vært å redusere fuktinnholdet i betongen nedstrøms, hadde dette derfor vært et lite egnet tiltak. I utgangspunktet var planen at SINTEF det første året skulle følge rehabiliteringsarbeidet ”fra sidelinjen”, for så å foreta en evaluering og gi innspill til planleggingen av arbeidet den neste støpesesongen. Av ulike årsaker fikk imidlertid SINTEF en mer sentral rolle i prosjektet enn forutsatt, og vi hadde en tett dialog både med dameier, rådgivende ingeniør og byggeleder gjennom hele rehabiliteringsarbeidet. Våre viktigste bidrag i denne prosessen kan opp-summeres som følger:

• De planlagte sprøytebetongreparasjonene på hele dammens nedstrøms side (med formål å bedre dammens visuelle inntrykk) ble skrinlagt med bakgrunn i at vi vurderte at dette

10

tiltaket mest sannsynlig ville få svært kort levetid. Vår erfaring fra tilsvarende mekaniske reparasjoner er at fuktinnholdet fremdeles vil være meget høyt og kanskje øke bak sprøytebetonglaget, slik at frostforvitringen vil fortsette og mest sannsynlig føre til at sprøytebetongen stedvis vil risse opp og falle av. Nærmere beskrivelse av disse erfaringene er påpekt i /2/.

• Tidlig i prosjekteringsfasen gav vi konkrete råd om utforming og dimensjonering av platene, basert på en evaluering av prinsipp/virkemåte for disse.

• Vi påpekte tidlig (i forbindelse med de to første platefeltene) mangler ved fjerning av frostskadet betong og ved utførelse av armeringsdetaljer langs platerendene. Basert på våre innspill ble dette rettet opp på de neste platestøpene.

• Til tross for at det både var anbefalt og beskrevet bruk av en betong som skulle ha lavt svinnpotensiale, valgte entreprenøren å starte opp støpearbeidet med en betongresept som vi vurderte til å ha et for høyt svinnpotensiale. Da alt støpearbeidet i 2004 måtte ferdig-stilles i løpet av ca en måned før vannet i magasinet steg, var det imidlertid for sent å endre resepten (dette ville ha krevd endring av tilslaget). Dette ble først gjort forut for 2005-sesongen. For tiden pågår det laboratorieforsøk hos SINTEF/ NTNU med de to betongreseptene for å dokumentere forskjeller i svinnpotensiale (både uttørkingssvinn og autogent svinn) og varmeutvikling. Når dammen er tappet ned våren 2006 vil det bli foretatt en kartlegging av rissomfang i felt for å undersøke om det kan observeres forskjeller i rissomfang mellom plater støpt med de to reseptene.

Platestøp i 2004-sesongen

Referanser 1. Geicke, Amund: ”Rehabilitering av betongdammer ved støping av en armert betongplate på

oppstrøms side”, masteroppgave ved Institutt for Konstruksjonsteknikk, NTNU, våren 2004 2. Rodum, E., Lindgård, J. og Justnes, H.: ”Betongdammer – typiske nedbrytings-mekanismer,

prinsipielle rehabiliteringsmetoder og erfaringer fra ulike tiltak”, SINTEF-rapport STF22 A04608, Juni 2004 (publikasjon nr.: 163-2004 hos EBL Kompetanse)

11

Hvordan evaluere risstendens i herdefasen – med eksempler fra Bjørvika

Forsker Øyvind Bjøntegaard, NTNU

Bakgrunn Bruk av tradisjonell herdeteknologi som planleggingsverktøy er i dag relativt utbredt blant norske entreprenører og er velegnet for kontroll/dokumentasjon av betongens temperatur- og fasthets-utvikling. Teknologien ble utviklet i Danmark mot slutten av 70-tallet /1/ og tatt i bruk i Norge utover 80-tallet /2/3/ og er et meget nyttig verktøy for bestemmelse av tidligst mulige tidspunkt for forskalingsriving (fasthetskriterie) samt ved vinterstøping (unngå frost i den ferske betongen). Anvendte PC-baserte program i Norge i dag er bl.a. det svenske programmet HETT97 (1D) til-passet norske forhold av NORCEM (www.norcem.no) og det danske 4C-Temp&Stress (2½D) utviklet ved DTI (www.teknologisk.dk). I Sverige er programmet ConTeSt Pro (2D) dominerende /4/. Ved NTNU anvendes bl.a. 3D-programmet DIANA (www.tnodiana.com). En rekke andre programmer eksisterer også på markedet og alle er i prinsipp like anvendbare hvis de brukes riktig (har man et 3D-problem bør man bruke et 3D program etc.). Temperaturkrav og fare for opprissing: Det erfares fra praksis at betongkonstruksjoner ikke sjelden utvikler alvorlig opprissing i herde-fasen pga. fastholding av betongens deformasjoner, og det er åpenbart at temperatur er en viktig faktor i dette. Det er derfor ved mange prosjekter satt temperaturkrav, noe som medfører kostbare herdetiltak (som f.eks. kjølerør) og betongprisen kan enkelte ganger mer enn fordobles /5/. Erfaringene er imidlertid at det er dårlig sammenheng mellom oppnådd temperatur i konstruk-sjonen og tendensen til opprissing /5/6/. Dette henger sammen med at herdetemperatur bare er en av mange faktorer som styrer spenningsoppbyggingen i betongen (se figur 1).

Figur 1 Spenningsoppbygging i herdnende betong, prinsipiell sammenheng Spenningsbasert herdeteknologi: Erkjennelsen av at temperatur er et svært mangelfullt kriterium for evaluering av risstendens har medført at det i Norge og internasjonalt de siste 10 - 15 årene er arbeidet med spenningsbasert herdeteknologi (også kalt avansert herdeteknologi) hvor spennings/tøyningsforholdene i den herdnende konstruksjon beregnes /7/-/10/. Dette krever kjennskap til fastholdingsforhold i konstruksjonen og mer omfattende dokumentasjon av betongens egenskapsutvikling. Følgende materialegenskaper må tas hensyn til bl.a.: Herdevarme, termisk dilatasjonskoeffisient, autogent svinn, E-modul, kryp/relaksasjon, trykkfasthet og strekkfasthet. Figur 1 viser prinsipiell sammen-hengen mellom parametrene som styrer spenningsoppbyggingen og dermed også den informasjon som spenningsberegningsprogram behandler.

Drivkrefter Viskoelastiske Konstruksjons-egenskaper type

Autogentsvinn

+Termisk x E-modul x Kryp / Relaksasjon x Fastholdings- = Betong-

Dilatasjon grad spenningevt +

Uttørkings-svinn

12

• Drivkreftene er termisk dilatasjon og autogent svinn (uttørkingssvinn tas normalt ikke med

ved herdefasebetraktninger, men er naturligvis ugunstig hvis ”tillatt”). Termisk dilatasjon er normalt viktigst, men spesielt i høyfaste betonger med lave v/b-forhold kan autogent svinn (selvuttørkingssvinn) bli svært høyt og dermed bidra sterkt til spenningsopp-byggingen.

• Betongens viskoelastiske egenskaper, bestemt ved E-modulen og kryp/relaksasjons-egenskapene bestemmer hvor mye spenning som bygges opp ved en gitt fastholdt deformasjon.

• Konstruksjonstypen (geometri/tilstøtende konstruksjoner) bestemmer fastholdingsgraden som typisk er 40 - 80 % /10/.

• Forholdet mellom betongens strekkfasthet (ft) og betongens spenningsoppbygging (σc) angir hvor mye av strekkapasiteten som er ”utfordret” og forholdet σc(t) / ft(t), hvor t = tid, kalles gjerne ”rissindeksen”. En rissindeks på 1.0 betyr 100 % (beregningsmessig) kapasitetsutnyttelse og dermed opprissing. Krav til høyest akseptable beregningsmessig rissindeks legges naturlig nok godt under 1.0 for å ta høyde for usikkerhet og spredning i hhv. beregningsforutsetninger (klima etc.) og materialegenskaper. F.eks. i Sverige kreves det i Vägverkets Bro2004 at beregnet rissindeks til enhver tid skal være under 0.7 for konstruksjoner i eksponeringsklasse XD3 og XS3. For det pågående arbeidet med senketunnelen i Bjørvika er kravet til maksimum rissindeks 0.75.

• Betongens trykkfasthet inngår ikke direkte i beregningene av betongspenninger, men brukes gjerne som grunnlag for å bestemme betongens temperaturfølsomhet (aktiveringsenergi).

Spenningsbasert herdeteknologi, arbeidsgang En skisse til arbeidsgang ved en praktisk problemstilling er gitt i figur 2. Figuren angir arbeids-gangen trinn for trinn.

Figur 2 Skisse til arbeidsgang ved evaluering av risstendens av en herdnende konstruksjon

13

Trinn A) Konstruksjonens geometriske utforming er oftest gitt av konstruktør, mens det for den

utførende ligger frihet i å velge betong og produksjonsprosess (støpesekvens/støpeetappe). Betongen må naturligvis tilfredsstille aktuell eksponerings- og bestandighetsklasse i hht. NS-EN 206-1, samt fasthetskrav.

Trinn B) Før man begynner temperatur- og spenningsberegningene må man implementere materialdata i systemet man skal benytte. Bruk av antagelser mht. materialoppførselen (f.eks. verdier fra standarder) gir svært usikre estimat ettersom ulike betongresepter gir meget varierende egenskaper. I Norge er det bare NTNU i dag som kan måle de nødvendige materialegenskapene og det er utført forsøk på ulike betonger gjennom flere år med hoved-vekt på høyfaste betonger med v/b-forhold 0.40-0.45, men også andre kvaliteter er undersøkt. Systematisering av resultatene i en materialdatabase tilrettelagt for spenningsberegninger er under utarbeidelse, men i svært mange tilfeller er det imidlertid nødvendig å generere nye data gjennom laboratorieforsøk for å skaffe til veie nøyaktig informasjon om den aktuelle betongen.

Trinn C) Konsekvensen av eventuell opprissing samt konstruksjonens geometri legger premissene for hvor avansert og tidkrevende beregningen(e) bør være. For enkle overslag i en tidlig planleggingsfase kan en 1D-beregning eller simpelthen håndregning være tilstrekkelig og fornuftig. Likeledes for å rangere ulike betongsammensetninger mht. risstendens gir en 1D-beregning meget nyttig informasjon forutsatt at man har gjort laboratorieforsøk på forhånd. Dette gir en kvalitativ rangering av ulike betonger (for en gitt fastholdingsgrad). En kvanti-tativ vurdering, dvs. spesifikk fare for opprissing for bestemte konstruksjonstilfeller, krever helst 2D- eller 3D-beregninger.

Trinn D) Nå er man fremme ved selve beregningen, som alltid begynner med en temperatur-beregning, dernest spenningsberegning. Den aktuelle konstruksjon legges inn (ny konstruk-sjon og tilliggende konstruksjon(er)/underlag, elementnett genereres og materialdataene implementeres. Beregningsforutsetninger legges inn som bl.a. betongens utgangstemperatur, forskalingstype, tidspunkt for avforskaling og de mest sannsynlige klimaforhold. Hvis den beregnede risstendens er for høy kan man ”leke seg” med programmet og se på effekten av å endre på noen av beregningsforutsetningene (f.eks. fersk betongtemperatur, kjølerør, isolering etc.), gjenta beregningen og således se på alternativer som gir et beregningsmessig resultat som er ok (”ok bygg!”). Det er i denne forbindelse viktig at produksjonsplanleggingen gir input til beregningene (og vise versa) - med etterfølgende oppfølging på byggeplass. Ved f.eks. Södra Länken-prosjektet i Stockholm var kravet til beregningsmessig rissrisiko < 0.7. Her ble i ettertid rapportert at beregningsforutsetningene og det som virkelig skjedde på byggeplass var i dårlig samsvar [18], og her ble det også problemer med opprissing og etterfølgende injiseringsbehov; til tross for kostbare kjøletiltak!

Finner man ikke praktiske tiltak som gir et tilfredsstillende beregningsmessig resultat (”ikke ok”) kan man vurdere en alternativ løsning, dvs. endre noe i rammene for beregningen i Trinn A (fortrinnsvis ny betong), og deretter gjenta prosedyren.

Bjørvikaprosjektet I forbindelse med Vegvesenets ”Bjørvikaprosjekt” undersøkte Vegdirektoratet, Materialteknisk avd., en rekke betongsammensetninger. Prosjektet omfattet laboratorieforsøk, feltforsøk, temperatur- og spenningsberegninger /11-17/. Betonger med ”3-pulverblanding” utgjorde en sentral del av undersøkelsene, dvs. bindemiddel bestående av sement, silikastøv og enten flyveaske (FA) eller slagg (opptil 50 % erstatning av sementen). Slike betonger, som gjerne kalles ”lavvarmebetong”, har hittil i liten grad vært benyttet i Norge, men er utbredt i flere andre land (f.eks. Nederland, Tyskland, Japan). En del av undersøkelsene ble utført ved NTNU Institutt for Konstruksjonsteknikk.

14

Eksempler på adiabatisk temperaturutvikling for flere av betongene er vist i figur 3; alle betongene har v/b=0.47. Betongen som utvikler høyest temperatur er referansen som er en ”tradisjonell” betongresept med bindemiddel av Anleggsement + 5 % silikastøv (masse-forhold=0.45, i hht. NS EN 206-1 hvor k=2 for silika, dvs. bestandighetsklasse M45), mens de andre betongene har varierende FA- eller slagginnhold (masseforhold = 0.55 - 0.65, k=0.4 for FA og 0.6 for slagg). Adiabatisk temperaturøkning reduseres med økende FA- og slaggdosering og er redusert med rundt 30 % for betongene med høyst innhold av FA og slagg. Temperaturbereg-ninger av en 1 m tykk veggkonstruksjon viste enda gunstigere virkning av FA og slag. Dette skyldes at disse betongene ikke bare har lav sluttvarme, men også moderat varmeutvikling underveis noe som øker det relative varmetapet til omgivelsene i tiden før temperaturmaksimum opptrer. Videre viste resultatene gunstig virkning av å senke fersk betongtemperatur, noe som ikke er overraskende - dette gir ytterligere redusert temperaturmaksimum/avkjølingsforløp som er sentralt for å redusere faren for gjennomgående opprissing i en konstruksjon. Et moment er at FA- og slaggbetong kan ha noe senere avbinding enn våre mer ”tradisjonelle” resepter - dette må tas hensyn til spesielt ved vinterstøping. En dobbelvegg som var gjenstand for feltmålinger er vist i figur 4. Den ene veggen ble utført med en ”tradisjonell” M40 betong (noe økt kvalitet i forhold til ”referansen” omtalt tidligere), mens den andre med en av FA-betongene omtalt tidligere (36 % FA av bindelmiddelvekt). Figuren viser elementinndelingen ved en 3D-beregning /16/. Beregningsresultatene viser at denne FA-betongen er mer gunstig enn M40-betongen når det gjelder robusthet mot opprissing i herdefasen. Det samme ble også funnet i andre beregninger (samt ved tolkning av lab.resultater) som sammen-likner referansebetongen med ulike FA-tilsetninger. Hovedårsaken er, ikke overraskende, den reduserte varmeutviklingen. De andre egenskapene (figur 1) som er sentrale påvirkes ikke i like stor grad av FA-innholdet. Dette er eksemplifisert i figur 5 for 28-døgns strekkfasthet og E-modul (gjelder både FA og slagg) ved at trendlinjene er relativt ”flate” i et plot mot adiabatisk temperaturøkning. NTNU har til nå ikke gjort beregninger/analyser på betonger med slagg som gjør det mulig å konkludere.

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

0 24 48 72 96 120Tid (timer)

Tem

pera

tur (

o C)

Figur 3 Adiabatisk temperaturutvikling for referanse-betongen og betonger med ulike mengder FA- og slagg (v/b= 0.47) /13/

Figur 4 Feltforsøk. Elementinndeling for ½ av en dobbel veggkonstruksjon (symmetri) /16/

15

Figur 5 Direkte strekkfasthet og E-modul vs. adiabatisk temperaturøkning for referansen, FA- og slaggbetongene /13/

Referanser /1/ Friesleben Hansen P. (1978) Hærdeteknologi-2, Dekrementmetoden. BFK-centralen. /2/ Maage M. and Helland S. (1988) Praktisk herdeteknologi - Materialdata for en del norske cementer,

tilsetningsstoffer og silica. Norsk betongdag 1988, Hotel Caledonien, Kristiansand, Norsk Betongforening /3/ Maage M. and Helland S. (1988) Winter curing planned and controlled by microcomputers. ACI Concrete

International, Oct. 1988 /4/ Users manual: ConTeST Pro, Program for temperature and stress calculations in concrete. JEJMS Concrete,

Stockholm, September 2002 /5/ Kompen R. (2001) Opprissing av betongkonstruksjoner i herdefasen. Fra seminaret: Opprissing av

betongkonstruksjoner i tidlig alder - Moderne herdeteknologi, Oslo, 8.november 2001 /6/ Helland S. (1997) Herdeteknologi, beregning av oppsprekking - Ny generasjon herdeteknologi. Kursdagene

ved NTNU /7/ Thermal cracking in concrete in early ages. International RILEM Symp. in Munich, Oct. 1994, RILEM

Proceedings 25, Ed. by R. Springenschmid. /8/ Emborg M. (2001) Final technical report, IPACS report, Luleå University of Technology, ISBN 91-89580-80 /9/ Bjøntegaard Ø., Fosså K.T., Atrushi D., Sellevold E.J., Kanstad T., Hammer T.A and Smeplass S. (2003)

Stress development and cracking tendency in hardening concrete: Test methods at NTNU, NOR-CRACK report #2.1, Subtask 2 Fundamental studies, STF22 A03607, ISBN 82-14-02582-6

/10/ Kanstad T., Øverli J.A. and Bosnjak D. (2001) 3D Restraint Analyses of Typical Structures with Early Age Cracking Problems, IPACS report, Luleå University of Technology, ISBN 91-89580-32-x

/11/ Larsen C.K., Willoughby I. og Kompen R. (2003) Bjørvika senketunnel. Betongrådgivning, Trinn 1: Laboratorieresultater. Rapport, Statens vegvesen Vegdirektoratet, Vegteknisk avdeling

/12/ Larsen C.K. (2004) Bjørvika senketunnel. Feltforsøk med flyveaskebetong. Rapport, Statens vegvesen Vegdirektoratet, Vegteknisk avdeling

/13/ Bjøntegaard Ø. and Sellevold E.J. (2003) Bjørvika senketunnel - Bestemmelse av betongegenskaper relevante for evaluering av risstendens i herdefasen. NTNU-rapport R-9-03, Institutt for Konstruksjonsteknikk, pp.37

/14/ Bjøntegaard Ø. (2004). Bjørvika senketunnel, Fase 2: Bestemmelse av betongegenskaper relevante for evaluering av risstendens i herdefasen. Eksperimentelle resultater for Resept A, B, C og D. NTNU-rapport R-5-04, Institutt for Konstruksjonsteknikk, pp.26

/15/ Kanstad T. and Guomin J. (2004) Bjørvika submerged concrete tunnel, Phase 2: Evaluation of the risk of cracking in the hardening phase. NTNU-rapport R-6-04, Institutt for Konstruksjonsteknikk.

