REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Transkrypt

1 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE Cement właściwości i zastosowanie GÓRAŻDŻE CEMENT S.A. Katedra Inżynierii Materiałów i Procesów Budowlanych Wydział Budownictwa Politechniki Śląskiej w Gliwicach GÓRAŻDŻE CEMENT HEIDELBERGCEMENT Group REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice

2 KOMITET PROGRAMOWY Przewodniczący: prof. dr hab. inż. JANUSZ SZWABOWSKI Politechnika Śląska ANDRZEJ BALCEREK Prezes Zarządu, Dyrektor Generalny Górażdże Cement S.A. Członkowie: CZESŁAW NIERZWICKI Dyrektor Handlowy, Członek Zarządu Górażdże Cement S.A. dr hab. inż. ZBIGNIEW GIERGICZNY, prof. nzw. w Pol. Śl. Politechnika Śląska; Górażdże Cement S.A. dr hab. inż. JACEK GOŁASZEWSKI, prof. nzw. w Pol. Śl. Politechnika Śląska dr hab. inż. ELŻBIETA HORSZCZARUK Zachodniopomorski Uniwersytet Technologiczny w Szczecinie prof. dr hab. inż. WIESŁAWA NOCUŃ-WCZELIK Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie Sekretariat sympozjum: Magdalena Piasecka, Jolanta Katuszonek Katedra Inżynierii Materiałów i Procesów Budowlanych Wydział Budownictwa Politechniki Śląskiej ul. Akademicka 5, Gliwice tel. (0-32) fax (0-32) rb4@polsl.pl 2

3 SPIS TREŚCI REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU I sesja Przewodniczący sesji - prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski Politechnika Śląska 1. Efekt synergii dodatków mineralnych w składzie cementów wieloskładnikowych str. 5 - dr inż. Albin Garbacik, ICiMB Oddział w Krakowie, dr hab. inż. Zbigniew Giergiczny, prof. nzw. w Pol. Śl., Górażdże Cement S.A. 2. Metody badań odporności korozyjnej cementów str mgr inż. Monika Dąbrowska, Górażdże Cement S.A.; dr hab. inż. Zbigniew Giergiczny, prof. nzw. w Pol. Śl., Górażdże Cement S.A. 3. Nanotechnologia w prefabrykacji betonowej str mgr inż. Tomasz Pużak, Górażdże Cement S.A., mgr inż. Henryk Skalec, P.V. Prefabet Kluczbork Sp. z o.o., inż. Konrad Grzesiak, BASF Polska Sp. z o.o. 4. System Sika ColorFlo. Kolorowy beton str mgr inż. Wojciech Świerczyński, Sika Poland Sp. z o.o. 5. Kształtowanie mrozoodporności betonów z dodatkiem popiołu lotnego str dr inż. Aneta Nowak-Michta, Politechnika Krakowska II sesja Przewodniczący sesji - dr hab. inż. Zbigniew Giergiczny, prof. nzw. w Pol. Śl., Politechnika Śląska, Górażdże Cement S.A. 1. Oddziaływanie wybranych domieszek do betonu na szybkość hydratacji cementu str prof. dr hab. inż. Wiesława Nocuń-Wczelik, AGH Kraków 2. Urabialność betonu samozagęszczalnego wymagania i metody badań - str 93 - prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski, Politechnika Śląska 3. Temperatura a urabialność betonów nowej generacji str dr hab. inż. Jacek Gołaszewski, prof. nzw. w Pol. Śl., 3

4 4. Zastosowanie betonu samozagęszczalnego w produkcji systemów wodnokanalizacyjnych str dr inż. Grzegorz Śmiertka, ZPB Kaczmarek w Rawiczu, mgr inż. Tomasz Pużak, Górażdże Cement S.A., mgr inż. Marcin Sokołowski, Górażdże Cement S.A. 5. Samozagęszczalne betony podwodne str dr hab. inż. Elżbieta Horszczaruk, Zachodniopomorski Uniwersytet Technologiczny w Szczecinie 6. Wpływ temperatury na działanie domieszek zwiększających lepkość str mgr inż. Grzegorz Cygan, Politechnika Śląska 7. Problem wytrzymałości i trwałości betonu w monolitycznych ścianach szczelinowych str mgr inż. Magdalena Czopowska Lewandowicz, Politechnika Śląska 8. Właściwości cementu portlandzkiego wieloskładnikowego zawierającego popiół lotny wapienny str mgr inż. Damian Dziuk, Górażdże Cement S.A., Politechnika Śląska w Gliwicach, mgr inż. Magdalena Piechówka, Politechnika Wrocławska 9. Właściwości reologiczne mieszanki samozagęszczalnej a jej parcie boczne na deskowanie str mgr inż. Michał Drewniok, Politechnika Śląska 10. Wpływ włókien polipropylenowych na samozagęszczalność i wytrzymałość na ściskanie fibrobetonów samozagęszczalnych str mgr inż. Patrycja Miera, Politechnika Śląska 4

5 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Zbigniew Giergiczny 1 Albin Garbacik 2 EFEKT SYNERGII DODATKÓW MINERALNYCH W SKŁADZIE CEMENTÓW WIELOSKŁADNIKOWYCH 1. Wprowadzenie W krajowej praktyce budowlanej coraz szersze zastosowanie znajdują cementy z dodatkami mineralnymi. Produkcja tych cementów, oprócz efektywnego obniżenia kosztów produkcji przez zastąpienie części klinkieru portlandzkiego dodatkami mineralnymi, prowadzi do uzyskania spoiw o wysokiej jakości, charakteryzujących się dużą odpornością na korozyjne działanie mediów agresywnych. W niniejszym artykule przedstawiono właściwości wybranych cementów z dodatkami mineralnymi ze szczególnym uwzględnieniem właściwości cementów wieloskładnikowych CEM II/B-M i CEM V/A,B, zawierające w swoim składzie co najmniej dwa dodatki mineralne. Uwzględniając krajowe warunki produkcji cementów były to cementy zawierające granulowany żużel wielkopiecowy S, popiół lotny krzemionkowy V i/lub kamień wapienny LL. Porównano podstawowe właściwości normowe cementów. Analizując efekt synergii oddziaływania dodatków mineralnych w składzie cementów wieloskładnikowych uwzględniono wybrane wyniki z obszernych badań cech użytkowych betonów wykonanych z tych cementów. Potwierdzono, że właściwości mechaniczne i fizyczne cementów wieloskładnikowych zawierających dwa składniki nieklinkierowe są korzystniejsze niż zawierające jeden składnik nieklinkierowy. Efekt synergii, czyli korzystnego kształtowania 1 Dr hab. inż., prof. nzw. w Pol. Śl; Górażdże Cement S.A., Zbigniew.giergiczny@gorazdze.pl 2 Dr inż.; Instytut Ceramiki i Materiałów Budowlanych, Oddział Szkła i Materiałów Budowlanych w Krakowie 5

6 parametrów cementu poprzez oddziaływanie poszczególnych składników na właściwości jest szczególnie wyraźny zaznaczony dla cementów wieloskładnikowych popiołowo żużlowych. Cementy takie przy optymalnie dobranej proporcji składników dają betony i zaprawy o korzystnych cechach reologicznych mieszanki oraz dobrych właściwościach mechanicznych i wysokiej odporności na działanie mediów agresywnych. 2. Rodzaje cementów portlandzkich wieloskładnikowych W ostatnim dziesięcioleciu obserwuje się gwałtowny wzrost produkcji cementów wieloskładnikowych zawierających jeden lub więcej dodatków mineralnych. W krajach Unii Europejskiej wielkość produkcji takich cementów osiąga poziom blisko 70%. Dynamikę rozwoju produkcji cementów z dodatkami mineralnymi, w znacznym stopniu, kształtuje wprowadzanie opłat za emisję CO 2 do atmosfery z procesów produkcyjnych. Wielkość produkcji cementu musi być realizowana z uwzględnieniem przyznanych limitów emisji CO 2. Zwiększenie udziału dodatków mineralnych w składzie cementu, co za tym ograniczanie udziału klinkieru jest podstawowym rozwiązaniem stwarzającym możliwości znacznego obniżenia emisji dwutlenku węgla przez przemysł cementowy. W zależności od doświadczeń i tradycji przemysłu cementowego w poszczególnych krajach stosowane są różne dodatki do produkcji cementów wieloskładnikowych. Norma cementowa PN-EN 197-1:2002 wymienia osiem nieklinkierowych składników cementów powszechnego użytku: granulowany żużel wielkopiecowy S, pucolanę naturalną P, pucolanę naturalną wypalaną Q, popiół lotny krzemionkowy, popiół lotny wapienny, łupek palony T, kamień wapienny (L,LL), oraz pył krzemionkowy D. Wymienione składniki mogą być użyte do produkcji cementów wieloskładnikowych. W krajach Unii Europejskiej dominują, jak pokazano na rys. 1a, cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II stanowiące około 55% asortymentu produkcji. W klasie wytrzymałościowej 32,5 udział w rynku europejskim cementu portlandzkiego CEM I wynosił jedynie 9%, podczas gdy udział cementów portlandzkich wieloskładnikowych wynosił około 70%, rys.1b. Wśród cementów wieloskładnikowych CEM II najczęściej produkowane są w krajach CEMBUREAU cementy portlandzkie wapienne CEM II/L(LL). Cementy portlandzkie wapienne są podstawowym asortymentem produkcji we Francji, Włoszech i Dani. Znaczny udział w produkcji cementów w krajach CEMBUREAU stanowią cementy wieloskładnikowe CEM IIA,B-M z więcej niż jednym składnikiem nieklinkierowym, rys.1c [1, 2]. W cementach portlandzkich wieloskładnikowych CEM II/A,B-M dominującym dodatkiem mineralnym jest zazwyczaj mieszanina kamienia wapiennego z żużlem wielkopiecowym (S-LL). Przedstawione w Europie tendencje rozwoju produkcji cementów wieloskładnikowych obserwuje się również w kraju. Jak przedstawiono w tablicy 1, podstawowym rodzajem cementu na rynku krajowym są również cementy portlandzkie wieloskładnikowy CEM II. W latach udział tych cementów w ogólnej ilości cementów oferowanych na rynku wzrósł z 47% do 60%, przy spadku wielkości produkcji cementów portlandzkich CEM I z 45% do 33%. Takie wskaźniki podkreślają generalne zmiany w strukturze asortymentowej produkowanych cementów w kraju z przesunięciem na produkcję cementów o dużej ilości dodatków mineralnych. Z jednej strony odzwierciedla to przyjętą strategię obniżenia emisji CO 2 na jednostkę produktu. Z drugiej strony, należy podkreślić, że wspomniane zmiany asortymentowe uwarunkowane są również zapotrzebowaniem odbiorców na cementy z dodatkami mineralnymi, w tym 6

7 cementy specjalne, które zapewniają w technologii betonu korzystne właściwości użytkowe mieszanki betonowej i stwardniałego betonu. W ofercie handlowej krajowych producentów dostępny jest szeroki asortyment cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II (tabela 2). Można zauważyć, że obok cementów wieloskładnikowych zawierających jeden dodatek mineralny produkowane są cementy portlandzkie popiołowo-wapienne CEM II/A,B (V-LL), żużlowo-wapienne CEM II/A,B(S-LL) i żużlowo-popiołowe CEM II/A,B (S-V). Kompozycję żużla S i popiołu V stosuje się również do produkcji nowego rodzaju cementu wieloskładnikowego na rynku krajowym CEM V/A,B, w którym ilość składników nieklinkierowych może dochodzić do 80%. Cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II/A,B oferowane są we wszystkich klasach wytrzymałościowych, tj. 32,5;42,5;52,5. Rys.1. Asortyment produkcji cementów w krajach stowarzyszonych stowarzyszonych w CEMBUREAU (M cementy zawierające więcej niż jeden składnik nieklinkierowy wg normy PN EN 197-1) [1,2] Tabela 1. Struktura asortymentowa sprzedaży cementu w latach Rodzaj cementu Udział rodzaju cementu w strukturze sprzedaży, % 2006r. 2007r. 2008r. Cement portlandzki CEM I 44,7 37,9 32,5 Cement portlandzki wieloskładnikowy 46,6 53,2 60,0 CEM II Cement hutniczy CEM III 8,5 8,0 8,0 7