/16/ Guomin J., Kanstad T. and Bjøntegaard Ø. (2004) Analysis of the SVV double wall field test related to the Bjørvika tunnel project. NTNU-rapport R-7-04, Institutt for Konstruksjonsteknikk.

/17/ Guomin J., Bjøntegaard Ø. Atrushi D., Sellevold E.J. and Kanstad T. (2005) Compressive and tensile creep of early age concrete with mineral additives. Concreep7: Int. conf. on creep, shrinkage and durability of concrete and concrete structures, Nantes, France, 2005

/18/ Smeplass S. (2001) Bruk av rissrisikoberegninger på Södra Länken. Fra seminaret: Opprissing av betongkonstruksjoner i tidlig alder - Moderne herdeteknologi, Oslo, 8.november 2001

dy/dx = 0.38

dy/dx = 0.034x

2.0

3.0

4.0

5.0

20 30 40 50Adiabatisk temperaturøkning [ oC ]

Stre

kkfa

sthe

t [M

Pa]

20

30

40

50

E-m

odul [GP

a]

StrekkfasthetE-modul

16

Blokkstein med lettilslag av glass – fra idé til produkt

Forsker Kåre Johansen, SINTEF Bakgrunn Norsk GlassGjenvinning AS, NGG, har verdens mest avanserte anlegg for mottak, sortering og bearbeiding av glass- og metallavfall. Årlig mottar dette fullautomatiserte resirkuleringsanlegget i Onsøy ved Fredrikstad vel 80.000 tonn emballasjeglass og 6.000 tonn emballasjemetall fra de 5.000 innsamlingsigloene som er plassert rundt om i hele Sør-Norge. Anlegget fjerner forurensninger og produserer halvfabrikata for gjenbruk i form av sorterte metaller og 30 ulike farge- og kornstørrelsesvarianter av glass. Glasset fra anlegget benyttes videre til produksjon av nytt glass, Glava, masser for byggegrunn eller til betong og betongprodukter. På oppdrag fra NGG har SINTEF de siste 10 år utført et svært omfattende FoU-arbeid med å identifisere, utvikle og dokumentere gunstige områder, produkter og brukskonsepter for anvendelse av resirkulert glass innen BA-bransjen. Arbeidet har vært utført i nært samarbeid med NGG og deres samarbeidspartnere. En av disse samarbeidspartnerne er Glasitt AS i Skjåk. En del av glasset fra NGG sitt anlegg finmales og transporteres til Glasitt. Her blir det ekspandert til et lett, porøst skumglasstilslag for bruk til isolerende og drenerende fyllmasse og som tilslag for produksjon av lettbetongprodukter som blokker, elementer og murstein. Blokkproduksjonen startet i en garasje i Skjåk Forløperen for Glasitt AS er Nøkkelhus AS, som i mange år har drevet med boligbygging. Innehaveren, Svein Lund, begynte for mer enn 10 år siden å eksperimentere med produksjon av skumglassbaserte blokker, pussmørtler og heller i sin garasje i Skjåk. Skumglasset hentet han selv hos Glasopor i Bergen. Det var relativt grovkornig med dårlige støpelighetsegenskaper. Etter forsøk med et femtitalls resepter for blokkproduksjon, kom han fram til en akseptabel bløtstøps-resept og begynte med produksjon i liten skala. Blokkene ble primært anvendt til enkle grunn-murer på Nøkkelhus sine prosjekter. Til alt hell skulle det siden vise seg at den valgte resepten medførte at blokkene med det svært alkalireaktive skumglasset, ikke vil utvikle skadelige alkali-reaksjoner. Og utviklet seg da NGG kom på banen NGG på sin side identifiserte skumglass og skumglassbetong som interessante produkter. SINTEF fikk først oppgaven med å finne fram til og dokumentere hvordan bestandig skumglassbetong kunne produseres. Etter hvert ble NGG kjent med den virksomhet som ble drevet i Skjåk, og tok kontakt. Det tok ikke lang tid før samarbeid ble etablert, og SINTEF ble engasjert av NGG for direkte å bistå virksomheten i Skjåk. SINTEF sin bistand har primært omfattet:

• kartlegging av hvordan skumglassets egenskaper påvirkes av produksjonsprosessen og det resirkulerte glassets sammensetning

• utarbeidelse av tiltak og retningslinjer for å få produksjon og produkter i henhold til gjeldende regelverk

17

• optimalisering og dokumentasjon av skumglassbetongprodukter med hensyn på viktige

egenskaper som konstruktiv utforming, vekt og densitet, styrke, varme- og lydisolasjons-evne

Firmaet Glasitt AS ble etablert, og fabrikken i Skjåk satt i drift i 1999. Det er arbeidet med en rekke produkter så som isolerende vegger, elementer, isolerte forblendinger, rekkverk og utepeiser. En hel del av disse er utviklet og testet både i Skjåk og hos SINTEF. Et moderne, automatisert skumglassanlegg ble besluttet bygd i 2002. Det er nå i full drift. Det er prosjektert for ren skumglassproduksjon med en svært begrenset kapasitet for produksjon av noe annet. Interessen for skumglassbasert lettbetong ble imidlertid snart så stor at samarbeids-partnere for produksjon av aktuelle produkter måtte finnes. Produsenter i dag Av konkrete samarbeidende bedrifter er det per i dag Morken Betongvare i Ringebu og Breivik Kalkverk på Larsnes som er produsenter av blokker og murstein. Ved overgang fra bløtstøp til tørrbetong måtte en gjennom en ny optimalisering av resepter. Glasopor blokk produseres i tre tykkelser 15, 20 og 25 cm, alle med høyde 19 cm og lengde 50 cm. Glasopor NOPSA murstein produseres med målene 23 (l) · 6,5 (h) · 11 (b) cm. I tillegg til hallen for produksjon av skumglass(Glasopor Konstruksjonspellets) i Skjåk er det bygd en hall i elementer på Vestlandet og en enebolig i noe større blokker i Trondheim. Patenter Skumglass er som glass mye mer alkalireaktivt enn de mest alkalireaktive bergarter, så hvordan da produsere bestandig, ikke reaktiv skumglassbetong? Dette er løst ved bruk av et bindemiddelkonsept med et svært lavt alkaliinnhold og et svært høyt pozzolaninnhold. NGG har tatt et patent på denne løsningen i flere land. Sertifisering Blokker og stein er sertifisert etter NS-EN 771-3: Krav til murprodukter Del 3: Murprodukter av betong (tunge og lette tilslag) og fører fram til et CE- dokument som produsenten er pålagt å dokumentere. Prøvningsmetodene er beskrevet i NS-EN 772-serien. Metoder for prøvning av murverksprodukter kan være: NS-EN 772-1 Bestemmelse av trykkfasthet NS-EN 772-2 Bestemmelse av prosentvis hullandel NS-EN 772-6 Bestemmelse av bøyestrekkfasthet i murprodukter av lettbetong NS-EN 772-11 Bestemmelse av vannabsorpsjon NS-EN 772-13 Bestemmelse av netto og brutto tørrdensitet NS-EN 772-14 Bestemmelse av fuktbevegelser i murprodukter av lettbetong NS-EN 772-16 Bestemmelse av mål av lettbetong og støpt stein NS-EN 772-20 Bestemmelse av dimensjoner og planhet

18

Dessuten krav og bestemmelser ved prøving beslektede standarder: NS-EN 1745 Murverk og murprodukter. Metode for bestemmelse av praktiske termiske

verdier NS-EN 998 – 2 Krav til mørtler for murverk. Del 2. Murmørtel

Skumglasset brekker i stykker når det nedkjøles og forlater transportbandet

Blokkmaskin i drift

Fersk blokkstein på vei til herding Blokkstein i bruk

Skumglassovnen i Skjåk

Smeltesonen i ovnen, 930 0C

19

Lettere og sterkere – superlett betong

Seniorforsker Tor Arne Hammer, SINTEF Lettbetong nå igjen? FoU-aktiviteten innen lettbetong, og spesielt høyfast lettbetong, var stor på 80- og 90-tallet, og veiledninger og standardverk ble tilrettelagt for å gjøre det ”like enkelt” å bruke lettbetong som normalbetong. Bruken av materialet nådde en topp på 90-tallet, spesielt i bruer og plattformer, men kostnadsvurderinger viste at besparelsen med bruk av lettbetong i bygg var marginal i de fleste tilfellene. Siden har plattform-markedet falt bort og antall bruer hvor lettbetong gir besparelse har blitt færre. Så lettbetong ble aldri ”standardbetong”, men heller en ”problemløser” i spesielle tilfeller. Så hvorfor har det nå blitt startet ny FoU-aktivitet innefor lettbetong? Nye markeder Svaret er etterspørsel fra andre markeder, hvor det tradisjonelt benyttes dyrere materialer eller løsninger. Og det er en lettere type lettbetong som etterspørres. Ett marked er innen skipsbygging! Det Norske Veritas utvikler sammen med Aker Kværner Yards ”sandwich-konstruksjon” stål-lettbetong-stål for bygging av sikrere og billigere bulkskip. SINTEF Betong ble engasjert til å utvikle lettbetongen (se neste avsnitt). Et annet marked er innenfor transport og lagring av olje/gass. Felles for disse anvendelsene er at det potensielle volumet er stort og til sammen kanskje like stort som dagens norske betongproduksjon. Utvikling av lettbetong i skip Ønsket for ”skipslettbetongen” var 900 kg/m3 i densitet, høyest mulig fasthet, god støpelighet og akseptabel pris. Gjennomgang av tidligere arbeid viste at lettbetong med åpen struktur (som for eksempel ”Leca-blokk”) og skumbetong ga lavere fasthet/densitet enn betong med lukket struktur (som vanlig konstruksjonsbetong). Det siste ble derfor valgt. For at betongen skal bli støpelig trengs en viss andel matriks (bindemiddel + væske + filler). Matriksen har en relativt høy densitet selv om den kan påvirkes for eksempel som vist i figur 1. Det fremgår bl.a at densiteten av sementpasta (matriks uten filler) avtar med økende masse-forhold. Da avtar selvfølgelig også fastheten til pastaen, og resultatene fra arbeidet viser at fastheten til betongen også avtar da, selv om det blir benyttet sterkere (og tyngre) tilslag slik at betongen sin densitet hele tiden var den samme. Det ble derfor valgt et relativt lavt masseforhold og 10 % silikastøv, tilsvarende en matriksdensitet på ca 1900 kg/m3. Det ble antatt at nødvendig matriksbehov var 34 vol% (inkl 2 % luft). Da sto det igjen å finne et tilslag med høyest mulig fasthet og med densitet lavere enn (ρLWA) tilsvarende: ρbetong = 900 kg/m3 = ρpasta • 0.34 + ρLWA • 0.66 → ρLWA = 385 kg/m3. Det ble gjort et litteratursøk etter tilslag med densitet lavere enn 385 kg/m3 og med høyest mulig fasthetspotensiale. Valget falt på de tyske ”Liaver” og ”Poraver” som produseres av ekspandert returglass, i fraksjoner fra 0.05 mm (Poraver) til 8 mm.

20

Figur 1 Densitet av sementpasta som funksjon masseforhold og bindemiddeltype I et annet og senere prosjekt for anvendelse offshore ble ønsket densitet senket til 800 kg/m3. Det ble oppnådd ved å tilsette L-stoff for å oppnå et luftinnhold på ca 10 %. Siden luftporene fungerer tilnærmet som filler kunne sement- og vanninnholdet senkes noe uten at støpeligheten ble for-verret. Noen resultater er vist i figur 2.

Figur 2 Trykkfasthet og densitet for ”superlett betong” (Expanded glass concrete”)

sammenlignet med annen lettbetong

1400

1500

1600

1700

1800

1900

2000

2100

2200

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1v/(c+s)

Den

sity

of p

aste

(kg/

m3 )

Anlegg

Anlegg + 10 % silika

Standard FA

Standard FA + 10 % silika

Anlegg + 10 % silika and 7 % air

0

10

20

30

40

400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400Densitet (kg/m3)

Tryk

kfas

thet

(MP

a)

"Expanded Clay LWA"

"Expanded Clay LWA"

"Foam concrete"

"Expanded glass concrete"

21

Utvikling av ny type lettilslag Det er selvfølgelig generelt sett ønskelig med så høy fasthet som mulig i forhold til densiteten. Arbeid utført i Japan for 10 – 15 år siden viser at det ved hjelp av andre råmaterialer kombinert med andre produksjonsmetoder er mulig å oppnå sterkere lettilslag i forhold til densiteten, og som er vanntett (densiteten var riktignok 3-4 ganger høyere enn det som vi snakker om her). Slike råmaterialer kan være bergarter eller mineraler med relativt høyt SiO2-innhold. Prosessen består i at råmaterialet først mikroniseres, deretter tilsettes et skummiddel etterfulgt av pelletisering, tørking og brenning. Vi samlet nødvendig ekspertise innen SINTEF/NTNU (innen geologi, metallurgi, kjemi, mikro-nisering, pelletisering, brenning og økonomi) og søkte ”Hydros fond for SINTEF” og fikk NOK 2 mill for å prøve å utvikle en teknologi for produksjon av et lignende lettilslag, men basert på Norske råvarer. Vi tok kontakt med en av de involverte i Japan og fikk oversendt det Japanske råmaterialet for å kunne tilpasse vår produksjonsprosess for å få et tilslag tilnærmet likt det Japanske. Deretter valgte vi ut relevante Norske råvarer ut fra at kjemien skulle være mest mulig lik de Japanske, og gjennomførte parameterstudier i laboratorieskala for både produksjonsprosess og materialsammensetning, for å komme frem til et optimalt produkt. I skrivende stund har vi et lovende produkt klart for produksjon i litt større laboratorieskala for å få nødvendig volum til å prøve det ut i betong. Arbeidet har avslørt at det fins flere potensielt mulige (og relativt billige) råvarer i Norge for produksjon av lettilslag. Prosjektet er nå i avslutningsfasen og teknologien skal nå fremmes for salg/videreføring til et eller flere industrielle selskap.

22

Operaens marmortak – hva ligger under?

Seniorforsker Hans Stemland og forsker Ola Skjølsvold, SINTEF

1 Operaen i Bjørvika Statsbygg bygger på vegne av Kultur- og kirkedepartementet nytt operahus i Bjørvika i Oslo. Bygget, som er tegnet av Snøhetta AS, skal stå ferdig i 2007. Prosjektet har en ramme på 3,3 milliarder kroner. Veidekke ASA har bl.a. ansvaret for legging av naturstein. 2 Takets oppbygging og funksjon Taket på Operaen i Bjørvika er et omvendt tak med en relativt komplisert oppbygging. Taket skråner 11° ned mot sjøen og skal ha naturstein i mønster på toppen. Valget av stein var en lang prosess som fikk mye oppmerksomhet i media. Valget av marmor fra Carrara i Italia var ikke enkelt, men kvalitet/farge sammen med pris på steinen og mengden stein som skulle tilvirkes og leveres over relativt kort tid ble til slutt utslagsgivende. SINTEF har bistått Statsbygg med

• vurdering av natursteinstyper • vurdering av takets oppbygging • utvikling og utprøving av mørtel • vurdering av fuge- og slukløsninger

Arbeidet er utført ved tre SINTEF-avdelinger med Lisbeth Alnæs (Berg og geoteknikk) som prosjektleder. 3 Opprinnelig beskrivelse Opprinnelig beskrivelse av takkonstruksjonen består av (nedenfra og oppover):

• hulldekkeelementer • 50-100 mm påstøp • 3 lag asfaltmembran • 50 mm mineralull • 2 x 100 mm XPS-plater • fiberduk • 50-90 mm magerbetong • 30 mm jordfuktig mørtel (settemørtel) • 100 mm marmorplater

Takets oppbygging henger sammen med andre løsninger for bygget, slik at hovedtrekkene i opp-byggingen var fastlåst og vil ikke bli kommentert nærmere her. Vi konsentrerte oss derfor om å oppnå en mest mulig optimal løsning for sjiktet mellom XPS-platene og marmoren. Det var stilt følgende krav til magerbetongen (50 -90 mm)

• drenering 150 l/m2 pr. time • fasthetsklasse B5 og maksimum karakteristisk fasthet 7,5 MPa

23

• bestandighetsklasse M45 og god frostbestandighet • hvit sement med 4 % silikastøv og antatt vannbehov, v/b = ca 1,5 • tilsetning av vannavstøtende middel (silanbasert) for å hindre utvasking

Det var stilt følgende krav til settelaget (30 mm)

• mørtelklasse A, NS3120 • heft til steinen > 0,5 MPa

Av hensyn til avretting og steinleggingen var det ønskelig med et tykkere settelag. Det var heller ikke optimalt for dreneringen å ha et drenerende lag nederst og et tettere settelag øverst. Det ble derfor bestemt at magerbetong og settemørtel skulle slås sammen til et sjikt (ca 100 mm) som legges ut i en omgang, og som steinen legges direkte på. 4 Valg av mørtelresept Opprinnelig beskrivelse inneholder motstridende krav. Blant annet er det krav til bestandighets-klasse M45 (masseforhold maks 0,45) og antydet masseforhold (v/b) på 1,5. Kravet til fasthet er uklart, men det virket uansett ulogisk å sette maksimumskrav til karakteristisk fasthet. Det ble foretatt følgende valg for utprøving av en drenerende magermørtel

• tilslag 1-4 mm knust sand (helt uten finstoff) • hvit sement, ca 250 – 300 kg/m3 • 15 % silikastøv • v/b ca 0,45

Det ble valgt å beholde hvitsementen for å redusere faren for misfaring av steinen. Dersom alkalisk vann fra mørtelen trekkes kapillært opp gjennom steinen til overflata, vil sjansen for misfarging på grunn av jern i steinen være større for gråsement enn for hvitsement. Dette skyldes lavere alkaliinnhold i hvitsement (og at hvit sement i seg selv inneholder mindre jern og mangan). Det ble valgt et høyt silikainnhold for å redusere faren for utvasking av CaOH fra pastaen over tid. Det ensgraderte tilslaget uten finstoff gir en åpen struktur og god dreneringsevne. Mørtelen skal drenere effektivt bort eventuelt vann som kommer ned gjennom defekter i fuger, slik at vannet ikke blir stående i mørtelen under steinen. Det ble valgt et lavt v/b forhold av hensyn til mørtelens bestandighetsegenskaper. 5 Egenskaper for valgt resept Vi endte relativt raskt opp med denne mørtelresepten som tilfredsstillende

Sement 255 Silikastøv 38 1-4 mm knust sand 1276

Material-sammensetning i kg/m3 mørtel

Vann 143 v/c+2s 0,43 Dette gir en masse som likner på fuktig, grov sand. Massen siger ikke (taket er skrått), og er grei å bearbeide og avrette til et jevnt sjikt. Den inneholder svært lite pasta og vil derfor gi minimalt med

24

heft til steinen. Steinen vil i prinsipp sitte fast, men heften er liten. På grunn av marmorens store lengdeendringer over tid (både permanent utvidelse og sykliske variasjoner pga temperatur) forventes at steinplatene vil ”løsne” uansett størrelse på den initielle heften til underlaget. Dette har imidlertid ikke noe å si, da steinen allikevel vil ligge i ro på grunn av friksjonskrefter og inn-støpte knaster i fugene. Denne mørtelens egenskaper varierer med oppnådd densitet (komprimeringsgrad). Ved støping av mock-up i Bjørvika ble det oppnådd en densitet tilsvarende ca 1850 kg/m3. Dette er ca 100-150 kg/m3 høyere enn det som ble oppnådd ved prøvestøping i liten skala ved SINTEF (liten mock-up). En densitet tilsvarende ca 1850 kg/m3 gir følgende egenskaper for mørtelen

• trykkfasthet, ca 14 MPa (sylinder) • drenering, ca 1000-3000 l/m2 time

Dreneringsevnen er svært avhengig av komprimeringsgraden. Densitet på ca 1700 kg/m3 ga dreneringsverdier i størrelsesorden 6000-10000 l/m2time. Tilsvarende reduksjon av drenerings-evnen vil en få ved økning av densiteten. Det er imidlertid lite trolig at det er praktisk mulig å komprimere denne mørtelen til densitet over ca 1900 kg/m3. Det er utført frostprøving både for utstøpte prøvestykker og for borekjerner boret ut fra mock-up’en som ble laget ved SINTEF. Det ble kjørt 84 vekslinger med 2 timer frysing i luft ved ÷20°C og 1 time tining i vann av 20°C. Enkelte prøver fikk synlige skader ved denne prøvingen, samtidig som de fikk et betydelig fasthetstap. Ved denne prøvingen fryser betongen i dyvåt (gjennomvåt) tilstand. Dette vil i praksis ikke skje uten at det er en kraftig lekkasje i en fuge, noe som bare forventes å oppstå helt unntaksvis. Mørtelen er derfor vurdert til å ha tilfredsstillende frost-bestandighetsegenskaper ved ”normaltilstand”. Skulle det allikevel oppstå lokale frostskader, vil dette ha liten betydning for mørtelsjiktets bæreevne og takets funksjonalitet. 6 Konstruktive forhold som er blitt vurdert 6.1 Permanent utvidelse av marmorsteinen Det er et kjent fenomen at marmor får en permanent utvidelse ved gjentatte fukt- og temperatur- påkjenninger. For Carraramarmor kan det ikke utelukkes at denne utvidelsen over tid blir helt opp mot 2-3 mm pr. meter. Dette er så mye at det får konsekvenser for valg av fugemasse. Hvis det hadde blitt benyttet sementbasert fugemasse, ville denne blitt så sterk og stiv at den sannsynligvis ville være i stand til å flytte hele eller store deler av taket. Det kan antas at en slik 10 mm høy fugemasse vil kunne bygge opp krefter av størrelsesorden 20 – 30 tonn pr. meter ved en tøyning på ca 2 o/oo, noe som tilsvarer ca 0,03 mm for 13 mm fuger som det er lagt opp til for dette taket. Den permanente utvidelsen av steinen vil derfor stort sett samle seg i en utvidelse av hele marmorlaget ved en slik løsning. Vi har derfor anbefalt at det bør brukes elastisk fugemasse rundt hver stein som vil kunne ta opp deformasjonene lokalt uten at det oppstår noe særlig krefter mellom steinene. En elastisk fugemasse vil også bedre kunne ta opp repeterte bevegelser fra temperatursvingninger uten å få riss. Høyelastiske fugemasser er vanligvis godkjent for bevegelser på opp til +/- 25 %, som blir ca +/- 3 mm for en 13 mm fuge. Det er imidlertid større fare for punktering og lekkasjer ved bruk av slike masser.

25

6.2 Behov for fuger i leggemørtelen Det var i utgangspunktet foreslått sammenfallende bevegelsesfuger for marmorsteinen og legge-mørtelen rundt felt på 10 x 10 m. Det vanligste argumentet for å ha fuger i underbetongen er at denne fritt skal kunne trekke seg sammen uten å få riss. I dette tilfellet er imidlertid leggemørtelen også støpt mot noen knaster på påstøpen oppå elementene for at den skal holdes på plass på de skrå delene av taket. Dette gjør at den vil ha noen tilfeldig plasserte fastpunkt som gjør at den sannsynligvis vil få riss selv om den deles inn i felt. I tillegg er steinen mye stivere og sterkere enn leggemørtelen, og temperatur og permanent utvidelse av steinen vil lett kunne føre til riss i leggemørtelen. En må også anta at leggemørtelen delvis får riss fra belastninger som oppstår i leggefasen av steinen. Fuger i leggemørtelen vil imidlertid kunne hindre eller redusere en evt. sprengvirkning fra leggemørtelen mot tilstøtende konstruksjoner hvis temperaturen er høyere i leggemørtelen enn i selve hovedkonstruksjonen. Dette problemet er imidlertid ikke større enn at det lett kan løses med en fuge langs kantene. Det er også større sjanse for å få steinen til å henge fast mellom riss i leggemørtelen hvis det er fuger i leggemørtelen. Det må imidlertid da være tilsvarende fuger i leggemørtelen som i steinen, noe som er så godt som praktisk umulig å få til. Leggemørtelen vil da heller ikke kunne overføre krefter til ribbene på taket uten at det blir store forskyvninger i fugene. Det er derfor anbefalt at leggemørtelen støpes uten fuger. 6.3 Heft mellom marmorsteinen og leggemørtelen Siden leggemørtelen har åpen struktur, kan en anta at svinnet til denne mørtelen er betydelig mindre enn i en vanlig underlagsbetong. Det er derfor ikke sikkert at svinnet i seg selv trenger å føre til heftbrudd mellom steinen og leggemørtelen. Hvis derimot steinen får en permanent utvidelse på 2-3 mm pr. meter, som det er snakk om her, må det forventes at steinen begynner å rakne / løsne fra kantene. Antakelig vil dette skje allerede ved en forlengelse på fra 0.1 – 0.2 mm pr. meter. Steinen vil likevel kunne henge fast et stykke på midten hvor den relative bevegelsen mellom de to materialene er forholdsvis liten. Det som kan ødelegge for dette er at utvidelsen av steinen har en gradient over tverrsnittet og at steinen krummer utover. Den vil da slippe i forhold til mørtelen også på midten, og i realiteten bli helt løs og bare holdt på plass av tyngden og friksjonsmotstanden mot underlaget. 6.4 Fare for sig av marmorsteinene Siden deler av taket har en helning på 11 grader, vil steinen kunne sige nedover på grunn av temperaturbevegelser. Dette er ut fra en teoretisk betraktning av at steinen vil ha forskjellig nullpunkt for utvidelse og sammentrekning. For å belyse dette forholdet, antas det i første omgang en jevnt fordelt friksjonsmotstand mellom steinen og underlaget når steinen både utvider seg og trekker seg sammen. Komponenten av egenvekten til steinen langs takflaten gjør da at nullpunktet (der hvor det er null bevegelse mellom steinen og underlaget) vil være på forskjellig sted ved økende og fallende temperatur. Figur 1 viser hvilke krefter som kan tenkes å virke på steinen i de to tilfellene.

26

G sin α

Gα

L Ro punkt temp. økning

L1

G sin α

Gα

L

Ro punkttemp. reduksjon

Friksjon vedtemp økning

Friksjon ved temp fall

Temperaturøkning:

Temperaturfall:

L1

Figur 1 Krefter som virker på steinplatene i de to tilfellene Likevekt langs takflaten ved temperaturøkning gir følgende relasjon: µgL1 – µg(L-L1) = G sinα hvor µ er friksjonskoeffisienten for glidesjiktet mellom steinen og mørtelen og g er vekten av steinen pr. lengdeenhet som er det samme som G cos α / L som tilnærmet er lik G/L. Dette gir: L1 = L/2(1+(sinα/µ)) som er L/2(sinα/µ) ovenfor midten av steinen, eller ca 0.1L for α= 11 o og µ = 1.0. Tilsvarende blir det ved temperaturfall: L1 = L/2(1-(sinα/µ)) hvor det siste leddet gir en tilsvarende avstand nedenfor midten. Ved en temperatursvingning på +/- ∆t vil da steinen flytte seg nedover differansen mellom disse nullpunktene multiplisert med temperaturutvidelsen. ∆s = (Lsinα/µ) αt∆t Innsatt L = 1 m, α = 11 o, αt = 10x10-6 og ∆t = 20 oC, så gir dette ∆s = 0.05 mm. Altså ikke all verden, men ved mange repetisjoner vil det kunne bli en del.

27

Verre vil det imidlertid bli hvis en tenker seg at steinen bare ligger an langs kantene og glir nede når den utvider seg og oppe når den trekker seg sammen. Teoretisk vil den da kunne ”spasere” nedover med forlengelsen av hele steinen for den aktuelle temperaturøkningen pr. syklus. Det er likevel mest sannsynlig at steinene vil henge fast i magerbetongen et eller annet sted, og derfor bare ligge og bevege seg i forhold til dette punktet. Behovet for fastholding blir størst hvis steinen er holdt i nedkant. Nødvendig fastholdingskraft vil da være G(µcosα+sinα), som med en friksjonskoeffisient på 1.0 gir en kraft på ca 3 kN pr. m2 stein. For å være på den sikre siden, er det likevel valgt å sette inn stoppere i fugene i nedkant av steinene. Disse er laget som enkle stålplater med dimensjon 4x50x80 mm som støpes ca 60 mm ned i betongen. Stopperne er laget av rustfritt stål og plasseres midt i fugene. Kapasiteten til en slik stålplate i denne mørtelen er testet og ble funnet til å være ca 10 kN. Størrelsen på steinene varierer en del, men det er antatt at største opptredende kraft vil være i området 3-5 kN pr meter. Det er derfor anbefalt at det settes ned slike stålplater i en avstand på ca en meter.

28

Pilestredet park – strenge krav til gjenbruk. Hva betyr det for betongen?

Professor Stefan Jacobsen, NTNU Torleif Harrysson, PEAB

1 Innledning Pilestredet park er en ny bydel som siden 1997 har vært under oppføring på det gamle Riks-hospitalsområdet i Oslo. I et eget Miljøoppfølgingsprogram (MOP) som er utarbeidet av Statsbygg og Oslo kommune [1] er det gitt omfattende miljømål for utbyggingen av området, bla at det skal brukes minst 25 vekt-% resirkulerte materialer i bygninger, utvendige dekker, konstruksjoner etc. Gjennomføringen av miljømålene er ”privatisert” ved at det er utbyggerne av de ulike delområdene som i praksis følger opp MOP. I et av delområdene utvikler og oppfører PEAB AS nye boliger i prosjektet Pilestredet Park Utsyn. Den nye konstruksjonen utføres med plasstøpt betong og platendekker. I samarbeide med bla betongleverandøren Unicon og deres materialleverandører arbeides det med å oppnå gjenbruksmålet i MOP. Resirkulerte delmaterialer benyttes i den plasstøpte betongen i praktisk talt hele den ca 16000 tonn tunge betongkonstruk-sjonen for å nå målet i [1]. Selv om det store omfanget av gjenbruksmaterialer i konstruksjonen representerer noe nytt, er ikke gjenbruksmaterialer i betong noe nytt. Både i Norge og inter-nasjonalt er det gjennomført forskning, og standarder og retningslinjer er etablert på dette [2-7]:

• Bindemiddel: dagens standardsement på det norske markedet, Norcem std FA, inneholder 20 vekt-% (resirkulert) flyveaske [8]. Videre er silikastøv et (resirkulert) materiale som, som kjent for de aller fleste i betongbransjen, i mange år har vært i vanlig bruk i betong. Både flyveaske og silikastøv er i dag standardiserte bindemidler for betong [9,10].

• Tilsetningsstoff: lignosulfonat er et industrielt biprodukt på samme måte som flyveaske og silika selv om det vektmessig utgjør svært lite.

• Gjenbruk av blandevann: dette er standardisert og utprøvd [5,11,12] og et viktig bidrag fordi store deler av vannet vil inngå i herdet betongs faststoff og som fysisk bundet vann selv ved lave relative fuktigheter.

• Når det gjelder tilslag finnes mye erfaring internasjonalt og også her i Norge på ulike gjenbruksmaterialer i betong som f.eks glass, glassfiller, knust betong, murverk etc. I tillegg kan tilslag fra fersk betong brukes [11]. Det er utarbeidet regelverk [4] som supplement til konstruksjonsstandarden [13] slik at det er mulig med gjenbruk av betong i konstruktiv betong. I tillegg til Norsk betongforenings arbeid [4] har Kontrollrådet for betongprodukter utarbeidet forslag til sertifiseringsordning for resirkulert tilslag som inkluderer andre materialer enn bare ren betong [14]. I et foreliggende utkast til tillegg til europeisk standard for betongtilslag [15] kan opptil 10 % andre materialer enn betong inngå i resirkulert betongtilslag.

I det etterfølgende presenteres den aktuelle betongkonstruksjonen, utfordringer og muligheter med betongmaterialet og noen videre undersøkelser rundt dette i et pågående forskningsprosjekt i samarbeid mellom PEAB og NTNU. 2 Betongkonstruksjon Pilestredet Park Utsyn består av 138 leiligheter i 6 etasjer med parkering i under- og første etasje og boliger i de øvre etasjene. Hele konstruksjonen veier ca 16000 tonn hvorav rundt 80 % er betong. Figur 1 viser snitt av en del av konstruksjonen.