8 Tabela 2. Asortyment cementów wieloskładnikowych produkowanych przez krajowy przemysł cementowy Rodzaj cementu Odmiana- klasa wytrzymałości Cement portlandzki popiołowy CEM II/A-V 32,5R; CEM II/A- CEM II/V V 42,5R; CEM II/B-V 32,5R; CEM II-B-V 32,5R-HSR; Cement portlandzki wieloskładnikowy CEM II Cement portlandzki żużlowy CEM II/S Cement portlandzki wapienny CEM II/LL CEM II/A-S 42,5N; CEM II/B- S 32,5R; CEM II/B-S 42,5N; CEM II/B-S 42,5N-NA; CEM II/B-S 42,5R; CEM II/B-S 52,5N CEM II/A-LL 42,5R Cement wieloskładnikowy CEM V Cement portlandzki wieloskładnikowy CEM II/M Cement wieloskładnikowy CEM V/S-V CEM II/B-M(V-LL) 32,5R; CEM II/B-M(S-V) 32,5R; CEM II/A-M (S-LL) 52,5N CEM V/A (S-V) 32,5N-LH Dane Stowarzyszenia Producentów Cementu SPC za rok Właściwości cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II i cementów wieloskładnikowych CEM V Deficyt żużla granulowanego S do produkcji cementu oraz trudności w pozyskiwaniu dobrych jakościowo popiołów lotnych krzemionkowych V skłania producentów cementu do wykorzystania w procesie produkcji, jako składnika głównego, kamienia wapiennego LL. Odpowiednio asortyment produkowany w kraju cementów wzbogacił się o nowe rodzaje cementów tj. cement portlandzki wapienny CEM II/A-LL oraz cementy popiołowo-wapienne CEM II/A,B-M(V-LL) i cementy portlandzkie żużlowowapienne CEM II/A,B-M(S-L) dla klas wytrzymałości jak podano w tab. 2. Każdy z wymienionych dodatków mineralnych, tj. żużel granulowany S, popiół krzemionkowy V oraz wapień LL, stanowiące składnik główny cementów wieloskładnikowych, kształtują odmiennie procesy wiązania i twardnienia cementów. Przedstawiają to krzywe narastania wytrzymałości cementu portlandzkiego CEM I w porównaniu z dynamiką twardnienia cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II (rys. 2). 8

9 Wytrz. na ściskanie, MPa CEM I 15 CEM II/B-V CEM II/B-S CEM II/B-LL Czas dojrzewania, dni Rys. 2. Wytrzymałość cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II z różnym dodatkiem mineralnym. Krzywa narastania wytrzymałości cementu portlandzkiego popiołowego CEM II/B- V jest charakterystyczna dla cementu z dodatkiem pucolanowym. Obserwuje się wolne tempo narastania wytrzymałości w okresie do 28 dni oraz duży przyrost wytrzymałości po długim okresie dojrzewania. Taką zależność kształtuje udział reakcji pucolanowej w procesie twardnienia. Również w przypadku cementu portlandzkiego żużlowego CEM II/B-S obserwuje się stosunkowo wolny przyrost wytrzymałości w pierwszych kilku dniach. Stwierdzono natomiast bardzo duży przyrost wytrzymałości tego cementu w późniejszym okresie, związany głównie z reakcją hydrauliczno-pucolanową żużla. Cement portlandzki wapienny CEM II/B-LL charakteryzuje się odmienną charakterystyką narastania wytrzymałości. Wykazuje stosunkowo korzystną wytrzymałość wczesną przy bardzo małym przyroście wytrzymałości w późniejszym okresie twardnienia. Wytrzymałość normowa po 28 dniach twardnienia cementów z dodatkiem wapienia zazwyczaj obniża się proporcjonalnie do zawartości wapienia w cemencie. Stopień oddziaływania analizowanych dodatków; żużla S, popiołu V i wapienia LL na warunki wiązania, wodożądność oraz konsystencję zapraw przedstawiono w tablicy 3. W porównaniu do cementu odniesienia CEM I cement portlandzki popiołowy CEM II/B-V wykazuje wydłużenie początku czasu wiązania. Początek czasu wiązania cementu CEM II/B-S jest zbliżony do cementu portlandzkiego CEM I. Cement portlandzki wapienny wykazuje nieznacznie przyśpieszony początek wiązania. Właściwości reologiczne, wodożądność oraz konsystencję zapraw z cementów z dodatkami mineralnymi S, V i LL są korzystniejsze, w stosunku do cementu odniesienia CEM I. Z danych zawarty w tablicy 3 wynika, że zastosowanie do produkcji cementów popiołu krzemionkowego dobrej jakości, tj. o niskiej zawartości części palnych i dobrej miałkości zapewnia lepszą wodożądność i konsystencję cementu popiołowego CEM II/B-V, w stosunku do cementu odniesienia CEM I. 9

10 Wytrz. na ściskanie [MPa] Wytrz. na ściskanie [MPa] Tablica 3. Właściwości fizyczne cementów. Czas wiązania, Pow. [h min ] H Rodzaj cementu właściwa 2 O [cm 2 [%] /g] początek koniec LeCh [mm] Rozpływ [cm] CEM I ,1 1 17,8 CEM II/B-V ,2 1 19,3 CEM II/B-S ,1 0 19,2 CEM II/B-LL ,8 0 17,7 CEM II/B-M (S-V) ,5 2 18,0 CEM II/B-M (V-LL) ,0 1 17,2 CEM II/B-M (S-LL) ,8 1 17,4 CEM II/B-M (V-S-LL) ,8 1 17,9 CEM V/A ,5 2 18,6 CEM V/B ,0 1 19,9 Omówione zależności wpływu dodatku żużla S, popiołu V oraz wapienia LL na jakość cementów znajdują odzwierciedlenie we właściwościach cementów wieloskładnikowych CEM II, zawierających w swoim składzie mieszaninę analizowanych dodatków. Właściwości fizycznych cementów, tj. wiązanie, wodożądność i konsystencja są porównywalne lub korzystniejsze od cementów z jednym dodatkiem, co pokazano w tab CEM II/B-V 40 CEM II/B-V 30 CEM II/B-L 30 CEM II/B-S 20 CEM II/B-M (V+L) 20 CEM II/B-M (V+S) Czas dojrzewania [dni] Rys. 3a. Wytrzymałość cementów zawierających dodatek wapienia i popiołu lotnego V Czas dojrzewania [dni] Rys. 3b. Wytrzymałość cementu wieloskładnikowego CEM II z dodatkiem żużla i popiołu 10

11 Wytrz. na ściskanie [MPa] CEM II/B-S 30 CEM II/B-L 20 CEM II/B-M (S+L) Czas dojrzewania [dni] Rys. 3c. Wytrzymałość cementu wieloskładnikowego CEM II z dodatkiem żużla i wapienia Rys. 3. Właściwości mechaniczne cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II/B i CEM II/B-M Zestawione na rysunkach 3a, 3b, 3c krzywe narastania wytrzymałości cementów portlandzkich; popiołowego CEM II/B-V, żużlowego CEM II/B-S oraz wapiennego CEM II/B-LL, w porównaniu z dynamiką narastania wytrzymałości cementów portlandzkich wieloskładnikowych popiołowo-wapiennego CEM II/B-M (V+LL) (rys. 3a), popiołowożużlowego CEM II/B-M (V+S) (rys. 3b) oraz żużlowo-wapiennego CEM II/B-M (S+LL) (rys. 3c) wskazują wyraźnie na synergię oddziaływania mieszaniny dodatków mineralnych na właściwości mechaniczne cementu w porównaniu do cementów z jednym dodatkiem mineralnym. Efekt synergistyczny jest szczególnie wyraźny w przypadku cementów popiołowo-żużlowych CEM II/B-M (V+S) (rys. 3b) gdzie wytrzymałości cementu popiołowo-żużlowego są wyraźnie korzystniejsze od cementów CEM II zawierające tylko jeden dodatek mineralny, tj. żużel lub popiół. Wyraźnie efekt synergistyczny dodatków mineralnych w składzie cementu podkreślają pomiary ciepła hydratacji cementów. W tym przypadku addytywność oddziaływania składników z efektem synergii, podkreślają zależności dla cementu popiołowo-wapiennego CEM II/B-M (V+LL) określające ilość i szybkość wydzielonego ciepła oraz moc cieplną, zdecydowanie wyższe i intensywniejsze od cementów tylko jeden dodatek wapienia LL lub popiołu V (rys. 4). Nie analizując problemu od strony naukowej, można zakładać, że wykazane efekty synergii dodatków mineralnych w składzie cementu należy wiązać z modyfikacją procesu hydratacji cementu (kinetyka wydzielania ciepła) oraz mikrostrukturą produktów hydratacji cementów (wytrzymałości cementów) i stwardniałego zaczynu, poprzez poszczególne dodatki mineralne. Potwierdzają to zamieszczone w dalszej części artykułu wyniki badań betonów z cementów wieloskładnikowych. 11

12 Wytrzymałość, MPa dq/dt [J/gh] Q/g [J/g] 35 Szybkość wydzielania ciepła 400 Ilość wydzielonego ciepła w czasie 30 CEM I CEM II/B-V CEM II/B-L 250 CEM II/B-M (V+L) CEM I CEM II/B-V CEM II/B-L 5 50 CEM II/B-M (V+L) czas [godzin] czas [godzin] Rys. 4. Ciepło uwodnienia cementów zawierających dodatek wapienia i popiołu lotnego V. Obszerne badania prowadzone na cementach portlandzkich wieloskładnikowych popiołowo-wapiennych oraz żużlowo-wapiennych oraz praktyka przemysłowa produkcji tych cementów wykazują, że najbardziej wyraźny efekt synergii obserwuje się przy zbliżonej proporcji poszczególnych dodatków mineralnych w cemencie. Obrazują to histogramy na rys. 5 i 6, przedstawiające wytrzymałości cementów portlandzkich popiołowo-wapiennych CEM II/A,B-M (V-LL) i cementów portlandzkich żużlowowapiennych CEM II/A,B-M (S-LL). Najkorzystniejsze wytrzymałości wczesne po 2 dniach i normowe po 28 dniach twardnienia uzyskano dla cementów o zbliżonych proporcjach dodatków mineralnych w portlandzkich składzie cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II/A,B-M. CEM II/A-M(V-LL) 60 (kam.wap. 10%, popiół 10%) 50 CEM II/A-M(V-LL) (kam.wap. 5%, popiół 15%) 40 CEM II/A-M(V-LL) (kam.wap. 15%, popiół 30 5%) CEM II/B-M(V-LL) 20 (kam.wap. 17,5%, popiół 17,5%) CEM II/B-M(V-LL) 10 (kam.wap. 10%, popiół 25%) 0 CEM II/B-M(V-LL) 2 dni 28 dni 90 dni (kam.wap. 25%, popiół 10%) Rys. 5. Wytrzymałość na ściskanie zapraw cementowych wykonanych z użyciem cementów CEM II/A,B-M (V-LL). 12