29

Figur 1 Snitt av Pilestredet Park Utsyn Konstruksjonen er utført med tradisjonelle plasstøpte bærende betongvegger. Dekkene består av (prefabrikkerte) platendekker i alle etasjeskillere. Det brukes både slakkarmerte og forspente platendekker som er hhv 50 og 80 mm tykke. De slakkarmerte dekkene brukes i opp til ca 7 m spenn, mens de spennarmerte brukes i opp til 10 m spenn. Fabrikkblandet betong (med resirkulerte materialer) støpes på disse til en total dekketykkelse på 280 mm. PEAB har god erfaring med produksjon av denne typen konstruksjon fra Marienlyst Park i Oslo før oppstart av Pilestredet Park Utsyn. Det ble derfor besluttet å bruke resirkulerte materialer i den plasstøpte betongen for å nå gjenbruksmålet i MOP [1]. I tidligere erfaringer med betong og gjenbruk i Pilestredet Park er det brukt hulldekker med resirkulert betong [5,16] og stål i bæresystemet. I Pilestredet Utsyn er bærende deler av konst-ruksjonen i all hovedsak utført i betong. Derfor utgjør betong en større andel av konstruksjonens vekt enn i tidligere konstruksjoner i Pilestredet Park. For å oppnå mål om 25 vekt % resirkulerte materialer hadde det enkleste vært å benytte så høy andel resirkulert materiale som mulig i veggene fordi det beregningsmessig ville ha liten betydning sammenlignet med mulige effekter av nedbøyninger i dekker [17]. Imidlertid inneholder dekkene et vesentlig høyere betongvolum enn veggene. For å kunne oppnå gjenbruksmålet for betong alene må derfor utvidede beregningsregler i [4] for betong med høy andel resirkulert betongtilslag benyttes flere steder i dekkene. Ut fra usikkerhet, særlig rundt materialets deformasjonsegenskaper og dermed nedbøyninger, ble det besluttet å begrense andelen resirkulert tilslag vesentlig i betongen i dekkene inntil bedre material-data er etablert. Et forskningsprosjekt er igangsatt [18] for å undersøke dette. 3 Betongmaterialet 3.1 Oppnåelig gjenbruksandel med dagens marked og regelverk Mengden gjenbruksmaterialer i vekt % av betong som er praktisk oppnåelig i dag for kommersiell betong i Norge er bestemt av markedstilgang på de foran nevnte gjenbruksmaterialer samt hva standarder og regler [4, 8-15] tillater. Videre er det en praktisk terskel at beregningsgrunnlaget for en armert betongkonstruksjon ikke endres [4] så lenge andel resirkulert tilslag er lavere enn rundt 15 – 20 % av tilslagsvekten. Tabell 1 viser en enkel oversikt over forventet variasjonsområde for praktisk oppnåelig gjenbruksandel i en ”byggbetong” uten endret prosjektering iht [4] med materialer tilgjengelige i Oslo-området.

30

Tabell 1 Praktisk oppnåelig andel resirkulerte materialer i ”bygg-betong” ved enkleste utnyttelse

av tilgjengelige resirkmaterialer og eksisterende regelverk Delmateriale Typiske mengder

(kg/m3) Mengde resirk (kg/m3)

Vekt-% resirk

Flyveaskesement 300 - 400 60 - 80 20 silikastøv 0 - 20 0 - 20 100 Resirkulert vann 180 - 240* 90 – 128** 100 Lignosulfonat (tørrstoff) 1 1 100 Tilslag 1800 270 – 360*** 15 – 20 Betong Ca 2400 420 - 588 18 - 25 *: v/b = 0,60, **: kjemisk og fysisk bundet vann tilsvarende v/b = 0,30 ***: ikke begrensning, men krever ingen ekstra prosjektering iht [4] Pr i dag er resirkulert tilslag og resirkulert vann minst tilgjengelig og minst innarbeidet slik at gjenbruksandelen i betong i praksis oftest begrenses til bruk av flyveaskesement, silikastøv og lignosulfonat. Det er derfor pr i dag helt klart en utfordring å produsere en betongkonstruksjon med 25 vekt % gjenbruksmaterialer. 3.2 Krav til renhet av betongtilslag Tilslaget utgjør den største vektandelen av betongen og får derfor en del oppmerksomhet. Tabell 2 gir en forenklet oversikt over regelverket for ”forurensninger”, dvs materialer som ikke er betong (tegl, lettklinker, asfalt etc.). Sammenlignet med [4] foreslås i [14, 15] å tillate økt andel av andre materialer enn betong. Tabell 2 Sammenligning av noen krav til resirkulert tilslag (vekt-% hvis ikke annet angitt) Bestanddel Type / Dokument Type II/ [4] Type 1A / [14] RCA1/[15] Betong, stein > 99 > 94 ≥ 90 og murverk (tegl < 5) ≤ 10 asfalt < 1 (tot.ikke-min.) < 5 ≤ 5 Ikke-min. inkl glass < 1 ≤ 0,5 (andre fr mtrl.) Isolasj. mtrl (vol-%) < 0,1 < 0,1 - Organisk mtrl (vol-%) < 0,1 < 0,1 - LW Mtrl (<1000 kg/m3) - - ≤ 0,5 Densitet - ovns tørr - vannm overfl t

> 2000 kg/m3 > 2100 kg/m3

> 2000 kg/m3 > 2100 kg/m3

-

Abs. (m-% ovns tørr) < 10 < 10 - Fra tabell 2 konkluderer vi foreløpig med at Norsk Betongforenings publikasjon er strengest og at den aksepterer lite annet en betong i betong (!). Kontrollrådet for betongprodukter [14] og forslag til tillegg til den europeiske betongtilslagsstandarden [15] tillater økende andel av andre materialer enn betong i betong. Dersom [14, 15] innføres i [4] vil det trolig øke tilgangen på resirkulert tilslag som tillates brukt i betong. 3.3 Materialegenskaper 3.3.1 Betongsammensetning og fersk betong Unicon produserte innledningsvis 4 resepter for Pilestredet Park Utsyn som med resirkulert vann har 20 – 39 vekt-% resirkulert materiale [19]. Etter innledende erfaringer i Pilestredet Park Utsyn utføres PEABs produksjon av betongkonstruksjonen i dag i all hovedsak basert på to betong-resepter fra Unicon, se tabell 3. Disse bruker ikke resirkulert vann.

31

Tabell 3 Betong sammensetning fra UNICON (kg/m3 hvis ikke annet angitt) Delmateriale B30M60

(vegg) B35M40 (dekke)

Norcem std FA 239 402 Norcem Anlegg 97 - Silika støv 10 17 Sand 0-8 977 901 Pukk 8-16 473 515 RCA 8-22 316 308 Tilsetningsstoff 1,68P1+2,2SP2 3,2P1+4,8SP2+1,6L3 Tilsatt vann 182 166 Densitet 2299 2318 Vekt % resirk tilslag (% tot /% > 4 mm) 33 / 55 35 / 51 Silikastøv % betongvekt 0,4 0,7 Flyveaske % betongvekt 2,1 3,5 Resirkulert betongtilslag % ny betong 13,7 13,3 (Resirkulert vann % betong4) (4,4) (5,3) ΣResirkulerte materialer % betong 5 16,3 17,5 Levert fra Unicon okt-04-1.okt 05 2744 m3 987 m3 P1:MBT P Deg, SP2: Glenium 151, L3:Micro air 100 Deg 4: kun forsøk med resirk. vann, 5: vann ikke inkl. Produksjonen med disse reseptene er ikke uten praktiske problemer, bla pga variasjon både i til-slagets absorpsjon og fuktinnhold. Iflg Unicon har absorpsjonen variert mellom 6,5 og 9 % med 8 % som en praktisk verdi, mens fuktinnholdet har variert fra 13 % helt i starten til 6-7 %. I 1 m3 betong er dermed variasjonen i absorpsjon opptil (0,09-0,065)*~300 =7,5 kg mens variasjonen i fuktinnhold er opptil (0,13-0,06)* ~300=21 kg. Dette kan forårsake variasjon i effektiv v/b på opp mot 0,07. Med slike variasjoner er en forutsigbar og stabil konsistens vanskeligere (umulig?) å oppnå sammenlignet med ND betong [20]. På byggeplassen har man kommentert at det har vært større konsistenstap enn med ordinær byggbetong og etterdosering av tilsetningsstoff har vært flittig brukt. Et område som derfor vil undersøkes nærmere er hvordan varierende fuktinnhold i tilslaget påvirker konsistens og –tap og også effekten av ulike typer tilsetningsstoff. 3.3.2 E-modul og volumstabilitet Betongens E-modul, svinn- og krypegenskaper er bestemmende ved beregning av deformasjoner i dekke. Når andelen resirkulert tilslag økes til mer enn ca 20 % av tilslagets vekt (ca 15 % av betongens vekt), noe varierende avhengig av ny betongkvalitet og tilslagets kornstørrelse, brukes beregningsreglene i [4]. Disse er basert på at E-modulen i betong med resirkulert tilslag, Ec RCA, reduseres på samme måte som i lettbetong [13]: Ec RCA = Ec(Dovnstørr RCA betong /2200)2 (1) Her er Ec E-modul i betong uten resirkulert tilslag og Dovnstørr RCA betong er ovnstørr densitet til betong med resirkulert tilslag. I figur 2 er beregnet E-modul sammenlignet med E-modul målt i laboratoriet [21, 22] på betongblandinger med ulike andeler av tilslaget erstattet med resirkulert betong. De norske dataene [21] er basert på den samme produsenten av RCA som Unicon og PEAB nå bruker (BA Gjenvinning).

32

y = 0,9563x + 0,8289R2 = 0,8213

y = 1,1856x - 0,2866R2 = 0,7385

20,0

22,0

24,0

26,0

28,0

30,0

32,0

34,0

20,0 25,0 30,0 35,0

Emålt RCA betong (GPa)

EC (D

ovns

tørr

RC

A b

eton

g/2

200)

2 (GPa

)

NorgeBelgiaLinear (Norge)Linear (Belgia)

Figur 2 Sammenligning av målt og beregnet E-modul i betong med 20 – 100 % av grovt tilslag

(> 11 mm) erstattet med resirkulert betong, data fra Lahus et al og dePauw et al [21,22] Figur 2 viser at E-modul beregnet iht [4, 13] er 0,95 – 1,2; litt lavere enn laboratoriemålingene for de norske dataene mens de belgiske data gir litt for høye beregnede verdier, men her er spred-ningen veldig stor og det er kun tre punkter. Merk at de to forsøksseriene var ulikt utformet ved at den norske serien består av to ulike v/c tall med varierende andeler av det grove tilslaget (> 11mm) byttet ut med resirkulert pukk tilsvarende 8 – 48 % av alt tilslag. I den belgiske serien er ”alt grovt” tilslag, tilsvarende ca 60 % av alt tilslag, byttet ut med ren knust betong i alle de tre seriene. I de norske betongene ble effektivt v/c tall korrigert for 1-times absorpsjon og var konstant lik hhv 0,52 for C45 og 0,60 og C35. I de belgiske betongene var effektiv v/c ikke korrigert slik at densiteten varierer fordi v/c og sementmengde varierer mens andelen RCA var konstant lik 60 %. Densiteten i de norske betongene, derimot, varierer hovedsaklig fordi andel resirkulert tilslag varierer. 3.3.3 Svinn Figur 3 viser svinn etter 1 år for betongene i figur 2 samt etter ½ år på en serie støpt i felt.

0,00050

0,00060

0,00070

0,00080

0,00090

0,00100

0 20 40 60 80m-% resirkulert tilslag av tot tilslag

svin

n

Norge C35 1 år 50 % RFNorge C45 1 år 50 % RFNorge C35 0,5 år (felt)Belgia 1 år 60 % RF

Figur 3 Svinn i betong med resirkulert tilslag, data fra Lahus et al. og dePauw et al [21, 22] Figur 3 viser kun en liten økning i svinn med økt innblanding av betong i betong når vanntil-setning kompenseres for absorpsjonen i tilslaget slik at man sammenligner like effektive v/c (C35 og C45 etter 1 år). Disse betongene sammenligner også proporsjonalt økende volumandeler

33

resirkulert tilslag (med noenlunde like fuktinnhold) i like prøvestykker med lik herding. For de øvrige betonger sammenligner plottet ”epler og pærer” fordi C35 og C45 1 år ble vannlagret i 28 døgn før svinnmålinger i 50 % RF startet [21], den belgiske betongen ble eksponert i 60 % RF allerede etter avforming ved 24 timer [22] mens forbehandlingen for C35 0,5 år er noe uklar. Også prøvestykkenes geometri og volumandel av resirkulert tilslag var forskjellige. De sistnevnte dataene gir dermed kun en indikasjon på i hvilken størrelsesorden man kan forvente seg at svinnet vil være i betongprismer med v/c i størrelsesorden 0,52 – 0,68 med 0 og 60 % RCA og uten kontroll med effektiv v/c. 3.3.4 Kryp Krypmålinger ble foretatt på de belgiske betongene med 0 og 60 % grovt resirkulert betongtilslag ved 1/3 av bruddlast. Tabell 4 nedenfor viser beregnede kryptall ut fra måledata for kryp-, svinn og E-moduler som er gitt i [22]. Tabell 4 Kryptall etter 1 år (ϕ1 år) i betong med og 0 og 60 % grovt resirkulert tilslag beregnet med

måledata fra dePauw et al [22] Sement (kg/m3)

0 % RCA 60 % RCA

350 0,8 1,2 300 SP-stoff 0,8 1,4 300 1,0 1,3 Tabell 4 viser at kryptall øker med 0,3 – 0,5 når alt det grove tilslaget, rundt 60 % av tilslags-vekten, erstattes med resirkulert betong i denne typen betong. Derfor foreslås følgende ca kryptallsberegning for betong med resirkulert tilslag [19] basert på middel av de tre kryptallene i siste kolonne i tabell 4 og lineær interpolering ved lavere innblanding enn 60 % (n: resirkulert tilslag i vekt-% av total tilslagsvekt):

ϕRCA1 år = ϕND1år + n/150, n < 60 (2) (2) kan vurderes grovt ut fra de faktorer som påvirker kryp. I tillegg til tilslagets egenskaper er last og –historie (alder ved pålastning, størrelse etc), v/c og pastavolum, klima og konstruksjonens geometri bestemmende. Beregning iht håndregnemetoden i [23] gir ϕND1år ≈ 1,9 for tilsvarende normalvektsbetong, klima, geometri etc som i forsøkene i [22]. Verdiene i tabell 4 for 0 % RCA er altså litt lave, men den relative endringen i kryp er trolig realistisk; dvs at kryptallet øker med innblanding av RCA. Merk at [4] ikke er i overensstemmelse med disse observasjonene av øket kryp i betong med RCA, noe som kan indikere behov for revisjon av [4]. 3.3.5 Bestandighet, fukt etc I Unicons betongproduksjon er muligheter for alkalireaksjoner parert ved kontroll av totalt alkaliinnhold og bruk av pozzolaner. Betong til dekker er luftinnblandet med tanke på frost. Fukttilstand er en viktig parameter for de fleste betongegenskaper; fersk betong (tilslagets fukttilstand), mekaniske/volum egenskaper (fasthet, E-modul, kryp, svinn), bestandighet mm. I de undersøkelsene som er under oppstart er fuktinnholdet i det porøse tilslaget en viktig variabel og det planlegges en del uttørkingsforsøk i tillegg til undersøkelser av fukttilstandens betydning for ferske og mekaniske egenskaper.

34

4 Oppsummering I Pilestredet Park Utsyn er et mål å produsere en betongkonstruksjon med 25 vekt-% gjenbruks-materialer. Dette er en stor utfordring i dagens marked og fasit for denne konstruksjonen vil foreligge først etter at produksjonen er avsluttet. Beregningsregler for høyere andel resirkulert tilslag er ikke utnyttet i pilestredet pga usikkerhet om materialets langtidsoppførsel samt at man nok har tatt i betraktning de variasjoner som eksisterer i absorpsjon, fuktinnhold etc. Tilsvarende forklaringer kan muligens finnes for gjenbruk av vann hvor det også finnes fullskala erfaring og standardisering [5, 12]. I praksis er derfor i dag vektandel gjenbruksmaterialer i betong beskjeden sammenlignet med Statsbyggs mål i MOP [1] og begrenset til bindemiddel med bruk av flyve-askesement, silika og lignosulfonat tilsetningsstoff. Et viktig spørsmål for betongbransjen videre i denne sammenhengen blir dermed om byggherrer og prosjektutviklere i fremtiden vil ha høy andel gjenbruksmaterialer som mål for nye konstruksjoner og om betong i så fall ønsker å konkurrere i dette markedet. I så fall kan NTNU tilby undervisning og forskning som kan bidra til dette. 5 Referanser

1. Miljøoppfølgingsprogram for Pilestredet park, Statsbygg (1999) 39 p. (Norw.) 2. Karlsson, M. “Materialgjenvinning av betong – erfaringer RIT 2000”, NBdag (1999) 4 s. 3. Mehus J. mfl Bruk av resirkulert tilslag i bygg og anlegg – status 2000 (Resiba prosj.rapp

01/2000, NBI prosjektrapport 287 (2000) 64 s. 4. Norsk betongforening publ.26 Materialgjennvinning av betong og murverk for

betongproduksjon (2003) 11 + 8 s. 5. Linja. A, Helland S.: Pilestredet park – resirkulert materiale i ny produksjon, Norsk

betongdag (2001) 18s. (inkl. kopi fra Betongindustrien 4/2000 s.14-15: Johansen K., Dahl P.A, Injar J.: Hulldekker med resirkulert pukk – unngå spor av tegl)

6. Hansen T.C, Recycling of demolished concrete and masonry, Rilem r6 TC37DRC (1992) 7. Sustainable construction; Use of Recycled Concrete Aggregate (RCA), Thomas Telford,

London ISBN 0 7277 2726 5 (1998) 525 s. 8. www.norcem.no 9. NS-EN 197-1 Sement del 1: Sammensetning, krav etc (2004) 10. NS 3045 Silikastøv for betong (1992) 6 s. 11. NS EN 206-1 Betong del 1 (2001) 90 s. 12. NS-EN 1008 Blandevann for betong, medregnet gjenvunnet vann (Tillegg A) (2002) 15 s. 13. NS 3473 Prosjektering av betongkonstruksjoner (2003) 124 s 14. Kontrollrådet for betongprodukter – forslag deklarasjonsordning res tilsl (2003) 11+3 s. 15. CEN TC 154/SC 2 N 195 E, Rev. forslag tillegg (AMD) til EN 12620 Feb.7 (2005) 15 s. 16. http://www.contiga.no 17. pers komm Helge Seim, Seim & Hultgreen, feb 2005 18. Skattefunnprosjekt Peab-NTNU (2005) 19. Jacobsen S., Harrysson T., Skaattun F., Seim H.; Production of concrete structure with

recycled materials, Proceedings NCR Sandefjord, Norsk Betongforening (2005) 197-199 20. Pers komm O.Jørgensen, F.Skaattun, Unicon sept.2005, J.Wallevik, NTNU, okt.2005 21. Lahus O., Lillestøl B. et al, Bruk av resirkulert tilslag i sementbaserte produkter, Resiba

prosj.rapp 07/2002, NBI prosjektrapport 331 (2002) 60 s. 22. DePauw C. et al., Shrinkage and creep of concrete with recycled materials as coarse

aggregates, ref som [7], s.213-225 23. Herholdt A.D. mfl Betonbogen 2. utg (1985) 731 s.