13 Wytrzymałość, MPa dni 28 dni 90 dni CEM II/A-M(S-LL) (kam.wap. 10%, żużel 10%) CEM II/A-M(S-LL) (kam.wap. 5%, żużel 15%) CEM II/A-M(S-LL) (kam.wap. 15%, żużel 5%) CEM II/B-M(S-LL) (kam.wap. 17,5%, żużel 17,5%) CEM II/B-M(S-LL) (kam.wap. 10%, żużel 25%) CEM II/B-M(S-LL) (kam.wap. 25%, żużel 10%) Rys. 6. Wytrzymałość na ściskanie zapraw cementowych wykonanych z użyciem cementów CEM II/A,B-M (S-LL) 4. Właściwości cementu portlandzkiego wieloskładnikowego CEM II/B-M (S-V) i cementu wieloskładnikowego CEM V/A (S-V), żużlowo-popiołowych W prezentowanej analizie cementów wieloskładnikowych szczególną uwagę należy zwrócić na cementy portlandzkie wieloskładnikowe popiołowo-żużlowe. Zgodnie z normą PN-EN są to cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II/A,B-M (S-V), zawierające odpowiednio do 20% (odmiana A) i 35% sumy dodatków żużla granulowanego S i popiołu krzemionkowego V (odmiana B) oraz cementy wieloskładnikowe CEM V/A,B zawierające odpowiednio do 60 (A) i 80% (B) sumy tych dodatków. Na rynku krajowym cementy te są stosunkowe nowym produktem. Norma krajowa PN-88/B do roku 1988 dopuszczała produkcję cementów tylko z dodatkiem popiołu lub żużla. Wdrożona w roku 1997 prenorma europejska ENV jako norma krajowa PN-B dopuszczała do produkcji jedynie jeden cement portlandzki popiołowo-żużlowy CEM II/ A,B (S-V). Obecnie zgodnie z normą europejską PN-EN 197-1, ustanowioną w roku 2002, można produkować cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II, z dowolną sekwencją dodatków mineralnych. Norma ta klasyfikuje również cementy wieloskładnikowe CEM V. Ustanowienie normy europejskiej PN-En stanowi zachętę do rozwoju produkcji cementów portlandzkich popiołowo-żużlowych CEM II/A,B-M(S-V). Podjęto również na skalę przemysłową produkcje cementów wieloskładnikowych CEM V. Należy podkreślić, że obok czynników związanych ze wspomnianym problemem ograniczenia emisji CO 2 w procesie produkcji cementu, wzrost produkcji cementów popiołowożużlowych wynika z dużego zapotrzebowania na ten rodzaj cementu, stosowanego w budownictwie do wykonawstwa betonów konstrukcyjnych wysokiej jakości, w tym betonów specjalnych wysokowytrzymałościowych, SCC, dla budownictwa drogowego, konstrukcji masywnych i wielkogabarytowych. Odpowiednio do zapotrzebowania rynku produkowane są cementy o różnym udziale i proporcji dodatku żużla i popiołu oraz różnych klas wytrzymałościowych. 13

14 Właściwości cementów, portlandzkiego wieloskładnikowego CEM II/B-M (S-V) i cementu wieloskładnikowego CEM V/A, wykonanych w warunkach laboratoryjnych, dla różnych proporcji popiołu i żużla, przedstawiono w tabeli 4. Zamieszczone w tablicy 4 właściwości takich cementów podkreślają wcześniej analizowaną zależność obniżonej wytrzymałości początkowej i dużych przyrostach wytrzymałości po długich okresach twardnienia. Należy podkreślić, że cementy zawierające do 50% dodatku popiołowożużlowego, osiągają wytrzymałość 28 dniową powyżej 45,0 MPa. Wszystkie badane cementy posiadają bardzo wysoką wytrzymałość w późniejszym okresie twardnienia (po 90 i 180 dniach). Nazwa cementu CEMII/ B-M CEMV/A Tabela 4. Właściwości cementów wieloskładnikowych laboratoryjnych Zawartość Wodo- Początek Wytrzymałość na ściskanie, dodatku, %wag. żadność Wiązana w MPa po upływie dni Popiół Żużel % minuty lotny , ,0 28,8 46,1 62,7 68, , ,6 29,9 48,8 62,3 67, , ,0 33,9 49,8 61,3 67, , ,9 28,6 47,8 62,0 64, , ,1 24,1 45,8 63,3 70, , ,1 21,1 37,9 50,1 56, , ,6 18,2 40,3 58,8 63,8 CEMV/B ,6 >420 5,1 12,6 36,4 53,4 61, , ,1 16,0 33,3 42,2 47, ,8 >420 2,6 11,1 33,9 46,5 51,4 Pozytywne wyniki badań laboratoryjnych oraz doświadczenia przemysłowe były podstawową rozwoju produkcji cementu portlandzkiego CEM II/B-M (S-V) oraz wdrożenia do produkcji cementu wieloskładnikowego CEM V/A (S-V). Wytrzymałości cementów przemysłowych wieloskładnikowych żużlowych i żużlowo-popiołowych oraz ich ciepło hydratacji porównano w tablicach 5 i 6 i na rys. 7. Na rys. 8 zestawiono natomiast histogramy wytrzymałości betonów wykonanych z cementu wieloskładnikowego CEM V/A(S-V) 32,5R otrzymanego w warunkach przemysłowych. Tabela 5. Wytrzymałości cementów wieloskładnikowych przemysłowych Nazwa cementu Wytrzymałość na ściskanie, w MPa po upływie dni CEM II/B-S 32,5 R 18,0 32,1 46,8 56,2 63,4 CEM II/B-M (S-V) 32,5 R CEM V/A (S-V) 32,5 N CEM V/A (S-V) 32,5 R CEM V/B (S-V) 32,5 N 16,8 33,9 45,2 59,3 64,2 8,1 22,2 41,3 52,1 57,4 9,2 25,4 42,5 51,8 57,1 4,6 20,8 37,8 47,2 54,2 14

15 Tabela 6. Ciepło hydratacji przemysłowych cementów wieloskładnikowych żużlowo-popiołowych. Ciepło hydratacji po upływie godzin: Rodzaj cementu CEM I 32,5R CEM II/B-S 32,5 R CEM II/B-M (S-V) 32,5 R CEM V/A (S-V) 32,5 N CEM V/A (S-V) 32,5 R CEM V/B (S-V) 32,5 N Uwagi: semiadiabatyczna metoda badania wg PN-EN 196-9, wymagania dla cementów o niskim cieple uwodnienia LH - maksymalnie 270 J/g po 41 godzinach. wymagania dla cementów specjalnych o bardzo niskim cieple uwodnienia VLH - maksymalnie 220 J/g po 41 godzinach. wymagania dla cementów hydrotechnicznych dla celów energetyki jądrowej - maksymalnie 210 J/g po 72 godzinach i 250 J/g po 169 godzinach (7dni). Dane przedstawione w tablicach 5 i 6, na rys. 7 i 8 oraz omówione w kolejnym punkcie właściwości wskazują, że analizowane cementy CEM II/B-M (S-V) i CEM V/A(S-V) mogą być przedmiotem doboru do projektowania i wykonawstwa betonów o zróżnicowanych właściwościach, co do klas wytrzymałości i egzotermii twardnienia. Odpowiednio kierunki wykorzystania tych cementów mogą obejmować technologię betonów zwykłych, specjalnych; BWW, SCC, odpornych na korozje siarczanową i alkaliczną oraz o zróżnicowanej egzotermii twardnienia, w tym dla betonów masywnych i wielkogabarytowych. 5. Stosowanie cementów wieloskładnikowych a trwałość betonu Korzystny wpływ cementów wieloskładnikowych na właściwości betonów jest potwierdzony w wielu publikacjach [6-9]. Cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II/M w zależności od rodzaju dodatku mineralnego, proporcji dodatków oraz stopnia ich rozdrobnienia mogą osiągać wytrzymałość zbliżoną do cementu portlandzkiego CEM I, poprawiać urabialność mieszanki betonowej (rys. 9) oraz korzystnie kształtować trwałość betonu. Literatura przedmiotu oraz praktyka stosowania wykazały szczególna przydatność cementów wieloskładnikowych popiołowo-żużlowych do projektowania i wykonawstwa betonów narażonych na klasy ekspozycji związanych z korozją betonu, szczególnie XA. J/g 15

16 dq/dt [J/gh] Q/g [J/g] Ilość wydzielonego ciepła w czasie CEM I 32,5R CEM II/B-S 32,5R CEM II/B-M (S-V) 32,5R 50 CEM V/A (S-V) 32,5N CEM V/B (S-V) 32,5N Czas [godz.] 30 Szybkość wydzielania ciepła CEM I 32,5R CEM II/B-S 32,5R CEM II/B-M (S-V) 32,5R 15 CEM V/A (S-V) 32,5N CEM V/B (S-V) 32,5N Czas [godz.] Rys. 7. Ciepło hydratacji cementów popiołowo-żużlowych 16

17 Wytrzymałość, MPa 70 65, w/c = 0,45 w/c = 0,50 w/c = 0,65 53,2 42,2 47, ,9 15,6 6,1 35,7 27,7 15,1 21,9 2 dni 7 dni 28 dni 90 dni 29,1 Rys. 8. Wytrzymałość na ściskanie betonu wykonanego z cementu CEM V/A (S-V) 32,5R w zależności od wskaźnika wodno-cementowego (w/c) (350 kg cementu na 1m 3 betonu) Rys.9. Rodzaj cementu a właściwości betonu [2] Ogólnie znanym faktem jest, że podstawowe znaczenie w przebiegu procesów korozyjnych ma przepuszczalność zaczynu i zdolność do zapełniania powstałych mikrospękań produktami hydratacji (potencjał hydratacyjny zaczynu poddanego procesom korozyjnym). Przepuszczalność matrycy cementowej betonu zwiększa się ze wzrostem porowatości, a głównie objętości porów kapilarnych. Betony wykonane z cementu z dodatkiem wapienia, popiołu lotnego, i/lub granulowanego żużla wielkopiecowego posiadają zmniejszoną przepuszczalność, wynikającą z modyfikacji rozkładu wielkości porów. 17

18 Współczynnik dyfuzji [10-12m2/s] Stwierdzono, że w cementach z dodatkiem wapienia LL ze względu na znaczenie lepszą mielność wapienia od klinkieru cementowego, składnik LL lokuje się w drobnych frakcjach cementu i spełnia rolę mikrowypełniacza doszczelniającego strukturę (mikrostrukturę) stwardniałego zaczynu cementowego. Strukturę rozkładu porów kształtuje również reakcja pucolanowa w cementach popiołowo-żużlowych, których produkty czynią mikrostrukturę stwardniałego zaczynu bardziej zwartą, co znacznie utrudnia proces dyfuzyjnego oddziaływania jonów agresywnych ze środowiska na beton. Współczynniki dyfuzji jonów chlorkowych w betonach z cementów wieloskładnikowych przedstawiono na rys. 10 [2]. Zamieszczone na rysunku histogramy dla poszczególnych rodzajów cementów podkreślają, dominującą rolę w ograniczeniu strumienia dyfuzji jonów chlorkowych poprzez uszczelnienie matrycy cementowej produktami reakcji pucolanowej. Współczynnik dyfuzji dla betonów z cementów żużlowopopiołowych o dużym znaczeniu reakcji pucolanowej w kształtowaniu mikrostruktury i szczelności matrycy cementowej jest wyraźnie niższy niż dla cementów wapiennych (rys. 10). Zależności takie jednoznacznie potwierdzają wyniki badań przedstawione na rys. 11. W cementach popiołowo-żużlowych strumień dyfuzji chlorków w betonie po długim okresie twardnienia ulega prawie całkowitemu zahamowaniu. Ograniczony strumień dyfuzji czynnika korozyjnego środowiska dla cementów popiołowo-żużlowych potwierdzają wyniki badań odporności cementów na siarczany, przedstawione na rys. 12. Cementy wieloskładnikowe popiołowo-żużlowe w porównaniu do cementów wieloskładnikowych z udziałem wapienia charakteryzują się zwiększoną odpornością na oddziaływanie jonów siarczanowych. Szczególnie duży wpływ na odporność cementów na korozję siarczanową ma udział popiołu lotnego krzemionkowego V (rys. 12). Jak wynika z badań SEM, przedstawionych na zdjęciach 1-4, zaprawy z takich cementów nie wykazują praktycznie oznak korozji siarczanowej CEM I CEM II-LL CEM II-M (V-LL) CEM II-M (S-LL) CEM II-S CEM III Rys. 10. Współczynnik dyfuzji (D CI,M in m 2 /s) w betonach z cementów wieloskładnikowych po 28 twardnienia (w/c=0,5; zawartość cementu 320kg/m 3 ; dojrzewanie w wodzie) 18

19 Zawartośd chlorków (%) Zawartośd chlorków, (%) W zaprawach z cementów z udziałem wapienia identyfikuje się w strefach spękań i destrukcji znaczne ilości ekspansywnego etryngitu oraz gipsu, tj. produktów ekspansywnych, oddziaływania jonów siarczanowych ze środowiska na matrycę cementową. 0,180 0,160 0,140 0,120 0,100 0,080 0,060 0,040 0,020 0, Głębokośd (mm) CEM II/B-LL 32,5R w/c=0,43 CEM II/B-M (S-V) 32,5R w/c=0,43 0,180 0,160 0,140 0,120 0,100 0,080 0,060 0,040 0,020 0, Głębokośd (mm) CEM II/B-LL 32,5R w/c=0,51 CEM II/B-M (S-V) 32,5R w/c=0,51 Rys. 11. Porównanie penetracji chlorków w betonach z cementów wieloskładnikowych wapiennych i popiołowo-żużlowych [12] 19

20 Złuszczenie betonu, kg/m2 Wydłużenie *%+ 3,4 3,2 2,8 3 2,6 2,4 2,2 1,8 2 1,6 1,4 1,2 0,8 1 0,6 0,4 0,2 0 CEM II/B-LL 32,5R 33%LL CEM II/B-LL 32,5R 25%LL CEM II/B-M (S-LL) 32,5R 8%S, 19%LL CEM II/B-M (S-LL) 32,5R 14%S, 13%LL Czas przechowywania beleczek w roztworze siarczanu sodu [tygodnie] Rys. 12. Ekspansja zapraw z cementów wieloskładnikowych w roztworze Na 2 SO 4 Analizują odporność betonu na klasy ekspozycji XC i XF uważa się, że z cementów z dodatkami mineralnymi trudniej jest wykonać beton odporny na karbonatyzację i działanie mrozu z oddziaływaniem środków odladzających. Jednakże, jak wykazują prace badawcze i praktyka przemysłowa, przy prawidłowym zaprojektowaniu betonu; niskim w/c, odpowiednim napowietrzeniu i pielęgnacji, uzyskuje się beton o dużej trwałości [2,6,10,11]. Zależności takie według badań własnych pokazano na rysunkach 13 i 14 [3,6] Kryterium trwałości dla betonów odpornych na środki odladzające w/c=0,55, czas dojrzewania 91 dni 10 8 w/c=0,55, czas dojrzewania 28 dni 6 4 w/c=0,44, czas dojrzewania 28 dni 2 0 CEM II/B-V CEM II/B-S CEM II/B-M (S-V) CEM V/A (S-V) w/c=0,44, czas dojrzewania 28 dni, beton napowietrzony Rys. 13. Porównanie ubytków masy betonów z cementów wieloskładnikowych 20

21 Zdjęcie 1. Zdjęcie 2. Zdjęcia 1. i 2. Mikrostruktura zapraw z cementów CEM II/B-LL 25% wapienia LL, po korozji siarczanowej. Zdjęcia 1. Punkt 1 - iglaste skupienia etringitu w strefie spękań. Zdjęcia 2. Strefa kontaktowa zniszczonej matrycy cementowej po grubym ziarnie kwarcu, z produktami korozji w postaci gipsu. Punkt 1. Warstwy gipsu. Zdjęcie 3. Zdjęcie 4 Zdjęcia 3 i 4. Mikrostruktura zaprawy z cementu CEM II/B-M (S-V) 14%S 15%V po korozji siarczanowej. 6. Podsumowanie Praktycznie brak znamion destrukcji siarczanowej w próbce w postaci spękań i nieciągłości w matrycy. Zdjęcie 3. punkt 1. równomiernie rozmieszczone płytkowych form kryształów etringitu pierwotnego. Zdjęcie 4. Zbita struktura w formie plastra pszczelego fazy C-S-H, w strefie kontaktowej po grubym ziarnie kwarcu. 21

22 Głębokoość karboantyzacji po 2 latach, mm w/c=0,55 w/c=0, CEM I CEM II/B-V CEM II/B-S CEM II/B-M (S-V) CEM V/A Rys. 14. Wpływ w/c na karbonatyzację betonu z cementów wieloskładnikowych Przedstawione w artykule wyniki badań właściwości mechanicznych i fizycznych cementów wieloskładnikowych, zawierających mieszaninę nieklinkierowych składników są korzystniejsze w stosunku do cementów zawierających tylko jeden dodatek mineralny. Zależności te są potwierdzane w badaniach właściwości użytkowych betonów wykonanych z takich cementów. Efekt synergii dodatków mineralnych w składzie cementów wieloskładnikowych jest szczególnie wyraźnie obserwowany dla cementów wieloskładnikowych popiołowo-żużlowych (S-V). Omówione w artykule właściwości cementów portlandzkich wieloskładnikowych popiołowo-żużlowych CEM II/A,B-M (S-V) oraz cementów wieloskładnikowych CEM V/A, mogą być przedmiotem doboru do projektowania i wykonawstwa betonów o zróżnicowanych właściwościach, co do klas wytrzymałości, egzotermii twardnienia i odporności na korozyjne działanie środowiska. Odpowiednio kierunki wykorzystania tych cementów mogą obejmować technologię betonów zwykłych oraz specjalnych; BWW, SCC, odpornych na korozje siarczanową i alkaliczną oraz o zróżnicowanej egzotermii twardnienia, w tym dla betonów masywnych i wielkogabarytowych. Efekt synergii dodatków mineralnych w składzie cementów wieloskładnikowych potwierdzany badaniami technologicznymi, może być wyjaśniony poprzez badania mikrostruktury matrycy cementowej. W tym zakresie ważnym czynnikiem kreującym lepsze właściwości cementów wieloskładnikowych i efekt synergii wydaje się kształtowanie szczelnej mikrostruktury matrycy, stanowiącej efekt korzystnych oddziaływań fizykochemicznych poszczególnych dodatków mineralnych na procesy i produkty hydratacji, szczególnie w zakresie ilości i morfologii fazy C-S-H Literatura [1] Muller Ch.: Środowiskowe i techniczne aspekty stosowania cementów mieszanych w betonach; Drogi i Mosty, nr 3, 2006, s [2] Muller Ch.: Performance of Portland-composite cements, Cement International 2/2006, vol.4, pp

23 [3] Giergiczny Z, Rola popiołów lotnych wapniowych i krzemionkowych w kształtowaniu właściwości współczesnych spoiw budowlanych i tworzyw cementowych, Monografia nr 325, Politechnika Krakowska, [4] Härdtl, R.: The Pozzolanic Reaction of Fly Ash in Connection with different Types of Cement. In: Proc.10th Int. Congress on the Chemistry of Cement, Gothenburg, Vol.3 (1997) [5] Detwiler, R. J., Properties of Concretes made with Fly Ash and Cements Containing Limestone, PCA R&D Serial No. 2082, Portland Cement Association, Skokie, Illinois, (1996) [6] Chądzyński S., Garbacik A.: Cementy wieloskładnikowe w budownictwie. Stowarzyszenie Producentów Cementu. Kraków 2008 [7] Zelić J., Krstulović R., Tkalcec E., Krolo P.: The properties of Portland cementlimestone-silica fume mortars; Cement and Concrete Research 30 (2000) pp [8] Giergiczny Z., Sokołowski M.: Limestone as a component of composite cement, 3 rd International Symposium Non-traditional cement and concrete, Brno 2008, pp [9] Bonavetti V., Donza H., Rahhla V. Irassar E.: Influence of inirial curing on the properties of concrete containing limestone blnded cement; Cement and Concrete Research 30 (2000), pp [10] Giergiczny Z., Glinicki M.A., Sokolowski M., Zieliński M.: Air void system and Frost-salt scaling of concrete containing slag-blended cement. Construction and Building Materials 23(2009), pp [11] Boos P, Härdtl R.: Experience report Portland limestone cement. Report HeidelbergCement Technology Center, 2004, 34p. [12] Metoda oznaczania dyfuzji chlorków w betonie według wytycznych AASHTO T SYNERGIC EFFECT OF NON-CLINKIER CONSTITUENTS IN PORTLAND COMPOSITE CEMENTS. Summary EN Standard specify eight non- clinker constituents for common cement production; granulated blastfurnace slag (S), natural pozzolana (P), natural calcined pozzolana (Q), siliceous fly ash (V), calcareous fly ash (W), burnt shale (T), limestone (L, LL), silica fume (D). Mentioned nonclinker constituents should be used for composite cements production. Portland composite cements, composite cement and blastfurnace cement amount up to 70% commercial scale of cement production. In respect of demands to reduce CO 2 emission in cement process manufacture, further development of composite cements production can be prognosis. In this paper, cements CEM II/A,B and CEM V/A,B containing compositions of blastfurnace slag (S), siliceous fly ash (V) and limestone (LL) have been analyzed. The normative properties of cements and performance properties of concrete cover durability test have been discussed. It was stated, that properties of Portland composite cements CEM II/B-M, containing two mentioned non-clinkier constituents, are generally better than cements containing only one non-clinkier constituent. The synergic effect was especially clearly observed for Portland slug-fly ash cements CEM II (S-V). This phenomenon could be explained by microstructure SEM observation. The Portland composite cements containing two or more, proper choose and composed constituents, give cement matrix and interface zone provide better 23

24 concrete durability. The most important reason to create better properties of analyzed Portland composite cements is probably very densified microstructure cement hydration products with characteristic forms of C-S-H 24

25 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Zbigniew Giergiczny 1 Monika Dąbrowska 2 KOROZJA BETONU. PRZEGLĄD METOD BADAWCZYCH 1. Wprowadzenie Beton należy do najczęściej stosowanych materiałów inżynierskich dzisiejszych czasów, który w czasie eksploatacji narażony jest na działanie różnych środowisk korozyjnych (wodnych, gruntowych, gazowych). O trwałości betonu decyduje wiele czynników: skład betonu (rodzaj i jakość składników), rodzaj środowiska agresywnego, sposób przygotowania, ułożenia, zawibrowania mieszanki betonowej, pielęgnacji i czas jej trwania, wilgotność środowiska, obciążenia występujące w konstrukcji. Największe zagrożenia korozyjne występują w budownictwie morskim, komunalnym, ekologicznym, hydrotechnicznym, drogowym, górniczym [10, 18, 22, 41]. Korozja chemiczna może prowadzić do dwóch głównych zjawisk: zakłócenia stanu równowagi betonu przez ługowanie i odprowadzenie składników zaczynu na zewnątrz, lub powstawanie związków o niskich wytrzymałościach lub pęczniejących [30, 33]. Do najczęściej spotykanych korozji zalicza się agresję chlorkową, siarczanową, ługującą, kwasową, karbonatyzację i wywołaną wodą morską [10, 18, 30, 41]. Metody badań odporności na czynniki agresywne powinny odzwierciedlać w jak największym stopniu rzeczywiste warunki, w jakich eksploatowane są konstrukcje betonowe. Ponieważ oddziaływania korozyjnej są procesami długotrwałymi istnieje techniczna trudność oceny odporności korozyjne betonu w momencie jego wylewania. Dlatego ważne jest, aby wyniki otrzymywać możliwie jak najszybciej. Wszystkie laboratoryjne procedury badawcze mają charakter przyspieszonych testów trwających miesiące, tygodnie a czasem tylko dni. Ze względu na różnorodność rodzajów agresji istnieje wiele metod, wg których korozję można oceniać. W Polsce nie wszystkie procedury są znormalizowane, co 1 dr hab. inż. prof. nzw. Politechniki Śląskiej, Górażdże Cement S.A. zbigniew.giergiczny@gorazdze.pl 2 mgr inż., Górażdże Cement S.A. monika.dabrowska@gorazdze.pl 25