35

Mikrostruktur reologi – et fremtidig verktøy for sement- og tilsetningsprodusentene

Post doc. Jon Elvar Wallevik, NTNU 1 Innledning I et samarbeidsprosjekt mellom NTNU og Borregaard LignoTech /1/, fikk forfatteren den oppgave å karakterisere effekten av ulike lignosulfonattyper m.h.t. betongens og mørtelens konsistens og konsistenstap. Målinger ble utført som funksjon av tid og ved ulike temperaturer, 5ºC, 23ºC og 38ºC. Mange målinger ble uført og interessante resultater ble oppnådd (se /1/ for videre informasjon). Men når de oppnådde og ofte uforutsigbare resultatene skulle forklares ble ting litt vanskeligere. Den tilgjengelige litteraturen (fagbøker og artikler) var til stor hjelp ved oppklaring av noen av disse spørsmålene, men for å få svar på ytterligere viktige spørsmål strakk litteraturen ikke til. Det ble derfor bestemt å utvikle et nytt forsøksprogram som inkluderte bruken av noe som her er kalt for mikrostruktur reologi /1/ med et håp om å få svar på viktige spørsmål fra det førstnevnte forsøksprogram. Ved et slikt skritt, blir en gitt fysisk variabel den styrende parameteren, en såkalt mikrostruktur parameter /2/. Generelt er den kontrollert av overflate-fysikken mellom sementpartiklene, samt den strømningstilstanden som sementpastaen er påført. Først når man inkluderer en slik parameter inn i materialmodellen kan man klassifisere forsøks-metoden som mikrostruktur reologi. [For å redusere kompleksiteten av dette bestemte forsøksprogram, ble forsøkene utført kun på sementpasta. Men uansett, så kan (de prinsipielle) resultatene vist her også gjelde for sementpastaen i mørtelen og i betongen. Ergo når det er snakk om sementpasta i denne artikkelen, så menes ren sementpasta, sementpasta i mørtel og i betong (hvis ikke noe annet er spesifisert).]

I dag eksisterer det flere teorivarianter av mikrostruktur reologi. De mest lovende teoriene ble prøvd ut men uheldigvis ga alle disse et dårlig samsvar med måleresultater /3/. Dette inkluderer teorien som ble utviklet ved Chuo universitet i Tokyo, Japan, tidlig på 1980–tallet, der forfatterne K. Hattori og K. Izumi /4/ jobbet med å forklare sementpastaens reologiske oppførsel. Det som var interessant med den sistnevnte teorien, var hvor mye den anvendte overflatefysikkens grunnleggende teorier. På denne bakgrunn ble det bestemt å ta utgangspunktet i denne teorien og videreutvikle den på NTNU, og derfor er den kalt for den Modifiserte Hattori–Izumi teorien, eller MHI teorien (brukt heretter). Fra et matematisk synspunkt er denne teorien veldig innviklet og kompleks og en komplett forklaring av den er ikke hensiktsmessig å ta med her. Tvert i mot er målet med denne artikkelen å gi en kortfattet og oversiktlig introduksjon til MHI teorien. Uheldigvis, ved en slik presentasjon, blir mange gode detaljer ikke inkludert. De som er interesserte i slike detaljer og nærmere informasjon om MHI teorien kan se nærmere på følgende referanser: /1/3/5/.

For å holde denne artikkelen kort og mest mulig lesbar blir det heller ikke forklart hvorfor ulike elementer gjelder i MHI teorien eller hvordan en kom til en bestemt konklusjon. Poenget her er å gi en populærvitenskaplig presentasjon av MHI teorien og ergo er det kun vist (grovt) hva som gjelder for den og hvordan den kan hjelpe til med å forklare konsistenstap og tiksotropi, og ergo gi et middel til å analysere interaksjoner mellom ulike plastiserende tilsetningsstoffer og sement typer. En bør også merke at selv om denne teorien har gitt noen viktige forklaringer på betongens reologi, så er den fortsatt i en utviklingsfase og mye arbeid gjenstår. Som tittelen sier er dette tenkt som et fremtidig verktøy og er fortsatt i en evolusjons prosess. 2 Koagulering – den første parameteren

2.1 Koagulering Begrepet ”koagulering” er mye brukt når en forklarer MHI teorien. Det beskriver hendelsen når to (eller flere) sementpartikler kommer i kontakt med hverandre over en tidsperiode; d.v.s. når sementpartikler blir ”limet” sammen og man blir nødt til å utføre arbeid for å separere dem. I denne sammenhengen er det snakk om at sement partiklene blir limet sammen p.g.a. den totale

36

interaksjonsenergien VT som eksistere mellom dem, og ikke p.g.a. at hydratiseringsproduktene C-S-H holder på å danne en struktur som fyller hulrommet mellom sementpartiklene. Det senere tilfellet skjer på og etter avbinding og er ikke et tema her.

Et eksempel på liming på denne måten (d.v.s. med VT) er vist i figur 1. Etter at en oppblåst ballong er gnidd frem og tilbake mot hodet, kan man feste den på veggen; dvs. man kan lime ballongen mot veggen, via den totale interaksjonsenergien VT som eksisterer mellom dem. En kort innføring i den totale interaksjonsenergien VT er gitt i et vedlegg bakerst i dette dokumentet. Av de alle elementene som gjelder i VT, så er det hovedsakelig elektrostatisk attraksjon som er dominerende for figur 1 (det er kun den som kan operere på et slikt makronivå). Når det ikke er brukt plastiserende tilsetingsstoff i betongen, så blir denne sterke kraften høyst relevant, noe som fører fort til en tykkflytende masse ved lavere v/c tall.

Figur 1 Liming av ballongen mot veggen, via den totale interaksjonsenergien VT som eksisterer

mellom dem (ballongen og veggen er koagulert sammen) Midtveis i utviklingen av MHI teorien /1/ ble det klart at man ikke kunne holde seg til kun en type koagulering, som (for eksempel) den originale HI teorien /4/ antok. Et av de tingene som er banebrytende i MHI teorien er at den gir plass til to typer av koaguleringer. Den ene er kalt reversibel koagulering mens den andre er kalt permanent koagulering.

2.2 Reversibel Koagulering Den første typen koagulering er såkalt reversibel koagulering der to koagulerte sement partikler kan bli separert (d.v.s. dispergert) med den arbeidseffekten, eller ”hestekrefter” (e. rate of work) som er tilgjengelig til sementpastaen. I tilfellet vist i figur 1 kan man si at ballongen og veggen er reversibelt koagulert sammen, siden det er så lett å separere dem. [I dette tilfellet kommer arbeids-effekten fra hendene som brukes til å separere ballongen fra veggen. I en reologisk måling er arbeids-effekten blitt tilgjengelig fra motoren til måleutstyret (d.v.s. til viskometeret). For flytende betong i en forskaling er det blant annet tyngdekraften som gir arbeidseffekten, samt manuelt arbeid og effekter fra diverse komprimeringsutstyr på byggeplass.]

2.3 Permanent Koagulering Den andre typen av koagulering er kalt permanent koagulering. For denne typen kan to koagulerte sement partiklene ikke bli separert (d.v.s. dispergert) igjen med den arbeidseffekten som er tilgjengelig. D.v.s. sementpartiklene kommer alltid til å være limet sammen.

Permanent koagulering er noe som vi erfarer ofte i gjennom livet. Når en blør som vist i figur 2 begynner blodcellene straks å koagulere permanent der selve blødningen skjer. Denne permanente koaguleringen er mer kjent som blod-størkning, eller størkning, og hindrer videre blødning. [Oppgaven til blodtynnende medisiner (e. blood-thinning medicines) er å hindre koagulering og på denne måten opperettholde størst mulig avstand mellom blodcellene (et "plastiserende tilsetningsstoff"). Dette fører til redusert interaksjon mellom dem (d.v.s. redusert antall kollisjoner per tidsenhet) som gjør at blodet i sin helhet blir mindre tyktflytende, uten at antall blodceller er redusert (d.v.s. samme "v/c-tall" er opprettholdt). Ved bruk av slike medisiner vil det bli vanskelig å etablere en permanent koagulering, noe som fører til mer blødning når et sår forekommer.]

37

Figur 2 Når en blør begynner blodcellene å koagulere permanent der selve blødningen skjer

Figur 3 illustrerer både reversibel– og permanent koagulering. De sorte partiklene representerer permanent koagulerte sementpartikler, mens de hvite representerer reversibelt koagulerte sementpartikler. Grå partikler representerer frie (ikke koagulerte) sementpartikler. [Degraderingen av plastiserende tilsetningsstoff skjer ikke likedannet for hvert enkelt polymer over tid (d.v.s. ikke helt likt for hvert eneste plastiserende polymer i betongen). X prosent av tilsetningsstoffet som er blitt blandet inn blir degradert tidligere, mens Y prosent holder sin effekt lenger. Dette fører til at noen sementpartikler blir permanent koagulert (X) mens andre blir kun reversible koagulert (Y). Etter som tiden går blir flere og flere polymere i betongen ødelagt p.g.a. den harde omgivelsen (høy pH, vekst av C-S-H, mekaniske kollisjoner mellom sementpartikler og så videre), noe som fører til at flere og flere sementpartikler blir permanent koagulert.] 3 Overflateruhet – den andre parameteren

3.1 Friksjon mellom sementpartiklene Straks etter vanntilsetning (før induksjonsperioden) får sementpartiklene et lag med hydratasjonsprodukter; ettringitt (AFt) og C-S-H (av type E) /6/7/8/. Disse fortsetter å dannes på overflaten i induksjonsperioden men i en veldig lav hastighet /6/7/8/. Det som er viktig i denne sammenhengen er at kort etter vanntilsetning får sementpartiklene en bestemt ruhet som øker friksjonen mellom dem. Hydratiseringsprosessen fører også til noe redusert fritt vann mellom sementpartiklene som i seg selv øker interaksjonen ytterligere. Disse to bidragene resulterer i en stivere konsistens av sementpastaen. I MHI teorien er effekten av økt overflateruhet og redusert fritt vann formulert gjennom bestemte friksjonsparametre.

4 Konsistenstap og tiksotropi – MHI teorien

Figur 3 viser hvordan konsistenstap og tiksotropi blir til i følge MHI teorien. Som nevnt tidligere, så representerer de sorte partiklene permanent koagulerte sementpartikler, mens de hvite representerer reversibelt koagulerte sementpartikler. Grå partikler representerer frie (ikke koagulerte) sementpartikler.

38

Figur 3 Konsistenstap og tiksotropi iht. MHI teorien. Sorte partikler representerer permanent koagulerte

sementpartikler, mens de hvite representerer reversibel koagulering. Grå partikler representerer frie (ikke koagulerte) sementpartikler. Merk at de sorte partiklene blir ikke dispergert fra hverandre fordi de er permanent koagulert. Det er kun de hvite partiklene som kan dispergeres ved omrøring. Personfigurene er i fra /9/.

39

I forhold til MHI teorien er konsistenstap tolket som økt mengde av permanent koagulerte sement-partikler, økt overflateruhet og redusert fritt vann, mens tiksotropisk oppførsel er tolket som reversibel koagulering og dispergering av sementpartiklene. Figur 3 viser at ettersom flere og flere sementpartikler blir koagulert (uansett om det er snakk om permanent- eller reversibel. Koagu-lering), så oppfører massen seg mer og mer som et stivt materiale. Det samme skjer når overflate-ruhet på sementpartiklene øker og mengde fritt vann reduseres. Ved bruk av grunnleggende mekanikk kan man vise at koagulering, overflateruhet og redusert fritt vann gjør massen mer tyktflytende. Men en slik beregning er komplisert og utenfor vårt formål her. De som er interes-serte i slik beregning kan henvende seg til /1/ pp.21-26 ("Shear viscosity of cement particle suspension").

Skjærspenningen (d.v.s. materialmodellen) er vist i figur 4. Denne ligningen er en av kjernene i MHI teorien og er brukt i den numeriske simuleringen som blir sammenligning med måledata. De to variablene µ og oτ er velkjente plastisk viskositet og flyteskjærspenning. En av de tingene som er banebrytende i MHI teorien er introduksjonen av såkalt tiksotropisk plastisk viskositet µ~ og tiksotropisk flyteskjærspenning o

~τ . Variabelen yτ = oτ + o~τ er kalt statisk flyteskjærspenning og

beskriver den skjærspenningen τ som trengs til for å få start på flyten. Den er også ansvarlig for å stoppe flyt. µ + µ~ beskriver den økte skjærspenningen τ som trengs for å øke deformasjonshastigheten γ& (d.v.s. skjærhastigheten).

Figur 4 Skjærspenningsligningen (d.v.s. materialmodellen) i MHI teorien. Som før representerer

de sorte partiklene permanent koagulerte sementpartikler, mens de hvite partiklene er reversibelt koagulerte sementpartikler. Til høyre er vist deformasjon av et lite element av betong i fersk fase.

Som vist i figur 4 er µ og oτ relatert til antall permanent koagulerte sementpartikler, mens µ~ og

o~τ er relatert til antall reversibelt koagulerte sementpartikler. I MHI teorien er alle disse fire parametrene også påvirket av overflateruhet og reduksjon i fritt vann.

5 Sammenligning av MHI teorien med måleresultater

Det som er beskrevet i denne delen er den forsøksprosedyren brukt i MHI prosjektet. En bør merke seg at dette er en veldig kortfattet versjon. Videre er kun et eksperimentalt resultat vist fra dette prosjektet. De som er interessert i videre og mer detaljert informasjon om dette temaet kan henvende seg til følgende referanser: /1/3/5/.

Sentralt i MHI prosjektet er sammenligning av måledata med teori. Å komme med nye ideer om reologi er relativt enkelt, men å verifisere og sammenligne disse ideene med måledata er en tung prosess. Dette skyldes særlig at numerisk simulering blir nødvendig fordi bevegelsesligningen er for kompleks til å løses med papir og blyant.

Forsøkene ble utført på sementpasta blandet med ulike typer plastiserende tilsetningsstoffer. Selve måleinstrumentet som ble brukt er et viskometer kalt ConTec Viscometer 4 og er vist i figur 5. Som vist består viskometeret av en roterende bøtte (med sementpasta) og en sylinder som er inn i bøtta. Denne sylinderen måler torsjon som funksjon av tid ved forskjellige rotasjonshastigheter av bøtta. En slik måling gir et ”fingeravtrykk” av sementpastaens reologiske oppførsel.

40

Et eksempel på et måleresultat er vist til høyre i figur 5. Rotasjonshastigheten av bøtta (e. angular velocity) og målt torsjon (e. torque) er vist i denne figuren. Den målte torsjonen ("Experimental Result") er deretter sammenlignet med den kalkulerte torsjonen fra numeriske simulering ("Numerical Simulation"). Som vist kan MHI teorien simulere den målte torsjonsprofilen ganske bra. Andre resultater, som ikke er vist her (men finnes i /1/), demonstrerer både bedre og dårligere numeriske simuleringer av eksperimentene enn hva figur 5 viser. De dårligere resultatene viser at MHI teorien ikke er feilfri og at videre arbeid med den er nødvendig. Men uansett, sammenligner man MHI teorien med andre teorier i litteraturen, kommer MHI mye bedre ut /3/ og denne teorien er definitivt et skritt i riktig retning.

Figur 5 Til venstre vises måleutstyret brukt i NTNUs laboratorium (M-lab). I midten vises hastighetsprofilen av sementpastaen i måleutstyret (fra numerisk simulering). Til høyre vises målt torsjon, simulert torsjon (MHI) og rotasjonshastigheten til bøtta i visko-meteret. Som vist til høyre er hver enkel måling på 50 sekunder.

6 Sammendrag Banebrytende i MHI teorien er introduksjonen av to typer koaguleringer. Disse er blant annet brukt for å forklare konsistenstap og tiksotropi. I denne sammenhengen har det blitt introdusert noe som er kalt for tiksotropisk plastisk viskositet µ~ og tiksotropisk flyteskjærspenning o

~τ . I tillegg til dette er andre viktige ideer blitt introdusert i MHI teorien. Disse er imidlertid vanskelige å forklare i en populærvitenskaplig presentasjon.

Å komme med nye ideer som forklarer reologisk oppførsel er, som nevnt ovenfor, relativt enkelt. Det som er sentralt i MHI teorien er at ideene som presenteres faktisk er brukt i materialmodellen, og at de numeriske modellene som er utviklet og simulert deretter er sammenlignet med måledata for verifisering.