26 powoduje, że krajowe laboratoria korzystają z norm zagranicznych. W prezentowanej pracy opisano niektóre z dostępnych testów odporności na korozję: chlorkową, siarczanową, kwasową, karbonatyzację i działanie wody morskiej. 2. Korozja chlorkowa Agresja chlorkowa jest jedną z najgroźniejszych, jaka występuje w konstrukcjach budowlanych. Beton narażony jest na nią w czasie ekspozycji na wodę morską, czasem wody kopalniane oraz środki odladzające stosowane w czasie sezonu zimowego. Dla przebiegu procesów korozyjnych najważniejsze znaczenie ma przepuszczalność (dyfuzyjność) zaczynu cementowego (matrycy cementowej), a tym samym betonu, a także zdolność do zapełniania mikrospękań przez produkty hydratacji. Jony chlorkowe najszybciej dyfundują przez zaczyn cementowy (beton) w porównaniu do pozostałych jonów obecnych w roztworze porowym. Podstawowym skutkiem agresji chlorkowej jest korozja zbrojenia, która z kolei jest najczęstszą przyczyną zniszczenia betonu. Innymi skutkami są reakcje z produktami hydratacji cementu, co powoduje m. in. utratę wytrzymałości, trwałości i walorów estetycznych powierzchni betonów [10, 18, 22, 30, 32 34, 41, 60]. Badania penetracji betonu przez jony chlorkowe można podzielić na dwie główne grupy: testy długoterminowe testy przyspieszone. Do metod długoterminowych zalicza się m. in. normy: polską PN-EN [52], amerykańską AASHTO T 259 (ASTM C 1543) [22, 31, 32, 60] czy skandynawską NT Build 443 [47], natomiast pomiary szybkie to np.: standardy: amerykański ASTM C 1202 (AASHTO T 277) [3, 22, 31, 32, 60] czy skandynawskie NT Build 355 [43], NT Build 356 [44], NT Build 492 [48]. Metody długoterminowe nie są powszechnie wykorzystywane do kwalifikacji odporności betonu na penetrację chlorków, ze względu na długi czas trwania badania (czasami ponad rok), dlatego obecnie badanie penetracji betonu przez chlorki najczęściej wykonuje się wg dwóch metod: skandynawskiej NT Build 492 [48], lub amerykańskiej ASTM C 1202 (AASHTO T 277) [3]. Norma skandynawska jest stosowana w Europie, także w polskich laboratoriach [23], natomiast normy amerykańskie w Ameryce Północnej (USA i Kanada) [41] Metody długoterminowe Pierwszym testem penetracji chlorków była procedura AASHTO T 259 Resistance of Concrete to Chloride Ion Penetration (Salt Ponding Test SPT) odporność betonu na penetrację chlorków (test w komorze solnej). Jest metodą pomiaru penetracji chlorków w głąb struktury betonu opartą na naturalnej dyfuzji jonów chlorkowych przez beton. Pozwala na obliczenie współczynnika dyfuzji w stanie nieustalonym przy użyciu II Prawa Fick a na podstawie profilu chlorkowego. Norma ASTM C 1543 przedstawia taką samą metodę jak AASHTO 259 [31, 32, 60]. 26

27 Badanie NT Build 443 NT Build 443 Concrete, Hardened: Accelerate Chloride Penetration (Bulk Diffusion Test BDT) przyspieszony test penetracji chlorków (pomiar dyfuzji objętościowej) jest podobny do metody AASHTO T 259 i został opracowany, aby wyeliminować niedoskonałości tej ostatniej. Opracowano jeszcze kilka alternatywnych metod dla AASHTO T 259, ale BDT jest pierwszą i jedyną znormalizowaną procedurą. Test BDT pozwala na wyznaczenie efektywnego współczynnika transportu jonów chlorkowych, profilu chlorkowego oraz parametru penetracji [47, 60]. Badanie przeprowadza się na przynajmniej 3 walcowych próbkach betonu (formowanych w laboratorium lub odwiertach) o średnicy przynajmniej 75 mm, i wysokości 60 mm wycinanych z walców o wysokości przynajmniej 100 mm. Z odwiertów odcina się warstwę zewnętrzną grubości 10 mm, aby odsłonić otulinę zbrojenia, a następnie odcina się krążek grubości 60 mm. Na warstwę otuliny działa roztwór agresywny. W przypadku próbek betonu wykonanych w laboratorium, cylindry są przecinane w połowie wysokości prostopadle do osi walca. Działaniu roztworu korozyjnego poddaje się powierzchnię ciętą. Przed właściwym badaniem beton trzyma się w nasyconym roztworze Ca(OH) 2 o temp. 23ºC aż do osiągnięcia stałej masy. Następnie boki i spód próbki uszczelniania się żywicą, i ponownie moczy w wodzie wapiennej do uzyskania stałej masy. Potem umieszcza się je w roztworze NaCl o stężeniu 165 ± 1 g/dm 3 2,8 M w temp ºC. Roztwór wymienia się co 5 tygodni. Stosunek pomiędzy eksponowaną powierzchnią próbki a objętością roztworu powinien wynosić cm 2 /dm 3. Na (rys. 1) przedstawiono schemat komory solnej. Okres badania wynosi przynajmniej 35 dni dla betonów niskowartościowych. Dla betonów o wyższych wytrzymałościach czas badania powinien wynosić 90 dni. Rys. 1. Schemat naczynia pomiarowego wg NT Build 443 [47] W plastrze grubości 10 mm pozostałym po przygotowaniu próbki badawczej i warstwach grubości 1 mm odciętych po zakończeniu testu z badanego walca oznacza się zawartość chlorków metodą analityczną (NT Build 208 lub AASHTO T 260). Następnie wykreśla się zależność stężenia chlorków w funkcji głębokości od powierzchni ekspozycji. Z funkcji tej, przy pomocy regresji nieliniowej, można wyznaczyć graniczną zawartość jonów chlorkowych C s, efektywny współczynnik transportu jonów D e i wartość parametru penetracji K Cr zgodnie ze wzorami: x C x, t Cs Cs Ci erf (1) 4D t e 27

28 C C 1 s r KC r 2 De erf (2) Cs Ci gdzie: C(x,t) zawartość chlorków mierzona w kolejnych warstwach po określonym czasie [%], C s warunki brzegowe zawartości chlorków na powierzchni ekspozycji [%], C i początkowe stężenie chlorków mierzone na plastrze 10 cio mm [%], x głębokość warstwy od powierzchni ekspozycji [m], D e efektywny współczynnik transportu jonów chlorkowych [m 2 /s], t czas ekspozycji z dokładnością 5h [h], erf funkcja błędu, K Cr parametr penetracji, C r wybrana koncentracja odniesienia jonów chlorkowych [%] Badanie PN-EN PN-EN Wyroby i systemy do ochrony i napraw konstrukcji betonowych. Metody badań. Pomiar wnikania jonów chlorkowych jest testem pozwalającym mierzyć wnikanie jonów w głąb próbki poprzez pomiar ich zawartości na różnych głębokościach od nasycanej powierzchni. Metoda oparta jest na naturalnej dyfuzji jonów głąb betonu [52]. Pomiar wykonuje się na walcowych próbkach betonu (odwiertach lub wykonanych w laboratorium) o średnicy przynajmniej 100 mm i wysokości przynajmniej 100 mm. Do badania odporności na wnikanie jonów chlorkowych wymagane jest 7 cylindrów po 2 po 28 dniach, 3 i 6 miesiącach oraz dodatkowo próbka kontrolna po 28 dniach. Cylindry po rozformowaniu po 24 h, albo przechowuje się w wodzie, w temp. 21 ± 2ºC, do 28 dnia (dla betonów zwykłych), albo owija się folią na 48 h, a następnie po zdjęciu folii przetrzymuje w temp. 21 ± 2ºC i wilgotności 60 ± 10% do 28 dnia (dla betonów polimerowych). Po okresie pielęgnacji, przed właściwym badaniem, próbki całkowicie nasyca się przez umieszczenie ich w łaźni wodnej z wodą zdemineralizowaną o temp. 21 ± 2ºC, w próżni 2500 ± 500 Pa. Po 24 h przebywania w łaźni walce waży się co 4 h aż zmiana masy nie będzie większa niż 0,5 g na kg masy próbki. Jeśli po 72 h nie osiągnie się stałej masy, zrezygnuje się z badania. Po zakończonym nasycaniu 6 próbek umieszcza się w łaźni z 3% roztworem NaCl w temp. 21 ± 2ºC, a jedną w łaźni z wodą demineralizowaną w takiej samej temp. Cylindry należy ułożyć na bokach, tak aby powierzchnie płaskie były wystawione na swobodne działanie cieczy. Po 28 dniach, 3 i 6 miesiącach przechowywania próbek w medium agresywnym wykonuje się analizę chemiczną aby oznaczyć zawartość jonów chlorkowych w trzech plastrach pobranych z głębokości: warstwa pierwsza z 0 2 mm, warstwa druga z 4 6 mm i warstwa trzecia z 8 10 mm. Aby odrzucić materiał, do którego jony mogły wnikać z różnych kierunków, przycina się boki krążka poprzez usunięcie pierścienia grubości 20 mm. Następnie warstwy kruszy się i mieli, tak aby otrzymać przynajmniej 10 g z każdej warstwy. Natomiast z walca przechowywanego w wodzie po 28 dniach materiał pobiera się z wnętrza cylindra. Zawartość jonów w tej próbce oznacza się w celu ustalenia poziomu tła chlorków. Pomiar zawartości Cl wykonuje się zgodnie z PN-EN Jako wynik podaje się średnie stężenie masowe jonów z każdej warstwy po każdym czasie oraz poziom tła chlorków. 28

29 2.2. Metody szybkie badania korozji chlorkowej Badanie ASTM C 1202 (AASHTO T 277) w stanie nieustalonego przepływu jonów Obecnie amerykańska norma jest najczęściej stosowaną metodą do oceny odporności betonu na działanie chlorków ze względu na swoją prostotę i bardzo krótki czas badania [22, 31, 60]. Norma ASTM C 1202 Electrical Indication of Concrete s Ability to Resist Chloride Ion Penetration (Rapid Chloride Permeability Test RCPT) odporność betonu na dyfuzję chlorków (szybki test przepuszczalności jonów chlorkowych) pozwala na wyznaczenie ilości ładunku elektrycznego, jaki przepłynął przez próbkę określając w ten sposób odporność korozyjną betonu. Metodę tę można stosować do betonów, dla których została określona korelacja pomiędzy tym badaniem a badaniami długoterminowymi wykonanymi np.: wg AASHTO T 259 lub innymi [3, 22, 31, 60]. Pomiar wykonuje się przeważnie na 3 próbkach betonu (wykonanych w laboratorium, lub odwiertach). Dla próbek laboratoryjnych badanie wykonuje się przeważnie po 28 dniach, ale zalecane jest również wykonanie testów po 56 i 90 dniach, zwłaszcza dla betonów z dodatkami pucolanowymi [31]. Do badania używa się walców o średnicy 100 mm i wysokości 50 mm wyciętych z cylindrów o wysokości 100 mm. Przed właściwym pomiarem powierzchnię boczną walca pokrywa się żywicą, suszy w komorze próżniowej przez 3 h, przetrzymuje w próżni w normalnej temp. przez 1 h, a następnie moczy przez 18 h [3, 62]. Tak przygotowaną próbkę umieszcza się pomiędzy elektrodami, za którymi znajdują się komory z roztworami NaCl i NaOH. Roztwór NaCl ma stężenie 3%, natomiast stężenie roztworu NaOH wynosi 0,3 M. Temperatura próbki i użytych roztworów powinna wynosić 20 25ºC. Na (rys. 2) przedstawiono schemat urządzenia pomiarowego. Rys. 2. Schemat urządzenia pomiarowego [22] Pomiędzy elektrodami przykładane jest napięcie stałe o wartości 60 ± 0,1 V na okres 6 h. Przez ten czas, co 30 min, mierzona jest wielkość natężenia prądu. Na tej podstawie jest wyliczana jest ilość ładunku elektrycznego, jaka przeszła przez badany krążek 29