Det som er kanskje det viktigste utbyttet fra MHI prosjektet, per i dag, er at den gir utvidet forståelse av konsistenstap og tiksotropi. Igjen gir dette et bedre forklaringsgrunnlag for noen av de spørsmålene som man hadde med resultatene fra betong/mørtel prosjektet nevnt på første side. På denne måten, så gir den en bedre forståelse av interaksjonen mellom ulike lignosulfonattyper og den bestemte sementen som ble brukt. Som slikt, så kan MHI teorien bli et brukbart verktøy for sement- og tilsetningsstoffprodusentene i fremtiden når de trenger svar på viktige spørsmål om utforutsigbare interaksjonsproblemer mellom sement og plastiserende tilsetningsstoffer. Mye arbeid gjenstår imidlertid for MHI teorien som er nu i en ny utviklingsfase på NTNU, kalt for MHI-2.

41

7 Referanser

/1/ Wallevik, J. E. (2003); Rheology of Particle Suspensions - Fresh Concrete, Mortar and Cement Paste with Various Types of Lignosulfonates (Ph.D.-thesis); Department of Structural Engineering, The Norwegian University of Science and Technology, ISBN 82-471-5566-4, ISSN 0809-103X. Kan lastes ned fra: http://www.diva-portal.org/ntnu/theses/abstract.xsql?dbid=319

/2/ H. A. Barnes, Thixotropy - a review, J. Non-Newtonian Fluid Mech., 70 (1997) 1.

/3/ Wallevik, J. E. (2004); Microstructure-Rheology: Thixotropy and Workability Loss; Nordic Concrete Research, Publication No. 31, The Nordic Concrete Federation 1/2004, Norsk Betongforening, Oslo, Norway, ISBN 82-91341-82-6.

/4/ K. Hattori and K. Izumi. A new viscosity equation for non-newtonian suspensions and its application. In P. F. G. Banfill, editor, Rheology of Fresh Cement and Concrete. Proceedings of the International Conference Organized by The British Society Of Rheology, University of Liverpool, March 16-29 1990, London, Great Britain, 1991. E & FN Spon.

/5/ Wallevik, J. E. (2003); Computational Rheology; Thixotropic Explorations of Cement Pastes; An Introduction. Proceedings of the 3rd International RILEM Symposium on Self-Compacting Concrete. RILEM Publications S.A.R.L, ISBN 2-912143-42-X.

/6/ E.M. Gartner, J. F. Young, D. A. Damidot, and I. Jawed. Hydration of portland cement. In J. Bensted and P. Barnes, editors, Structure and Performance of Cements. Spon Press, London, Great Britain, 2nd edition, 2002.

/7/ I. Odler. Hydration, setting and hardening of portland cement. In P.C. Hewlett, editor, Lea’s Chemistry of Cement and Concrete. Arnold (a member of the Hodder Headline Group), Great Britain, 1998.

/8/ J. F. Young. Hydration of portland cement. In D. M. Roy, editor, Instructional Modules in Cement Science. Pennsylvania State University, Pennsylvania, USA, 1985.

/9/ Reklame fra Sika Norge AS: ”På jakt etter effektiv og miljøvennlig gulvstøp?”, BETONG INDUSTRIEN, Nr. 2, Årgang 30, 25. juni, 1998, Side 7. Vedlegg: Den Totale Interaksjonsenergien VT Den totale interaksjonsenergien mellom sement partiklene VT = VA + VR + VR

a + VS består generelt av følgende 4 bidrag:

1. van der Waals attraksjon (VA) ⇒ En slags elektrostatisk tiltrekning mellom uladede partikler (ikke lett å forklare med et vanlig språk og ergo ikke prøvd her).

2. Elektrostatisk repulsjon (VR) ⇒ Dersom plastiserende tilsetningsstoff er brukt i betongen så adsorberes disse på sementpartikkelens overflate. Siden det plastiserende tilsetningsstoffet er negativt ladet fører dette til en elektrostatisk repulsjon mellom sementpartiklene.

3. Elektrostatisk attraksjon (VRa) ⇒ Hvis plastiserende tilsetningsstoff ikke blir brukt er denne effekten relevant. På sementpartikkelens

overflate er det både positive og negative ladninger [a]. Mellom to sementpartikler, kan disse vendes mot hverandre, noe som fører til elektrostatisk attraksjon.

Her må også huskes at ettringitt nålene er positivt ladet og at de setter seg på C3A og C4AF overflaten av sementpartikkelen [b]. Elektrostatisk attraksjon er en sterk kraft. Hvis man for eksempel tar en oppblåst ballong og gnir den mot hodet kan man sette den mot veggen; dvs. man ”limer” ballongen mot veggen, via elektrostatisk attraksjon. van der Waals attraksjonen er for svak til å utføre slikt arbeid på et slikt makronivå.

4. Sterisk blokkering (VS) (e. steric hindrance) ⇒ P.g.a. tiletningsstoffets molekylstørrelse kan de hindre sementpartikler i å komme i direkte kontakt med hverandre. Dvs. det adsorberte lag av polymerer lager en sterisk barriere mot nærkontakt og på denne måten forhindres koagulering [c]. P.g.a. deres størrelse (stor molekylær vekt) har den nye generasjon av plastiserende tiletningsstoff (co-polymerer) stor sterisk effekt.

NB! For mer informasjon om VT, VA, VR og VS se /1/ pp.39-45. Parameteren VRa er diskutert i samme referanse p.131.

[a] H. F.W. Taylor. Cement Chemistry. Thomas Telford Publishing, Great Britain, 2nd edition, 1997. [b] H. Justnes. Interaction of lignosulphonates with setting and early hydration of portland cement. In Borregaard Symposium on Retardation, Løkken, Norway, 2000. [c] G. H. Tattersall and P. F. G. Banfill. The Rheology of Fresh Concrete. Pitman Books Limited, Great Britain, 1983.

42

Selvutslettende betongankre Sjefsforsker Harald Justnes, SINTEF

Forsker Kåre Johansen, SINTEF Innledning SINTEF ble i juli 2003 kontaktet av Spenncon med forespørsel om vi kunne formulere en betong som ville gå i oppløsning etter noen måneder i sjøvann. Bakgrunnen var leveranse av betongankre til firmaet Electromagnetic Geoservices AS (EMGS). EMGS er spesialister i å undersøke hav-bunnen med elektromagnetiske bølger for å finne olje- og gassforekomster. Dette gjøres blant annet ved at detektorer spres utover havbunnen, etterfulgt av et skip som sender ut elektro-magnetiske pulser mens det passerer. Detektorene med flottører er festen til plater (ankre) av betong som skal sikre at de synker på en stabil måte og at de ligger støtt på havbunnen. Når undersøkelsene er ferdige, sendes et signal som løser ut detektorene. De flyter til overflaten ved hjelp av flottøren og kan gjenbrukes. Betongankrene blir liggende igjen og vil da være et fremmedlegeme som kan skape problemer ved eventuelt senere trålerfiske etc. Det var derfor ønskelig å finne et anker som ville løses opp etter en viss tid. I tillegg ville det sikre at det kostbare detektorutstyret ville komme til overflaten før eller senere hvis utløsermekanismen skulle feile. Mål Hovedmålsettingen var å utvikle en betong som ville ha tilstrekkelig fasthet til å funksjonere som anker, og som etter begrenset tid i kontakt med vann (fortrinnsvis kun sjøvann) ville falle fra hverandre av seg selv. Med andre ord, en selvutslettende betong. Bestanddelene i denne betongen måtte i tillegg ikke utgjøre noen fare for miljøet (f eks marint liv). Prinsippet for selvutslettende betong Det hydrauliske bindemidlet i betong basert på portlandsement er amorft kalsiumsilikathydrat (såkalt CSH-gel) med ca 25 % krystallinsk kalsiumhydroksid innstøpt, i tillegg til en del mindre forekommende mineraler. Hvis tilstrekkelig mengder kalsiumkarbonat settes til en slik betong (f eks som filler) så er det kjent at den vil bli sterkt nedbrutt ved sulfatangrep ved lavere temperaturer (< 15°C), selv om en SR sement ble brukt. Bindemidlet vil faktisk smuldre opp ettersom CSH-gelen omdannes til thaumasitt; Ca3Si(OH)6(CO3)(SO4)⋅12H2O, som ikke har noen bindende evne. Tre komponenter trengs for å danne thaumasitt i praksis;

1) kalsiumsilikat (tas fra sementen bindemiddel) 2) kalsiumkarbonat (f eks tilsats av kalksteinsfiller) 3) sulfat (vanligvis inntrengt fra omgivelsene)

Dette gjorde at man kunne lage to konsepter for selvutslettende betong basert på dannelse av thaumasitt:

1) Betongresepter med tilstrekkelig høy mengde kalksteinsmel og høyt v/c-tall for å gi en rask inntrengning av sulfater fra f eks sjøvann (inneholder 2,65 g sulfat per liter). En slik betong ville være stabil ved både tørr og våt lagring. Nedbrytningshastigheten i sjøvann ville være avhengig av porøsitet, som dermed kunne reguleres ved å justere v/c-tallet. En slik betong ville brytes ned fra overflaten og innover.

43

2) Betongresepter med tilstrekkelige mengder kalksteinsmel og kalsiumsulfat i form av enten

anhydritt, hemihydrat eller gips. Anhydritt ville sannsynligvis være best for støpelighet, spesielt hvis den var ”dødbrent” for forsinket reaktivitet. En slik betong ville være lagringsstabil under tørre forhold, mens nedbrytningsprosessen ville starte i kontakt med vann (ikke bare sjøvann). Nebrytningsprosessen vil i dette tilfellet være jevn over hele betongens tverrsnitt.

Betongresepter Begge de nevnte konseptene ble testet. Det ble valgt industrisement, kalksteinsmel og anhydritt. Når både kalksteinsmel og anhydritt ble brukt var forholdet likt det støkiometriske for thaumasitt (dvs molart forhold karbonat/sulfat = 1/1). Plastiserende stoffer ble ikke brukt da de ikke finnes i sjøvann fra før, mens de andre uorganiske komponentene i en eller annen form allerede finnes i havet. Thaumasitt er dessuten et naturlig forekommende mineral. Dermed var miljøaspektet ansett for å være oppfylt. Reseptene er gjengitt i tabell 1. Blanding 1 er referanse og den resept som var i bruk for produksjon av betongankrene. Tabell 1 Betongresepter samt egenskaper for fersk betong Betongblanding Nr. 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Industrisement 400 334 277 286 212 250 170 223 143 Kalksteinsmel 0 67 55 114 85 150 102 179 114 Anhydritt 0 0 70 0 107 0 129 0 144 Årdal sand 0-8 mm 856 861 866 865 870 863 863 867 862 Frøseth sand 0-4 mm 39 39 38 38 38 38 38 38 38 Verdalskalk 8-16 mm 856 861 861 860 865 858 858 862 857 K

g pe

r m3 b

eton

g

Fritt vann 219 211 208 209 201 208 208 204 207

Vann/bindemiddel 0,55 0,63 0,75 0,73 0,95 0,84 1,22 0,92 1,45 Synk sats 1, mm 195 180 200 190 190 190 210 200 210 Synk sats 2, mm 205 190 200 200 200 190 210 200 210 Luft sats 1, (%) 1,2 1,3 1,2 1,2 1,4 1,3 1,0 1,3 0,9 Luft sats 2, (%) 1,2 1,2 1,3 1,3 1,3 1,2 0,9 1,3 0,9 Densitet sats 1 (kg/m3) 2370 2370 2375 2375 2375 2365 2365 2370 2370Densitet sats 2 (kg/m3) 2365 2375 2375 2370 2380 2370 2370 2375 2360

Betongene ble vannlagret i 7 døgn ved 20°C før de ble lagret i enten:

1) ferskvann ved 20°C 2) sirkulerende sjøvann ved 5-9°C, eller 3) 5x konsentrert sjøvann (kunstig fremstilt) ved 5°C

Betongens fasthet etter lagring i vann ved 20°C viste seg stort sett å være bestemt av v/c og uavhengig om de inneholdt kalksteinsmel og anhydritt. Fasthetsutviklingen ved lagring i sjøvann ved 5-9°C for betong med kun kalksteinsmel (resept 1, 2, 4, 6 og 8) er vist i figur 1, mens fasthetsutviklingen for betong tilsatt anhydritt i tillegg (resept 1, 3, 5, 7 og 9) er vist i figur 2. Merk at betongen er lagret i ferskvann ved 20°C de første 7 døgn.

44

05

1015202530354045

5055

0 20 40 60 80 100 120 140

Days in sea water (8 oC)

Com

pres

sive

str

engt

h

0% LS

20% LS

40% LS

60% LS

80% LS

7 days infresh water

Figur 1 Utvikling av trykkfasthet (MPa) for betong tilsatt kun kalksteinsmel som funksjon av

lagringstid i sjøvann ved 5-9°C

Figur 2 Utvikling av trykkfasthet (MPa) for betong tilsatt kalksteinsmel og anhydritt som

funksjon av lagringstid i sjøvann ved 5-9°C

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360

Days in sea water (8 oC)

Com

pres

sive

str

engt

h, M

Pa 0% LS

20% LS

40% LS

60% LS

80% LS

7 days infresh water

45

Figur 3 viser betongterningenes tilstand etter 5 måneders lagring i sjøvann ved 5-9°C. Prøvene som var iblandet anhydritt fikk like stor grad av nedbryting av 5x konsentrert, kunstig sjøvann ved 5°C.

Figur 3 Tilstand til betongterninger fra ulike resepter (blandingsnummer angitt) etter 5 måneder

lagring i kar med sirkulerende sjøvann som holder 5-9°C Nedbrytning den første måneden måtte unngås siden dette var antatt bruksperiode. Reduksjon av trykkfasthet var imidlertid mindre enn 10 % for alle betongblandinger i denne perioden. Nedbryt-ningshastigheten for blandinger med kun kalksteinsmel (se figur 1 og blanding 1, 2, 4, 6 og 8 i figur 3) var imidlertid for langsom. Blandingene (nr. 3, 5, 7 og 9) med kalksteinsmel og anhydritt viste imidlertid et sterkt fall i fasthet etter 1-2 måneder. I figur 3 ser en at de med høyest dosering (miks 7 og 9) har falt helt i grus. Blanding 5 viser også sterke tegn til nedbrytning og endringer i overflaten kan også sees for miks 3 i figur 3. Det ble senere laget til 10 betongplater (900⋅900⋅90 mm) basert på resept 5. Disse ble lagret hen-holdsvis inne og ute for å se om de tålte utendørs lagring ettersom fukt i teorien er tilstrekkelig til å starte nedbrytningsprosessen. Platene ble testet ved nedbøyning til brudd etter 3 uker, 4 måneder og 6 måneder. Bruddlasten etter 6 måneder var lik for plater lagret inne og ute. Oppdragsgiver mente da at prosjektet var så vellykket at prinsippet for ”selvutslettende ankre” er søkt patentert (GB application no. 0422426.7: ”Controlled Deterioration of Non-reinforced Concrete Anchors”, Date of filing October 8th, 2004). Konklusjon Utviklingen av en betong som beholder tilstrekkelig fasthet i 2 måneder for å kunne brukes som midlertidig anker i sjøvann for deretter å falle i grus var vellykket. Nedbrytningen er basert på omdanning av bindemidlets CSH-gel til thaumasitt som beskrevet i konsept 2. Den best egnede resepten ble vurdert til å være 40 % kalksteinsmel og 52 % anhydritt i forhold til sementvekt (210 kg/m3) og v/c = 0,93. Betongen tåler utendørs lagring i minst 6 måneder uten fasthetstap.

12 3

45 6 7 9

8

46

Eksport av norsk betongteknologi innen olje- og gass-bransjen

Dr.ing. Kjell Tore Fosså, Aker Kværner Engineering & Technology Introduksjon Det er observert en gradvis økende interesse de senere år for offshore konstruksjoner av betong og da primært utenlands. De første betongplattformene etter en lengre pause for Aker Kværner ble Lun-A og Pa-B til Sakhalin fase 2. Byggingen ble startet opp i Russland i begynnelsen av 2004 og ferdigstilt allerede etter 16 måneder, noe som er helt enestående. Nå er en ny GBS under bygging i Spania - Adriatic LNG som ble startet sommeren 2005. Og flere andre betongprosjekt er under planlegging for plassering rundt omkring i verden. Under planlegging og designfasen for denne type prosjekt så blir blant annet NS3473 benyttet samt erfaringstall fra tidligere prosjekt. Dette innebærer at egenskapene til både betong og armering er i utgangspunktet forutsatt til å være i henhold til norske standard og ”norske forhold”. Men, i tillegg så må også konstruksjonen tilfredsstille det lokale lovverk. Eventuelle konflikter mellom standarder og lokale byggingslover må utredes og avklares. Lokale forhold og standarder Denne type konstruksjoner består ofte av høyfast betong med høy armeringstetthet som er basert på forutsetninger og valg som er foretatt under designprosessen. Som et utgangspunkt så er det ønskelig å benytte mest mulig lokale materialer som tilslag, sement og armering. Lokale standarder i andre land er ofte forskjellige fra norske standarder. Selv om det etter hvert er innført felles EU-standarder i Europa så henger fremdeles ofte prøvingsmetoder og utstyr igjen fra gamle lokale standarder. Og dette er absolutt et problem siden det kan være svært vanskelig å evaluere resultat fra prøving når forutsetningene i henhold til NS3473 ikke er helt lik. Dette problemet er enda større utenfor Europa og må tas til følge når prøvingsmetoder og utstyr spesifiseres. Material og betongegenskaper Før oppstart av et prosjekt så må det lokale markedet for betong materialer og armering studeres. Basert på dette velges det ut en del potensielle materialer som sendes til et laboratorium for nærmere undersøkelse. I denne undersøkelsen vurderes både materialenes og betongs egenskaper i henhold til spesifiserte standarder. Materialer som gir f. eks betongegenskaper utenfor hva som er spesifisert vil ikke bli vurdert i videre undersøkelser. Sentrale kriterier for betongen er egenvekt, mekaniske egenskaper, bestandighet samt støpelighet. På de overnevnte prosjekt er denne prøvingen gjennomført av SINTEF Betong hovedsakelig fordi de er kjent med de aktuelle prøvingsmetoder som vanligvis er beskrevet. Sakhalin To GBSer er bygd til Sakhalin fase 2. Armeringen og betongmaterialene med unntak av til-setningsstoffene er levert av lokale leverandører. Betongklassen er B55 med armering i hht både prEN10080 (Grade B500C), GOST 5781 og NS3576. Resultatet fra material og betongprøvingen viser at egenskapene som ble oppnådd er helt i tråd med forutsetningen i hht til standard og spesifikasjonen.