30 wyrażona w Coulombach, pozwalająca ocenić przepuszczalność betonu dla chlorków [3, 31]. Ilość ładunku wylicza się na podstawie wzoru (3), natomiast w (tabl. 1) zawarte są kryteria przepuszczalności jonów chlorkowych: Q 900 I I I (3) 0 2I30 2I I300 2 gdzie: Q ładunek, który przepłynął przez próbkę [C], I 0 początkowe natężenie prądu [A], I t natężenie prądu po czasie t (w min) [A]. Tablica 1. Przepuszczalność chlorków przez beton [3]. Wielkość ładunku, jaki przepłynął [C] Przepuszczalność chlorków > 4000 Wysoka Średnia Niska Bardzo niska < 100 Pomijalna Obecność przewodnika elektrycznego zwiększyłaby przepływ ładunku, dlatego badanie koniecznie trzeba przeprowadzać na próbkach nie zawierających stali zbrojeniowej, włókien węglowych ani innych przewodników [3, 60]. Metoda ma liczne wady [60]: na ładunek przepływający przez próbkę mają wpływ wszystkie jony obecne w cieczy porowej, pomiar dokonywany jest zanim stan równowagi zostanie osiągnięty, wysokie napięcie powoduję wzrost temperatury próbki i ilości przepływającego ładunku, charakteryzuje się małą dokładnością Badanie NT Build 356 Skandynawskie badanie NT Build 356 Concrete, repairing materials and protective coating: Embedded steel method, chloride permeability pomiar przepuszczalności chlorków na próbkach betonowych z prętem zbrojeniowym polega na przyłożeniu napięcia pomiędzy prętem zbrojeniowym z siatką umieszczonych w roztworze korozyjnym. Jako wynik podaje się czas (w dniach) jaki potrzebują jony chlorkowe do spenetrowania warstwy betonu, dotarcia do pręta stalowego i spowodowania skokowego wzrostu prądu płynącego przez próbkę lub pojawienia się brązowej wody [44]. Badanie wykonuje się na 2 3 kształtach betonu, betonu z powłokami ochronnymi, lub zapraw naprawczych przygotowanych laboratoryjnie. Próbki są badane w porównaniu do betonu wzorcowego ( kg/m 3 cementu, w/c = 0,6 opad stożka 120 ± 20 mm). Cylindry mają wymiary: średnica 100 mm i wysokość mm. Osiowo, 50 mm od podstawy walca, umieszczony jest pręt zbrojeniowy o średnicy 10 mm. Po rozformowaniu próbki przetrzymuje się w wodzie w temp 20 ± 2ºC do 14 dnia. Następnie przebywają

31 w warunkach 20 ± 2ºC i wilgotności = 50 ± 5% do 28 dnia. Próbki zapraw/betonu modyfikowane żywicami rozformowuje się po 2 dniach i od razu przetrzymuje się je w warunkach sucho-powietrznych. Tak przygotowany walec umieszcza się wraz z siatką stalową o wymiarach mm w 3% roztworze NaCl tak, aby poziom cieczy znajdował się 30 mm poniżej jego górnej powierzchni. Schemat pomiarowy przedstawiono na (rys. 3). Pomiędzy zbrojeniem i siatką przykłada się stałe napięcie 5 V tak, aby pręt Rys. 3. Schemat pomiarowy [44] stanowił elektrodę dodatnią. Po włączeniu obwodu napięcie odczytuje się co 12 h, aż do pojawienia się pęknięcia betonu lub brązowej wody (pochodzącej od rdzy), co kończy test. Jest to spowodowane zapoczątkowanie korozji zbrojenia przez jony chlorkowe, które dotarły do powierzchni stali pod wpływem działania napięcia. Pęczniejące produkty korozji prowadzą do pojawienia się pęknięcia. W momencie zniszczenia próbki prąd w układzie rośnie skokowo. Prąd płynący w obwodzie wyznacza się ze wzoru (4) poprzez pomiar napięcia na oporniku 10 : gdzie: I prąd płynący w obwodzie [A], U R napięcie na oporniku 10 [V]. U I R (4) 10 Jako wynik podaje się odporność danej próbki na korozję, czyli czas wyrażony w dniach, jaki jest potrzebny do zniszczenia matrycy, (pojawienia się skoku natężenia prądu lub pojawienia się brązowej wody). Odczytuje się go z wykresu natężenie prądu w funkcji czasu. Dodatkowo oblicza się trwałość betonu w stosunku do betonu wzorcowego na podstawie wzoru: gdzie: Q trwałość betonu na korozję chlorkową, t odporność badanej próbki [dni], t o odporność betonu wzorcowego [dni]. t Q (5) t o 31

32 Inne metody badania korozji chlorkowej Metodyka skandynawskiego testu NT Build 355 Concrete, mortars and cement based repair materials: Chloride diffusion coefficient from migration cell experiments (Electrical Migration Test) jest bardzo podobna do testu amerykańskiego ASTM C 1202, ale jest to badanie migracji jonów Cl w stanie ustalonego przepływu (w stanie równowagi) [22, 43, 60]. Innym przykładem jest skandynawska procedura wg NT Build 492 Concrete, Mortars and Cement based Repair Materials: Chloride Migration Coefficient from Nonsteady Migration Experiments (Rapid Migration Test RMT) badanie współczynnika migracji jonów chlorkowych w stanie nieustalonym. Pozwala ona na wyznaczenie współczynników migracji (dyfuzji) jonów chlorkowych w betonach i zaprawach w warunkach nieustalonego przepływu [48, 60]. Metody mierzenia oporności/przewodności betonu są kolejnym sposobem pomiaru pozwalającym ocenić możliwość penetracji matrycy przez chlorki. Wyróżnić możemy kilka technik pomiaru: rezystywności/konduktywności objętościowej betonu przy pomocy prądu stałego [35], rezystywności/konduktywności objętościowej betonu przy pomocy prądu zmiennego metodą 4 punktową [11], rezystywności/konduktywności warstw powierzchniowych konstrukcji betonowych przy pomocy prądu zmiennego metodą Wennera [14, 40, 61]. 3. Korozja siarczanowa Agresja siarczanowa jest najczęściej spotykaną i jedną z najgroźniejszych korozji występujących podczas eksploatacji betonu [10, 18, 30, 33, 41]. Szybkość zniszczenia matrycy zależy w pierwszej kolejności od przepuszczalności betonu i szybkości dyfuzji jonów [22, 30, 33, 34, 41, 61]. Najmniejszą odporność na jony siarczanowe wykazuje zaczyn cementowy, a spośród jego składników: Ca(OH) 2 i uwodnione gliniany wapnia. Korozja betonu uzależniona jest także od rodzaju kationu, jaki towarzyszy jonom SO 4 2. Najbardziej agresywny jest MgSO 4 w stosunku do matrycy cementowej. W pierwszej kolejności atakowany jest Ca(OH) 2 dając jako produkt reakcji gips wtórny, a po skończeniu się porlandytu Na 2 SO 4 reaguje z uwodnionymi glinianami wapnia tworząc ettryngit. Oba powstające związki mają większą objętość od substratów i to właśnie prowadzi do naprężeń i powstania mikrospękań, a w konsekwencji do zniszczenia betonu [18, 22]. Natomiast MgSO 4 jest także agresywne dla fazy C S H, dlatego ta sól jest tak groźna dla trwałości betonu. W wyniku reakcji siarczanu z fazą C S H powstaje żel krzemionkowy o nieograniczonym pęcznieniu [22, 30]. Raport Komitetu Technicznego [12] wyróżnia 3 rodzaje badań korozji siarczanowej w zależności od matrycy cementowej: na zaczynach, na zaprawach, na betonach. Najbardziej rozpowszechnioną metodą badania agresji siarczanowej są testy na zaprawach [12, 20, 22, 38, 41, 50, 54, 72]. Najczęściej mierzonymi parametrami w testach korozyjnych są: zmiany długości próbek (ekspansja), zmiany wytrzymałości na ściskanie i/lub zginanie, utrata masy, wygląd próbek (zmiany zachodzące na powierzchni badanych próbek), zmiana modułu sprężystości (rzadziej stosowana). Badania odporności korozyjnej mogą być prowadzone przy całkowitym zanurzeniu próbek w środowisku (roztworze) 32

33 korozyjnym, częściowym zanurzeniu, lub testy są prowadzone w warunkach zmiennych (cykliczne moczenie w roztworze agresywnym, a następnie suszenie). Metody przy całkowitym zanurzeniu w roztworze korozyjnym są najbardziej rozpowszechnioną wersją badań odporności na agresję siarczanową. Obecnie dostępnych jest wiele norm. Można do nich zaliczyć m. in. normy: polską PN-B [50], projekt europejskiej pr ENV 196-X:1995 [54], amerykańskie ASTM C 452 [20, 72] i ASTM C 1012 [15, 22, 26, 56, 59, 64, 72], francuską NF P [56], rosyjską GOST 4798 [22], australijską AS [72], czy chińskie BG 749 i BG 2420 [72]. Oprócz tego istnieją nieznormalizowane procedury, np.: metoda Wittekindta [22]. Amerykański Instytut Betonu (ACI) w Przewodniku trwałego betonu zaproponował klasyfikację środowiska siarczanowego dla gruntów i wody [41]. Kryteria podano w (tabl. 2). Tablica 2. Klasyfikacja środowiska siarczanowego [41]. Stężenie jonów SO 4 Rodzaj ekspozycji w gruncie % w wodzie g/l Łagodna < 0,1 < 0,15 Umiarkowana 0,1 0,2 0,15 1,5 Ostra 0,2 2,0 1,5 10,0 Bardzo ostra > 2,0 >10, Metoda preferowana przez PN-B W Polsce obowiązuje procedura zawarta w normie PN-B Cement. Cement specjalny. Skład, wymagania i kryteria zgodności. Załącznik C: Oznaczanie odporności cementu na agresję siarczanową pozwalająca określić odporność cementu na jony siarczanowe. Polega na wyznaczeniu ekspansji oraz obserwacji zmian destrukcyjnych (pęknięć, rys, wykwitów, wycieków, zmian barwy, odprysków itp.) beleczek w porównaniu do tych przetrzymywanych w wodzie [50]. Test wykonuje się na 6 beleczkach z metalowymi czopami o wymiarach mm z czego 3 przechowuje się w roztworze korozyjnym a 3 w wodzie. Próbki formuje się zgodnie z PN-EN z dwiema różnicami: zaprawę zagęszcza się poprzez 10 wstrząsów (a nie 60) i układa w jednej warstwie (a nie w dwu). Po rozformowaniu próbek (po 24 lub 48 h) umieszcza się je w wodzie zdemineralizowanej do 28 dnia tak, aby było 2 mm przestrzeni od dna pojemnika i przynajmniej 5 mm przerwy pomiędzy beleczkami. Po tym czasie mierzy się długość początkową kształtek l o na aparacie Graff-Kaufmanna. Następnie 3 beleczki umieszcza się w wodzie zdemineralizowanej, a pozostałe 3 w roztworze Na 2 SO 4 lub Na 2 SO 4 10H 2 O o stężeniu jonów SO 2 4 równym 16 ± 0,5 g/l. Co 28 dni wykonuje się pomiar długości beleczek l t i obserwuje zmiany wyglądu zewnętrznego (pęknięć, rys, wykwitów, wycieków, zmian barwy, odprysków itp.) przez okres 52 tygodni. Przez cały okres badania nie zmienia się wody, w której zanurzone są próbki kontrolne (najwyżej uzupełnia jej brak, aby poziom był stały), natomiast roztwór siarczanów wymienia się co 4 tygodnie, po każdym pomiarze. Po czasie t oblicza się zmiany liniowe l t, średnie 33

34 arytmetyczne tych zmian długości dla próbek przetrzymywanych w wodzie i siarczanie l t (H2O) i l t (Na2SO4), a następnie wartość ekspansji X t wg wzorów: t lt lo l t % (6) l l X (7) t( Na2SO4 ) t( H2O) gdzie: l t zmiana liniowa belki po t czasie [%], l t długość początkowa zmierzona przed umieszczeniem w roztworze korozyjnym [mm], l o długość po czasie t [mm], 160 długość nominalna belki [mm], X t ekspansja [%], l t (Na2SO4) średnia zmiana liniowa beleczek po t czasie przechowywanych w Na 2 SO 4 [%], l t (H2O) średnia zmiana liniowa beleczek po t czasie przechowywanych w wodzie [%]. Cement uznaje się za odporny na działanie siarczanów, jeśli ekspansja po roku jest mniejsza niż 0,5% i nie stwierdzono występowania rys, pęknięć, zmian barwy wykwitów itd. na powierzchni próbki [50] Propozycja znormalizowanej procedury badawczej W 2006 roku grupa ekspertów CEN z Komitetu Technicznego 51 zaproponowała procedurę badawczą do oceny odporności na agresję siarczanową. Propozycja testu jest wynikiem przeglądu przez dostępne metody badania korozji siarczanowej. Założenia przedstawiono w (tabl. 3) [12]. Tablica 3. Założenia procedury zaproponowanej przez CEN/TC 51/WG12/TG1 [22]. Cecha Rodzaj próbek Propozycja Beleczki mm z użyciem piasku zgodnie z EN Skład zaprawy Wskaźnik w/c = 0,6 stosunek cement:piasek 1:3,375 Sposób dojrzewania próbek Umieszczenie próbek w roztworze Rodzaj roztworu korozyjnego Stężenie roztworu korozyjnego Trzy miesiące twardnienia w nasyconej wodzie wapiennej w temp. 20ºC (lub 28 dni w 35ºC). Pełne zanurzenie w roztworze korozyjnym Roztwór Na 2 SO 4 sporządzony z użyciem wody zdejonizowanej 10 g/l jonów SO

35 Cecha Warunki prowadzenia badań Temperatura roztworu Sposób zabezpieczenia próbek przed powierzchniową karbonizacją Długość testu Kryterium siarczanoodporności Propozycja ph i stężenie SO 4 2 kontrolowane przez miareczkowanie automatyczne (sugerowane ph 8 ± 0,5); roztwór mieszany i okresowo wymieniany Panująca w laboratorium temperatura ok. 20ºC nie odpowiada warunkom panującym w całej Europie należy uwzględnić warunki lokalne; możliwa temperatura 10ºC (warunki powstawania thaumasytu) Przed rozpoczęciem badań odporności na działanie korozyjne roztworu Na 2 SO 4, próbki zanurzyć na kilka godzin w rozcieńczonym H 2 SO 4 I propozycja jeden rok, w tym 9 miesięcy w roztworze agresywnym; II propozycja dwa lata, w tym 21 miesięcy w roztworze agresywnym Spadek wytrzymałości na ściskanie próbek poddawanych testowi siarczanoodporności w stosunku do próbek dojrzewających w nasyconej wodzie wapiennej 4. Korozja w wodzie morskiej Tablica 4. Skład sztucznej wody morskiej. Ilość substancji na 1000 g wody wg pr ENV 196-X [5, 54] Stężenie w g/l wg ASTM D 1141 [21] NaCl 30,0 24,53 MgCl 2 5,20 MgCl 2 6H 2 O 6,0 Na 2 SO 4 4,09 MgSO 4 7H 2 O 5,0 CaSO 4 2H 2 O 1,5 CaCl 1,16 KCl 0,695 NaHCO 3 0,201 35

36 Ilość substancji na 1000 g wody wg pr ENV 196-X [5, 54] Stężenie w g/l wg ASTM D 1141 [21] KHCO 3 0,2 KBr 0,101 H 3 BO 3 0,027 SrCl 2 0,025 NaF 0,003 Inne (NO 2, NO 3 ) < 0,0005 Woda morska to przede wszystkich roztwór jonów chlorkowych, magnezowych i siarczanowych, zatem oddziaływanie agresywne jest wyjątkowo silne i złożone. Oprócz reakcji korozyjnych z jonami siarczanowymi mogą zachodzić reakcje związane z obecnością NaCl i spotęgowane towarzystwem soli MgSO 4 i MgCl 2. Do tego dochodzą reakcje jonów Cl ze zbrojeniem [10, 30, 41]. Wiele konstrukcji betonowych narażonych jest na oddziaływanie środowisk morskich, dlatego ważne jest, aby móc ocenić odporność betonu na to medium. W literaturze brak normowych badań odporności na korozję w wodzie morskiej. Jedynie projekt normy europejskiej pr ENV 196-X:1995 Metody badania cementu. Część X: Oznaczenie odporności cementu na agresję roztworu siarczanów lub wody morskiej proponuje metodę badania. Test przebiega wg procedury jak dla korozji siarczanowej, opisanej w (pkt 3.1), z tą różnicą, że zamiast roztworu siarczanu stosuje się sztuczną wodę morską, której skład zawarto w (tabl. 4). Jest to jedyna norma podająca metodykę badania odporności cementu na działanie wody morskiej [5, 54]. Natomiast w amerykańskiej normie ASTM D 1141 Substitute Ocean Water podano tylko sposób wykonania sztucznej wody morskiej (tabl. 4), która może być używa w różnych badaniach m. in. agresji wody morskiej na beton. [19, 21, 28, 39]. 5. Karbonatyzacja Karbonatyzacja jest jedną z głównych przyczyn niszczenia betonu. CO 2 reaguje z produktami hydratacji rozpuszczonymi w roztworze porowym, szczególnie z portlandytem, w wyniku czego tworzy się kalcyt. Reakcjom z CO 2 ulegają też inne hydraty, zwłaszcza gdy skończy się Ca(OH) 2. Możliwe jest powstanie żelu krzemionkowe, który dodatkowo przyspieszy proces karbonatyzacji. Szybkość karbonatyzacji zależy od stężenia i szybkości transportu CO 2 przez system porów. Proces zachodzi najszybciej przy wilgotności 50 70%. Karbonatyzacja prowadzi do obniżenia poziomu ph betonu z ponad 12 do mniej niż 9, co powoduje zanik warstwy pasywacyjnej na powierzchni zbrojenia. W tych warunkach może dochodzić do przyspieszonej korozji prętów stalowych. Z drugiej strony powstający kalcyt uszczelnia powierzchniową warstwę betonu, wpływając korzystnie na zmniejszenie przepuszczalności jonów chlorkowych. Można powiedzieć, że karbonatyzacja ma pozytywny i negatywny wpływ na korozję betonu [10, 14, 41]. 36

37 Ze względu na to, że reakcja karbonatyzacji jest reakcją bardzo powolną, dla oceny odporności betonu na działanie CO 2 stosuje się metody przyspieszone. Przykładem takich badań są normy: polska PN-EN [51] i skandynawska NT Build 357 [45]. W przypadku niejednoznacznych wyników uzyskanych dzięki w/w metodom stosuje się metodę petrograficzną oceny głębokości karbonatyzacji [51]. Normę polską PN-EN Wyroby i systemy do ochrony i napraw konstrukcji betonowych. Metody badań. Oznaczanie odporności na karbonatyzację stosuje się do badania odporności zaczynów, zapraw i betonów naprawczych, na które nie nakłada się powłok ochronnych. Można ją również stosować do betonów zwykłych. Metoda nie ma zastosowania do oceny odporności na obniżenie ph, które może być skutkiem absorpcji innych kwaśnych jonów [51]. Badanie przeprowadza się na 2 próbkach wyrobu (zaczynu, zaprawy, betonu), jednocześnie badając 2 próbki betonu wzorcowego typu C (0,45) wykonanego wg normy PN-EN 1766 Wyroby i systemy do ochrony i napraw konstrukcji betonowych. Metody badań. Betony wzorcowe do badań (zawartość cementu: 360 kg/m 3, w/c = 0,45, maksymalny wymiar kruszywa to 16 mm). Stosuje się próbki prostopadłościenne o różnej wielkości. W przypadku zapraw najlepsze są o wymiarach mm. W przypadku betonów o maksymalnym wymiarze kruszywa > 10 mm minimalne wymiary próbki powinny wynosić mm. Identyczne próbki przygotowuje się z betonu wzorcowego. Po 28 dniach pielęgnowania w wodzie w temp. 20 ± 2ºC belki przenosi się do temp. 21 ± 2ºC i wilgotności 60 ± 10% przynajmniej na 14 dni aż do momentu, kiedy zmiana masy nie będzie większa niż 0,2% na dzień. Następnie belki umieszcza się w komorze, której stężenie CO 2 wynosi 1% w temp. 21 ± 2ºC i przy 60 ± 10% RH. Przepływ gazu przez komorę należy okresowo kontrolować dla zachowania odpowiedniego ciśnienia. Głębokość karbonatyzacji mierzy się przez nałożenie wskaźnika fenoloftaleinowego na powierzchnię świeżego przełamu próbki. Odczyt głębokości karbonatyzacji następuje po 60 ± 5 min po rozpyleniu. Stosowany wskaźnik to 1% roztwór fenoloftaleiny w 70 ml alkoholu etylowego i rozcieńczonego wodą (dejonizowaną lub destylowaną) do 100 ml przygotowanej wg PN-EN [53]. Pomiar wykonuje się przed włożeniem betonu do komory i po 56 dniach przebywania w komorze. Do każdego pomiaru należy pobrać przy pomocy dłuta warstwę grubości przynajmniej 15 mm. Ta sama próbka może być stosowana wielokrotnie do pomiaru wzrastającej w czasie głębokości karbonatyzacji. Głębokość karbonatyzacji jest średnią głębokością zmierzoną w 5 punktach na wszystkich 4 bokach z dokładnością 1 mm. Najpierw oblicza się średnią głębokość z jednego boku, a następnie średnią głębokość karbonatyzacji ze wzorów: p1 5 d k 1 5 (8) dk1 4 d k 4 (9) gdzie: d k1 średnia głębokość karbonatyzacji na boku [mm], p pojedynczy pomiar [mm], d k średnia głębokość karbonatyzacji [mm], 37