47

Totalt 63 000 m3 betong ble produsert til sammen i løpet av den 16 måneder lange bygge-perioden. Erfaringene som er oppsummert i ettertid konkluderer at Russiske sement, silika og tilslag kan absolutt benyttes til denne type byggeprosjekt. Men en vurdering i forkant og også oppfølging av leveringsdyktighet og kvalitetssikring er absolutt nødvendig.

Figur 1 Lun-A and Pa-B in dry dock Adriatic LNG terminal (ALT) ALT-prosjektet er en mottaksterminal for flytende nedkjølt gass (såkalt LNG) og GBS delen av denne konstruksjonen er nå under bygging i Spania. Lagerkapasiteten av gass er 250.000 m3 og prosjektet er planlagt til å bli ferdigstilt og installert i 2008. Den totale betongmengden i GBSen er omtrent 90.000 m3. Som en del av prøvingsopplegget ble et større program igangsatt for å identifisere egenskaper i tilslag og sement tilgjengelig lokalt. Resultatet viser at designparametrene i hovedsak ligger innenfor forutsetningene for bruk i NS 3473, men enkelte parametere er verifisert nærmere på grunn av forskjellige prøvingsmetoder mellom Norge og Spania. Denne prøvingen ble gjennomført i samarbeid med SINTEF.

48

Elektrokjemi og armeringskorrosjon – nasjonalt og internasjonalt

Professor Øystein Vennesland, NTNU

1 Innledning Armeringskorrosjon er et tema som har vært framme på Norsk Betongdag / Informasjonsdagen flere ganger – senest i 2003 – da Jan-Magnus Østvik spurte om ”Er armeringskorrosjon er helårsfenomen?” Svaret var ja, selv om aktiviteten er betydelig mindre om vinteren. To år tidligere ble vi fortalt om forskjellige måter for å måle korrosjonshastigheter. At armeringskorrosjon er en elektrokjemisk prosess er det ingen tvil om og vi bruker en rekke elektrokjemiske prinsipper og metoder for å undersøke diverse parametere og vi bruker elektrokjemien for å vurdere tilstanden av armerte betongkonstruksjoner og – ikke minst – vi tar i bruk elektrokjemien for å vedlikeholde og / eller reparere armerte betongkonstruksjoner der armeringskorrosjon er hovedårsaken til reparasjonsbehovet. I dette innlegget skal vi kort gjennomgå status for situasjonen i Norge mhp undersøkelser, tilstandanalyse og reparasjonsmetoder. Når det gjelder den internasjonale status vil dette innlegget konsentrere seg om det arbeidet som foregår i RILEM og i COST (og som foredragsholderen er kjent med). 2 Undersøke forskjellige faktorer 2.1 Generelt De faktorer vi den senere tid har undersøkt ved Institutt for konstruksjonsteknikk er:

• Effekt av inhibitorer • Rustfri armering • Måling av korrosjonshastighet • Elektrokjemiske reparasjonsmetoder

- Katodisk beskyttelse - Kloriduttrekk - Realkalisering

2.2 Undersøkelsesmetoder Effekt av inhibitorer Potensialmåling Måling av galvanisk strøm mellom armering og en katode på overflaten Måling av motstand Rustfri armering Potensialmåling Måling av galvanisk strøm mellom armering i kloridholdig betong og armering i kloridfri betong Måling av korrosjonshastighet Måling av oksygenreduksjon Måling av galvanisk strøm

49

Katodisk beskyttelse Måling av strøm til anoden Depolarisering av katoden Kloriduttrekk og Realkalisering Måling av strøm til anoden Potensialmåling 4 Tilstandsanalyse (i Norge) Potensialmåling (EKP) dominerer fremfor måling av korrosjonshastighet og vil sannsynligvis gjøre det i overskuelig fremtid. Måling av motstand for å finne korrosjonsområder er blitt tatt i bruk. Enkelte metoder for overvåking – måling av galvanisk strøm med innstøpte sonder – er sporadisk tatt i bruk. Her anses potensialet for å være stort. 5 Reparasjonsmetoder (i Norge) Det er i stor utstrekning tatt i bruk elektrokjemiske metoder, spesielt katodisk beskyttelse og realkalisering. Sannsynligvis har vi verdens største tetthet (konstruksjoner per hode) når det gjelder bruk av elektrokjemiske metoder. 6 Status internasjonalt 6.1 RILEM Det er nettopp avsluttet et RILEM-prosjekt om bruk av elektrokjemiske metoder for å undersøke armerte betongkonstruksjoner. I dette prosjektet er det (eller blir det) utarbeidet retningslinjer for:

• Potensialmåling (ferdig) • Motstandsmåling (ferdig) • Måling av korrosjonshastighet (ferdig) • Overvåking med innstøpte sonder (i trykken)

6.2 COST Det er nettopp avsluttet et COST-prosjekt: COST 521 ”Corrosion of Steel in Reinforced Concrete Structures” der målsetningen var å undersøke de forhold som er tema for dette foredraget. Det foreligger en sluttrapport som er tilgjengelig fra COST-kontoret i EU. Det er også nylig startet et nytt prosjekt: COST 534 ”New Materials and Systems for Prestressed Concrete Structures”. I dette hovedprosjektet arbeides det i fem undergrupper:

• Nye materialer • Nye metoder • Akustisk emisjon og magnetisk resonans • Elektrokjemiske reparasjonsmetoder • Bestandighet og levetid

Målet for dette prosjektet er å øke kunnskapen omkring bestandighet av eksisterende og nye forspente betongkonstruksjoner for å øke levetiden, minimalisere kostnadene ved overvåking og reparasjoner og å øke sikkerheten for konstruksjonene.

50

Utvikling av kloridbestandig betong – 10 års felt-eksponering

Dr.ing. Claus Kenneth Larsen, Statens vegvesen / NTNU

Innledning Det er hevet over enhver tvil at de største problemene og utfordringene knyttet til bestandighet av armerte betongkonstruksjoner i marint miljø er kloridinitiert armeringskorrosjon. For Statens vegvesen har dette vært et satsningsområde i de siste 15 årene, og som følge av dette har det vært igangsatt flere store forskningsprosjekt. Ett av disse FoU-prosjektene er ”Utvikling av kloridbestandig betong.” Prosjektet ble igangsatt i 1993 som oppfølger av det første større forskningsprosjektet innen dette temaet - “Klorid-bestandighet for kystbruer av betong” (1991 til 1993). Prosjektet er inndelt i to faser - FASE I består av 17 ulike betonger støpt i 1993 og FASE II består av 14 ulike betonger støpt i 1997. Hovedideen for prosjektet har vært å: 1. Fremstille betongtyper som gir bedre beskyttelse mot armeringskorrosjon for betong-

konstruksjoner i meget aggressivt, saltholdig miljø 2. Dokumentere bestandighetsegenskapene på betong framstilt på en måte som i størst mulig

grad tilsvarer produksjonen i praksis 3. Dokumentere bestandighetsegenskapene gjennom felteksponering 4. Gjennomføre grundig laboratorieprøving av samme betong som eksponeres i felt for om

mulig å etablere korrelasjon mellom laboratoriemetoder og felt 5. Det ble lagt vekt på at betongene skulle være robuste og utførelsesvennlige, dvs. de skulle

kunne anvendes i praksis

51

Bakgrunn for de ulike betongreseptene, grunnlaget for utprøvingen av disse og erfaringer fra produksjon samt resultater fra laboratorie- og feltundersøkelser er grundig dokumentert i flere rapporter utgitt av Vegdirektoratet (94-13 BRU; 94-14 BRU; 95-07 BRU; 95-08 BRU; 96-08 BRU; 98-10 BRU). Betongresepter, prøveelementer og gjennomførte undersøkelser Tabell 1 gir oversikt over de 17 reseptene som ble produsert i FASE I. Alle betongene ble støpt i Sandnessjøen høsten 1993, og de vil bli betegnet med bokstav senere i dette dokumentet. Der det ikke er beskrevet sementtype er P30-sement benyttet. Tabell 1 Oversikt over de 17 betongtypene i FASE I av prosjektet

Betongtyper Betong Kortbet.

Beskrivelse m *)

A A ref Referansebetong C 35 m/luft, uten silika 0,51 B B ref Referansebetong C 45 MA ihht. Prosesskode - 2, 1988 utg. 0,36 D S - SR S ref. med SR - sement, 8% silika og 4% luft 0,37 E B - MP B ref. med flyveaskesement MP 30, 2-3% silika 0,37 F S - ref Pastarik høy-silika betong, 12,5% silika, uten luft 0,37 G S - 45 Høy-silika betong, 10 % silika, m/luft 0,43 H B - fil B ref. med forhøyet fillerandel, ca. 70 kg/m3 0,38 I B - inh.1 B ref. med korrosjonsinhibitor type 1 0,37 J S - 33 Betong med lavt v/c-tall med ca 7% silika 0,32 K B - inh.2 B ref. med korrosjonsinhibitor type 2 0,35 L B - fob B ref. tilsatt ca. 2% hydrofoberingsmiddel 0,36 M S - inh.2 S ref. med korrosjonsinhibitor type 2 0,38 N S - fob S ref. tilsatt ca. 1% hydrofoberingsmiddel 0,37 O B - HS B ref. med HS 65 - sement 0,38 P B - ltx B ref. tilsatt latex, 77,5 kg/m3 0,36 Q B - vs B ref. med standard Vikingsement 0,38 R S - vs S ref. med standard Vikingsement 0,37

*) Masseforholdet, m, er basert på fritt vann (tot. vann – abs. vann) og med k=2 for silikastøv For hver betongtype ble det støpt ut en mengde terninger og sylindere for laboratorieundersøkelser og store armerte prøveelementer for felteksponering:

• 2 stk. søyleelementer: 300 x 300 x 1000 mm • 5 stk. veggelementer: 200 x 750 x 1500 mm • 4 stk. bjelkeelementer: 150 x 300 x 3000 mm

Utplassering for ulik felteksponering ble gjort våren/sommeren 1994 etter følgende oppsett (elementene var da ca ½ år gamle):

• Alle søyler; Delvis neddykket i sjøvann hos Elkem, Kristiansand • Alle bjelker; Opphengt delvis neddykket i sjøvann, Sandnessjøen • 1 veggelement Langs saltet hovedvei, Store Ringvei, Oslo • 1 ----"---- I skvalpesonen under Helgelandsbrua, Sandnessjøen • 2 ----"---- Langs veien ut mot Helgelandsbrua, Sandnessjøen • 1 ----"---- Innendørs på Mosjøen vegstasjon, referanseelement

52

Følgende laboratorieundersøkelser er tidligere gjennomført:

• målinger av fersk betong egenskaper (synk, luft, temp., herdevarme, masseforhold), registrering og vurdering av støpelighet og måling av herdetemperatur i elementene

• trykkfasthet, densitet og elektrisk motstand for støpte terninger over tid • kapillærsug og PF-bestemmelse ved 90 døgns alder • ”kloridtransport” ved tre metoder - neddykket kloriddiffusjon, syklisk

saltpåsprøytning/uttørking og kloridmigrasjon (12 V) - ved 90 døgn Følgende feltundersøkelser er tidligere gjennomført:

• uttak av kjerner og borstøv for bestemmelse av kloridprofil etter 1,5 år for veggelementer langs veien ut mot Helgelandsbrua og for søyleelementene delvis i sjøvann i Kristiansand

• uttak av kjerner for bestemmelse av kloridprofil etter 2,5 år for bjelkeelementer i tidevannssonen i Sandnessjøen

• målinger av ”korrosjonsparametere” jevnlig over tid (EKP, elektrisk motstand, korrosjonshastighet)

• visuell inspeksjon av alle elementer for registrering av eventuelle skader eller annen ”utvikling” (gjennomført nesten hvert år)

Sommeren 2004 ble det gjennomført en større feltundersøkelse av bjelkeelementene i tid-evannssonen i Sandnessjøen. Det var da gått 10 år siden de ble utplassert og ca 7,5 år siden forrige feltundersøkelse med uttak av prøvestykker. I denne feltundersøkelsen ble det gjort målinger av EKP og elektrisk motstand, samt at det ble tatt ut kjerner for bestemmelse av kloridprofil i tre ”høyder”: alltid neddykket, i tidevannssonen og alltid atmosfærisk. I tillegg ble det tatt ut kjerner for måling av elektrisk motstand i laboratoriet, samt at det ble tatt ut prøvestykker (prismer) for å bestemme fuktinnholdet i betongene i neddykket og atmosfærisk sone. Det ble også kappet ut prøvestykker med armering for vurdering/måling av korrosjonsgrad. I denne omgang skal jeg nøye meg med å presentere resultater for kloridinntrengning (og delvis elektrisk motstand), samt gi noen grove vurderinger med tanke på bestandighetsegenskaper knyttet til armeringskorrosjon. Resultater og vurderinger Laboratorieundersøkelsene av ”kloridtransport” for betongene ved 90 døgns alder viste at den virkelig store forskjellen mellom betongene ligger mellom betong A (betong mest mulig lik vanlig brubetong C35 brukt inntil Prosesskoden ble revidert i 1988) på den ene siden, og alle de øvrige betongene på den andre siden. Dersom en ser på kloriddiffusjonskoeffisienten, De, målt på prøvestykker fra utborede kjerner (sagflater, 3 paralleller) ved neddykket kloriddiffusjon (NT Build 443), blir resultatene slik figur 1 viser. Undersøkelsen ble kun utført på åtte av betongene (de mest lovende?).

53

16,2

5,75,2

4,6 4,5

3,2 3,0 2,8

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

A B E G D O F JResepter

De,

10-1

2 m2 /s

Diffusjonskoeffisienter, De, målt ved 90 d alder i laboratoriet. Resultater sortert etter synkende De.

Figur 1 Kloriddiffusjonskoeffisient ved 90 døgns alder – lab.eksponering Gjennomsnittet for betongene B-J i figur 1 er 4,1·10-12 m2/s med standardavvik 1,2·10-12 m2/s (verdiene for alle betongen er hhv 5,7 og 4,4) – verdien for betong A er 4 ganger høyere enn dette, altså en signifikant forskjell. Mellom de andre betongene er det forskjeller, men de kan på ingen måte sammenlignes med forskjellen opp til A-betongen. Den betongen som hadde lavest De etter laboratorieeksponeringen var J, altså betongen med lavest masseforhold og relativt mye silika. Ikke veldig overraskende resultater! Basert på feltdata fra 2,5 og 10 års eksponering, kan samme konklusjon trekkes – at det kun er betong A som har signifikant høyere De sammenlignet med resten av betongene. Ser en på gjennomsnittet av De for alle tre plasseringene innenfor samme bjelke (topp – alltid atmosfærisk; midt – i tidevannssonen; bunn – alltid neddykket), er tallverdiene for De i 10-12 m2/s for A-betongen etter henholdsvis 2,5 og 10 år: 1,38 og 1,49 (en økning). Gjennomsnittet (std.avvik i parentes) for alle betongen etter 2,5 og 10 år er henholdsvis: 0,57 (0.25) og 0,45 (0,31). Det er selvfølgelig store forskjeller mellom de andre betongene også, men ikke så stor. Mellom betong B (nest høyest De) og betong E (lavest De) er det en faktor 3,5 i De etter 10 år. A-betongen er den eneste betongen uten silika, noe som støtter erfaringene om at tilsetning av silika er et effektivt virkemiddel for å bedre kloridmotstanden (den har riktignok også det høyeste masseforholdet). For betongene i dette prosjektet er det en trend at økende silikainnhold gir en redusert De, uten at sammenhengen er krystallklar. Det er mange sammenhenger en kan sette opp i et prosjekt som dette med den datamengden som her er. En interessant og meget relevant faktor er å se på hvordan det kritiske kloridinnholdet for korrosjon utvikler seg – det blir som å betrakte hvordan en ”kritisk front” beveger seg innover i betongen over tid. Tar en utgangspunkt i en antatt kritisk grenseverdi på 0,07 % klorider av betongvekt, kan en plotte en ”kritisk dybde for korrosjon”, xkrit, for hver betong. Setter en dette sammen med verdiene for De, kan figur 2 settes opp. For alle betongene utenom tre betonger (A, B og R) har De blitt redusert fra 2,5 til 10 år – i tråd med vanlig oppfatning og annen erfaring. Det skjer en aldringseffekt (tetting av porestruktur, ioneveksling, hydratasjon, ...) i betongen som gjør den tettere mot klorider over tid. Ofte er det snakk om en tilnærmet kvadratrot av tid sammenheng for reduksjonen av De (en α lik 0,50). Men, for betongene i dette prosjektet varierer α fra 0,06 til 0,79, når en ser bort fra de tre betongene med negativ α. Gjennomsnittelig α er 0,28 (std.avvik 0,20).

54

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

A B L I K P G Q D J M R H O F N EBetong (sortert etter 10 års De resultater)

Klo

ridd

iffus

jons

koef

fisie

nt, D

e,10

-12

m2/

s

0

4

8

12

16

20

24

28

32

36

Kriti

sk d

ybde

for

korr

osjo

n (0

.07%

klor

ider

), m

m

De 2,5 år De 10 år Kritisk dybde for korrosjon etter 10 år

Figur 2 Kloriddiffusjonskoeffisient etter 2,5 og 10 år, samt kritisk dybde for korrosjon etter 10 år – felteksponering i Sandnessjøen En interessant observasjon er at betong E skiller seg kraftig ut i denne sammenheng med en α på 0,79 – De for denne betongen har altså blitt redusert med 67 % fra 2,5 til 10 år. Ser en på figur 2, ser en også at betong E har den minste kritiske dybde for korrosjon (15mm). Denne betongen er den eneste betongen med flyveaske (MP30, 20 % av bindemiddel). Det er en god sammenheng mellom De og xkrit, som selvfølgelig er sant dersom C0 (overflateinn-holdet av klorider) er konstant og betongene er homogene. Men, C0 varierer fra 0,22 % til 0,79 % av betongvekt (gj.snitt 0,43, td.avvik 0,15) etter 10 år. Det er ingen sammenheng mellom C0 og De, med andre ord: det er heller ingen sammenheng mellom C0 og xkrit. Overdekning på bjelkeelementene var 25mm, med andre ord skulle det for betongene A, B, L, I og K ha blitt initiert korrosjon, fordi xkrit≥25mm. Imidlertid ble korrosjon kun målt og visuelt observert for betong B. A-betongen har ikke noe silika, noe som muligens gjør at denne betongen har en høyere kritisk grenseverdi for korrosjon da pH-bufferen (og muligens verdien) er større, mens betongene I og K har innblandet korrosjonsinhibitor, noe som i utgangspunktet skal øke kritisk grenseverdi for korrosjon. Betong L har innblandet hydrofoberingsmiddel. Det er usikkert om denne er aktiv fremdeles, men det er ikke utenkelig at kjemien i porevannet inn mot armering er påvirket slik at det er en annen kritisk grenseverdi for korrosjon eller at transport av ”agressiver” er hindret. Til slutt vil jeg trekke inn sammenhengen mellom elektrisk motstand i betongen og korrosjons-hastigheten når korrosjon har startet. I litteraturen er det angitt at en økende elektrisk motstand gir en redusert korrosjonshastighet. Det er interessant at målingene av elektrisk motstand både for laboratorie- og feltprøvene er sterkt avhengig av betong-sammensetningen. Det er også en meget god sammenheng mellom De og elektrisk motstand. Målt ved 5°C er den spesifikke elektriske motstanden (resistiviteten) lavest for betongene A og B, hhv 114 og 297 Ωm, mens den er desidert høyest for flyvaskebetongen E, 1235 Ωm.

55

Sammendrag FoU-prosjektet ”Utvikling av kloridbestandig betong” har etter 10 års eksponering i marint miljø, gitt mye og viktig informasjon om ulike betongers bestandighet. I dette innlegget er det kun satt fokus på enkelte deler av dette materialet, spesielt kloridinntrengning etter 2,5 og 10 år. Det er mange sammenhenger som ikke er berørt, men dette vil vi komme tilbake til ved senere anledninger. Tilsetning av silika øker betongs motstand mot kloridinntrengning (gir lavere De), men ”bestandighet” er avhengig av langt flere parametere, f.eks. masseforhold, sementtype og flyveaske. Betongen med flyveaske synes å komme svært godt ut av en grov vurdering av ”korrosjonsbestandighet”, da betong E hadde lavest De, lavest xkrit og høyest resistivitet etter 10 års felteksponering. α var også høyest for denne betongen. Det må bemerkes at de fleste betongene ikke har fått initiert armerings-korrosjon etter 10 år. På feltstasjonen i Sandnessjøen er det imidlertid flere bjelkeelementer som fremdeles er eksponert for sjøvann, og disse vil bli nøye fulgt opp i fremtiden.

56

Tette belegg på ung betong – en løsning på klorid-problemet?

Forsker Eva Rodum, SINTEF Daglig leder Ragnar Aarstein, RaKon AS

Innledning Kloridinitiert korrosjon har over tid kostet samfunnet store beløp til reparasjoner og vedlikehold av betongkonstruksjoner i marint miljø. Det har i de senere år vært lagt ned en betydelig innsats for å utvikle betong med høy motstand mot kloriddiffusjon. Samtidig har kravene til overdekning økt. I spesielle tilfeller kan imidlertid byggherren ønske å øke konstruksjonens bestandighet ytterligere ved å iverksette preventive tiltak. Aktuelle preventive tiltak kan være: overflatebehandling, bruk av rustfri armering, katodisk forebygging. Dette innlegget omhandler tidlig overflatebehandling med membran på betongkonstruksjoner i marint miljø. Med ”membran” menes i dette tilfellet et diffusjonstett tykkfilmsbelegg. Med ”tidlig” menes i løpet av de første døgnene etter utstøping. Membranbeleggingens formål vil være tredelt:

1) Bedre herdebetingelsene for betongen i overflatesjiktet 2) Hindre kloridbelastning i tidlig alder 3) Beskytte mot kloridinntrenging i beleggets levetid.

Membranbelegging er over flere år utført på betongkonstruksjoner, med vekslende resultat. I hovedsak er det heft til underlaget som har vært problemet. I tillegg til membranens heftegen-skaper, er sprekkoverbyggende evne og aldringsbestandighet vitale egenskaper med tanke på å oppnå effektiv beskyttelse over tid. Med bakgrunn i erfaringer fra membranbelegging både på gammel (herdnet) og ung (hydratiserende) betong, kan det se ut som at det ideelle tidspunktet for påføring av membranen, når det gjelder heft, er i løpet av de første døgnene etter støping. Dette kan forklares med at betongen på dette tidspunktet er sterkt sugende på grunn av høyt forbruk av vann i forbindelse med hydratiseringen, samt at gasstrykket i porene synker når betongen avkjøles. Tidlig påføring av membran bidrar i tillegg til optimale herdebetingelser for betongen. Avtrekks-forsøk indikerer at strekkfastheten i betongen i overflateområdet forbedres vesentlig i forhold til hva som er normalt for ubehandlet betong eller betong der en bruker tradisjonelle herdemem-braner. Dette kan skyldes en kombinasjon av optimaliserte herdebetingelser og at overflatesjiktet "armeres" ved at epoksymembran trekkes inn i overflaten før den er herdet grunnet suget i betongen. Felterfaringer fra Nordsjøen De fleste av plattformene i Nordsjøen bygd før 1980 ble overflatebehandlet med epoksy/ polyuretan på skaftene. De mest kjente av disse plattformene er: Frigg TCP2, Beryl A, Statfjord A, Statfjord B, Statfjord C. Påføringen ble utført fra hengestillasjer under glidforskalingen, der betongens alder var ca 1 døgn. I 1993 ble det gjennomført en omfattende inspeksjon av betongen på oljefeltene Statfjord og Gullfaks. Undersøkelsene ble initiert av Statoil og inkluderte både betong med og uten

57

overflatebelegg. Resultatene fra undersøkelsene ble presentert i /1/, med blant annet følgende konklusjoner vedr Statfjord A (alder 15 år på undersøkelsestidspunktet):

• Membranen hadde god heft, middelverdi 1,8 MPa • Det ble observert få skader i membranen, med unntak av områder hvor overflaten var

utsatt for mekanisk slitasje • Tynnslipanalyser viste ubetydelig omfang av mikroriss i den belagte betongen, mens

ubehandlet betong hadde mikroriss i dybder inntil 30 mm • Ingen signifikant kloridinntrenging i den belagte betongen

Det må kunne antas at membranbeleggingen har medført betydelige besparelser relatert til inspeksjoner og reparasjoner. Laboratorieforsøk - heftfasthet I 2004 ble det gjennomført et omfattende laboratorieprogram ved SINTEF for å dokumentere heftutviklingen av diffusjonstette belegg påført ung (ca 24 timers alder) betong. To produktleverandører deltok i programmet: 1) Rescon Mapei, med produktene Mapecoat L-L (primer) og Mapecoat CFS og 2) Sika Norge, med produktene Sikafloor 156 (primer) og Icosit Elastomastic TF. Laboratorieprogrammet omfattet følgende:

• Støping av tre betongkuber med dimensjoner 100 x 100 x 100 cm3 • Påføring av to ulike membranprodukter på hver kube • Styring av temperaturgradientene over betongtverrsnittet • Bestemmelse av heftfasthet ved avtrekksprøving

Størrelsen på betongkubene ble bestemt med bakgrunn i et ønske om å simulere de virkelige temperatur- og fuktforholdene i en massiv betongkonstruksjon. Kubene ble armert med ø12 mm c/c 150 mm i begge retninger, se figur 1. Betongoverdekningen var 20 mm. Varmekabler ble installert for å simulere og kontrollere temperaturgradientene fra senter til betongoverflaten. Varmekablene var montert på en armeringskurv midt i kuben. Til sammen 15 temperaturfølere ble festet til armeringsnettet i ulike høyder og avstander fra betongoverflaten. I tillegg ble lufttemperaturen logget. Plassering av temperaturfølerne er vist i figur 2.

Figur 1 Armeringen blir heist på plass i forskalingen

58

1

2

3

11

13

12

21

22

23

41

42

51

52

31

32

200 300 500

500

400

100

250250

500

1000

1000

Figur 2 Lokalisering og nummerering av temperatursensorer

Det ble benyttet finérforskaling uten påføring av formolje, og betong med v/b = 0,40. Temperaturene ble registrert fortløpende fra støping til avsluttet heftprøving. Akseptkriteriet for membranenes heftfasthet var satt til > 1,5 MPa. Det var i tillegg stilt krav til produktenes diffusjonsegenskaper. Det ble ikke utført noen form for forbehandling av overflatene før påføring av membranene. Hver av de to produktene ble påført én side av tre forskjellige betongkuber, på ulike tidspunkt etter støping: Kube 1 og 2 ble avformet på det tidspunkt da betongen nådde sin maksimale hydrata-sjonstemperatur (etter ca 1 døgn) og produktene påført umiddelbart etterpå. På kube 3 ble membranene påført tidligst 24 timer etter at temperaturgradienten fra senter til overflaten var utjevnet (ca 7 døgn etter støping). Membranene ble påført med kost/brett. Temperaturforholdene i betongkubene gjennom prøvingsperioden ble kontrollert ved å regulere varmekablene. Følgende to temperaturregimer ble valgt:

• For kube 1 og 3 skulle temperaurgradienten mellom senter av kuben og overflaten være 15˚C i 4 uker, hvoretter varmekablene ble slått på full effekt i fire uker.

• Kube 2 skulle ha en tilsvarende gradient på 30˚C i fire uker, hvoretter varmekablene ble slått på full effekt i fire uker.

Temperaturutviklingen for kube 1 er vist i figur 3. Det bemerkes at kurvene for betong-temperaturene danner tre nivåer: Øverste kurver representerer senter av kuben (sensor 1-3), midtre kurver representerer betongtemperaturen i midtsjiktet mellom senter og betongoverflaten (sensor 11-13), mens de nedre kurver representerer de ulike overflatetemperaturene. Lufttemperaturen er vist på den aller nederste kurven.

59

Cube 1 - Temperature development during testing

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 200 400 600 800 1000 1200

Time, hours

Tem

pera

ture

, deg

ree

Cel

sius heating cables on full effect

start heating to achieve 15 degree gradient

max hydration temp

Figur 3 Temperaturutviklingen i testperioden – kube 1

Utviklingen i heftfasthet ble dokumentert for beleggene ved fem tidspunkt i prøveperioden: Test 1: En uke etter påføring Test 2: umiddelbart etter at ønsket temperaturgradient (hhv 15˚C og 30˚C ) var oppnådd Test 3: En uke etter at ønsket temperaturgradient var oppnådd Test 4: Fire uker etter at ønsket temperaturgradient var oppnådd Test 5: Fire uker etter at varmekablene ble slått på full effekt Bestemmelse av heftfasthet ved avtrekksprøving ble utført iht NS-EN 1542:1999. Prøvingen ble utført ved bruk av ø50 mm rondeller limt til overflaten, med testarealet definert ved boring rundt rondellen gjennom belegget. Resultatene er vist i tabell 1. Typiske bruddflater er vist i figur 4 og 5. Disse viser at bruddet har gått innenfor betongens over-flatesjikt. Tabell 1 Resultater, heftfasthet. Gjennomsnittsverdier av fem målinger

Heftfasthet [MPa] Kube 1 Kube 2 Kube 3 Test

Rescon Mapei Sika Rescon Mapei Sika Rescon Mapei Sika Test 1 3,6 4,7 2,7 3,8 3,8 3,9 Test 2 3,8 4,2 2,6 3,4 3,5 3,7 Test 3 3,7 4,8 3,4 4,3 3,6 3,7 Test 4 4,0 4,6 4,0 4,7 3,9 3,9 Test 5 4,5 4,9 3,2 4,7 4,4 4,2

Senter kube, sensor 1-3

Midtsone, sensor 11-13

Overflatesensorer

Lufttemperatur

60

Figur 4 Bruddflater – kube 3, Rescon Mapei, avtrekksprøve nr 4

Figur 5 Bruddflater - kube 3, Sika, avtrekksprøve nr 4

De utførte forsøk viste ingen signifikant reduksjon i heftfasthet gjennom prøveperioden, hverken for Rescon eller Sika produktene. Akseptkriteriet på > 1,5 MPa ble tilfredsstilt med stor margin for alle resultatene.

Forslag til videre arbeid SINTEF og RaKon AS utarbeidet i januar 2005 en prosjektskisse med tanke på å initiere et prosjekt med tema ” Tidlig membranbelegging av betongkonstruksjoner i marint miljø – dokumentasjon av utførelse og effekt” /2/. Hensikten med dette prosjektet er å komme fram til én eller flere membraner og tilhørende på-føringsprosedyrer som er optimale med hensyn til påføring, heft til underlaget, motstand mot kloriddiffusjon og sprekkoverbyggende evne. Dette skal utvikles gjennom prøving og dokumen-tasjon av disse egenskapene både i laboratorium og i felt. Det forutsettes at belegget skal kunne påføres umiddelbart etter riving av forskaling. Umiddelbar påføring gir optimale herdebetingelser for betongen i overflatesjiktet og beskytter betongen mot kloridbelastning i ung alder. Tidligere erfaringer tilsier videre at påføring umiddelbart etter forskalingsriving gir svært god heft. Effekten av ulike påføringsbetingelser skal imidlertid vurderes nærmere, f eks betongens alder og sammen-setning, værforhold, forbehandling m.m. Det er ønskelig å undersøke om evt skader i belegget (sår/riss) utvikles over tid, eller forårsaker reduksjon i heftfasthet i nærliggende områder. Mulig-hetene for flekkreparasjoner av de ulike beleggene bør samtidig undersøkes. Forventet levetid av membranene må estimeres, og eventuelle uønskede effekter av membranbeleggingen vurderes. Prosjektet skal omhandle følgende aktiviteter:

• Evaluering av tidligere relevante erfaringer med membranbelegging, inkl litteratursøk • Vurdering av ulike hypoteser vedr effekt av ulike påføringsbetingelser knyttet til:

- Betongens alder - Betongsammensetning - Konstruksjonsdimensjoner (temperaturutvikling)

61

• Laboratoriedokumentasjon av egenskaper som:

- Motstand mot kloriddiffusjon - Rissoverbyggende evne - Aldringsbestandighet - Heftfasthet

• Feltdokumentasjon av egenskaper avhengig av ulike påføringsbetingelser:

- Heftfasthet, initielt og over tid - Kvalitet av betongens overflatesjikt (mikroriss, v/b-forhold) - Langtidsdokumentasjon av kloridinntrenging - Evt rissutvikling i membranen - Evt aldringssymptomer i membranen

Et eksempel på sammenstilling av variable faktorer for feltobjektene er vist i tabell 2. Tabell 2 Et ekspempel på variable faktorer for feltobjektene

v/b 0,4 v/b 0,6 værtype 1 værtype 2 værtype 1 Overflate-

kriterier lev 1 lev 2 lev 3 ubeh. lev 1 lev 2 lev 3 lev 1 lev 2 lev 3 ubeh.Med formolje x x x x x x x Uten formolje x x x x x x x x x x x 1 døgns alder x x x x x x x x x x x 28 døgns alder x x x x x x x Antall blokker 1 1 1 1 1 1 1 1 1

Prosjektforslaget ble sendt til flere aktuelle prosjektdeltagere, men det lyktes ikke på det tidspunkt å få initiert prosjektet. Men dette temaet er så viktig at nye forsøk på å få i gang prosjektet vil bli gjort. Referanser 1 Aarstein, R, Rindarøy, O.E., Liodden, O og Jenssen, B.W.: ”Effect of Coatings on Chloride

Penetration into Offshore Concrete Structures”, Proceedings of the Second International Conference on Concrete under Severe Conditions, Tromsø 1998.

2 SINTEF Betong og RaKon AS: “Tidlig membranbelegging av betongkonstruksjoner I marint miljø – dokumentasjon av utførelse og effekt”, 2005-01-19