38 d k1 4 średnia głębokość karbonatyzacji na bokach [mm]. W przypadku, gdy występują duże zaokrąglone naroża, nieregularna linia karbonatyzacji lub lokalna głęboka karbonatyzacja przy obliczaniu średniej głębokości karbonatyzacji stosuje odpowiednie procedury zawarte w normie PN-EN [51]. Innym badaniem jest skandynawski test NT Build 357 Concrete, repairing materials and protective coating. Carbonation resistance, który również przeznaczony jest do testowania materiałów naprawczych konstrukcji betonowych. Metodyka zawarta w NT Build 357 jest bardzo podobna do tej stosowanej w krajowej nomenklaturze [45]. W dostępnej literaturze badania karbonatyzacji metodą przyspieszoną prowadzono przy różnych warunkach: 50%, 70% i 100% stężeniu CO 2, temperaturze 23ºC i wilgotności RH 70% [14]; 50% CO 2, 50ºC i 50 75% RH przez dni [9, 69]; do 5% CO 2 i 65% RH przez 30 min dziennie [42]; nasyconej atmosferze CO 2 i 60% RH, przez 56 dni [2]; 5% CO 2, 37ºC i 90% RH, przez 360 h lub 20% CO 2 przez 72 h [66]; 10% CO 2, 55% RH w 30ºC [25]; 5% CO 2, 20% O 2 i 65 ± 5% RH w 20ºC przez 14 dni [4]; 50 ± 5%, CO 2, 53 ± 5% RH, w 21 ± 1ºC [63]. W przypadku, gdy po rozpyleniu fenoloftaleiny zmiana barwy następuje powoli, i/lub granica jest rozmyta, metoda fenoloftaleinowa nie daje wystarczająco dokładnych wyników. Może to wskazywać na obszary częściowo skarbonatyzowane. W takim przypadku można zastosować alternatywną metodę badawczą, np. badanie petrograficzne, aby potwierdzić wyniki badania [27, 51]. 6. Korozja kwasowa Ogólnie rzecz ujmując, agresja chemiczna na beton powoduje rozkład produktów hydratacji cementu, w wyniku czego powstają sole wapnia, które mogą być wypłukiwane z matrycy betonowej (jeśli są rozpuszczalne), lub działać rozrywająco w miejscu powstania (jeśli są nierozpuszczalne) [41, 73]. Pod korozją kwasową rozumiemy działanie bardzo wielu substancji, należących do różnych grup związków chemicznych. Należy tu wymienić kwasy nieorganiczne (chlorowodorowy, siarkowodorowy, azotowy, siarkowy, chromowy), kwasy organiczne (octowy, mlekowy, propanowi, masłowy), związki organiczne (fenole, ropa naftowa, oleje mineralne, sacharoza, gliceryna), gazy (CO 2, SO 3, NO x ) [8, 49, 55, 58, 73, 74]. Beton ulega korozji w wyniku działania substancji silnie kwasowych o niskim ph (poniżej 4,5 agresję określa się jako bardzo silną). Jednak przyjęcie ph jako jedynego kryterium oceny agresywności środowiska nie jest odpowiednie. Oprócz ph na szybkość korozji wpływa przepuszczalność i porowatość betonu, ruchliwość jonów korozyjnych, szybkość przepływu medium korozyjnego, temperatura, ciśnienie oraz rodzaj kwasu (mocny czy słaby). Dlatego dla określenia prawdziwej agresywności roztworu ważniejsze jest stężenie kwasu niż ph [24, 41, 73]. Oprócz kwasów, na matrycę cementową działają różne bakterie, które potęgują oddziaływania korozyjne. Same ścieki komunalne nie stanowią zagrożenia dla betonu, natomiast obecność bakterii redukujących siarkę w warunkach beztlenowych (pod lustrem ścieków) powoduje powstawanie H 2 S, który unosi się nad powierzchnię cieczy, osadza się na wilgotnej warstwie powlekającej eksponowaną powierzchnię betonu, następnie reaguje z tlenem, przechodząc do postaci atomowej i na skutek działania bakterii utleniających siarkę (thiobacillus) ulega utlenieniu do kwasu siarkowego. Zatem agresja następuje 38

39 powyżej poziomu ścieków. Reakcje korozyjne kwasu siarkowego z betonem są analogiczne do korozji siarczanowej. Sytuacja taka powstaje w instalacji kanalizacyjnej i oczyszczalniach ścieków. Tak wywołana korozja nazywana jest korozją biosiarczanową [1, 17, 36, 41, 70, 73, 75]. Najbardziej agresywnymi kwasami są te, powodujące powstawanie produktów o największej rozpuszczalności [49]. Wg [1] najbardziej korozyjnym kwasem jest H 2 S, który w wyniku działań bakterii siarkowych przemieniany jest do kwasu siarkowego bardzo szybko reagującego z betonem. Więcej niż 20% uszkodzeń w systemie kanalizacji spowodowana jest działaniem biogennego kwasu siarkowego [29]. Wśród kwasów organicznych octowy i mlekowy są najbardziej agresywne [73]. W dostępnej literaturze opracowano różnorodne metody fizyczne i chemiczne badania korozji kwasowej. Nie istnieją jednak znormalizowane procedury z wyjątkiem amerykańskiej ASTM C 267 [55, 65] i skandynawskiej NT Biuld 363 (przeznaczonej do oceny powłok antykorozyjnych dla betonu) [46]. Podstawowym warunkiem opracowywania metodyki jest, aby warunki pomiaru były jak najbardziej zbliżone do występujących w rzeczywistości, ponieważ przy użyciu stężonego kwasu rozpuszczeniu ulegają wszystkie składniki matrycy [6, 41]. Może także okazać się, że betony odporne np. na kwas siarkowy nie zawsze muszą być odporne na kwas siarkowy pochodzenia organicznego [57]. Uniemożliwia to wykonanie poprawnej oceny jakości, a interpretacja wyników musi być bardzo ostrożna. Amerykańska procedura ASTM C 267 Chemical Resistance of Mortars, Grouts, and Monolithic Surfacings and Polymer Concretes odporność chemiczna zapraw, zapraw murarskich i betonów polimerowych jest jedyną normą pozwalającą ocenić odporność na agresję kwasową. Badanie można prowadzić na zaprawach lub betonach. Po 28 dniach pielęgnacji próbki umieszcza się na 28 dni w temp. pokojowej w różnych roztworach niszczących podanych w (tabl. 5) wg różnych źródeł: Tablica 5. Roztwory symulujące agresywne środowisko wg ASTM C 267. wg [55] wg [65] 1% H 2 SO 4 5% CH 3 COOH 5% H 2 SO 4 5% HCOOH 1% HCl 5% C 2 H 4 OHCOOH 1% HNO 3 5% NaClO 5% CH 3 COOH 5% Na 3 PO 4 5% H 3 PO 4 NH 3 Mieszanina Na 2 SO 4 i MgSO 4 Nasycony roztwór cukru Olej spożywczy Po zakończeniu badania próbki przemywa się wodą dejonizowaną w celu usunięcia odspojonych części. Jako wynik podaje się utratę wagi lub wytrzymałości w stosunku do wartości sprzed badania. Beton/zaprawę uznaje się za odporną, gdy ubytek masy nie przekracza 5% a ubytek wytrzymałości 10% [55, 65]. 39

40 Natomiast skandynawska norma NT Build 363 Concrete surfaces, organic paints. Acid resistance odporność na działanie kwasów przeznaczona jest do oceny odporności kwasowej powłok stosowanych do ochrony betonu [46]. Wielu naukowców badało oddziaływania różnych kwasów na betony: kwasu siarkowego [6]; kwasów octowego, mlekowego, masłowego, propanowego [8]; kwasów mlekowego i octowego [16]; kwasów nieorganicznych i organicznych oraz związków organicznych (fenole, oleje spożywcze) [73, 74]; kwasów octowego i azotowego [49]; kwasu chlorowodorowego [24]; kwasów chlorowodorowego i siarkowego [1]. Innym typem badań korozji kwasowej są badania z wykorzystaniem kultur bakterii test mikrobiologicznej korozji kwasowej (przeważnie siarkowej) [1, 17, 36, 37, 67, 68]. 7. Podsumowanie Generalnie testy określające odporność na działanie środowisk korozyjnych przeprowadza się na próbkach betonowych, za wyjątkiem korozji siarczanowej. Pojęcie korozji betonu jest bardzo skomplikowane i obszerne. Nie da się w prosty sposób ocenić odporności korozyjnej betonu w sposób całościowy i nie istnieje pojedyncze badanie pozwalające na taką ocenę. Jest to niemożliwe ze względu na złożoność struktury jaką jest beton, jak również z powodu różnorodności mediów agresywnych. W literaturze przedmiotu dostępna jest duża liczba metod badawczych korozji betonu. Istnieją jednak obszary, które koniecznie wymagają dalszego rozwoju. Dotyczy to przede wszystkim metod badań korozji kwasowej i w wodzie morskiej. W obu przypadkach powinno się opracować procedury normowe. Problem agresji kwasowej jest o tyle trudny, iż występuje tu wiele roztworów korozyjnych, o różnym mechanizmie działania, tak więc przyszła norma powinna zawierać inne testy dla różnych czynników korozyjnych. W przypadku korozji siarczanowej już zaproponowano znormalizowaną procedurę badawczą [12]. Odnośnie przyspieszonych testów przepuszczalności jonów chlorkowych wszystkie dostępne metody mają dużą niepewność pomiarową. Z kolei procedury długoterminowe przeważnie są zbyt czasochłonne. Ten obszar również wymaga dalszych badań, zwłaszcza w przypadku krajowych dokumentów normatywnych. Także pozostałe metody nie są wolne od licznych wad i z tego względu konieczne jest ich udoskonalanie. Literatura [1] V.A. Abdelmseeh, J. Jofriet, G. Hayward, Sulphate and sulphide corrosion in livestock buildings. Part 1: Concrete deterioration, Biosystems Engineering, 2008, s [2] N. Alba, E. Vazquez, S. Gasso, J.M. Baldasano, Stabilization/solidification of MSW incineration residues from facilities with different air pollution control systems. Durability of matrices versus carbonation, Waste Management. 2001, s [3] ASTM C Standard Test Method for Electrical Indication of Concrete s Ability to resist Chloride Ion Penetration [4] C.D. Atis, Accelerated carbonation and testing of concrete made with fly ash, Construction and Building Materials, 2003, s

41 [5] J. Bai, S. Wild, B.B. Sabir, Chloride ingress and strength loss in concrete with different PC PFA MK binder compositions exposed to synthetic seawater, Cement and Concrete Research, 2003, s [6] T. Bakharev, J.G. Sanjayan. Y.-B. Ceng, Resistance of alkali-activated slag concrete to acid attack, Cement and Concrete Research, 2003, s [7] A. Beeldens, J. Montany, E. Vincke, N. De Belie, D. Van Gemert, L. Taerwe, W. Verstraete, Resistance to biogenic sulphuric acid corrosion of polymer-modified mortars, Cement and Concrete Composites, 2001, s [8] A. Bertron, J. Duchesne, G. Escadeillas, Attack of cement pastes exposed to organic acids in maunre, Cement and Concrete Composites, 2005, s [9] M.S. Bin Shafique, J.C. Walton, N. Gutierrez, R.W. Smith, A. Tarquin, Influence of carbonation on leaching of cementitious wasteforms, Journal of Environmental Engineering 1998, s [10] W. Brylicki, Czynniki determinujące trwałość betonu i iniekcyjnych zaczynów cementowych, Sympozjum Naukowo-Techniczne Cementy w budownictwie, robotach wiertniczo-inżynieryjnych oraz hydrotechnice, Piła, 2001 [11] Catalog NDT s [12] CEN/TC 51/WG12/TG1 Doc. 185, Sulphate Resistance Testing State of the Art, 2006 [13] C.-F. Chang, J.-W. Chen, The experimental investigation of concrete carbonation depth, Cement and Concrete Research, 2006, s [14] J.M. Chi, R. Huang, C.C. Yang, Effects of carbonation on mechanical properties and durability of concrete using accelerated testing method, Journal of Marine Science and Technology, No 1, 2002, s [15] P. Chindaprasirt, P. Kanchanda, A. Sathonsaowaphak, H.T. Cao, Sulfate resistance of blended cements containing fly ash and rice husk ash, Construction and Building Materials, 2007, s [16] N. De Biele, J. Monteny, Resistance of concrete containing styrol acid ester latex to acid occurring of floors for livestock housing, Cement and Concrete Research, 1998, s [17] N. De Belie, J. Montany, A. Beeldens, E. Vincke, D. Van Gemert, W. Verstraete, Experimental research and prediction of the effect of chemical and biogenic sulfuric acid on different types of commercially produced concrete sewer pipes, Cement and Concrete Research, 2004, s [18] J. Deja, Trwałość zapraw i betonów żużlowo-alkalicznych, Polski biuletyn Ceramiczny, vol. 83, Kraków 2004 [19] S. Erdogdu, T.W. Bremner, I.L. Kondratova, Accelerated testing of plain and epoxycoated reinforcement in simulated seawater and chloride solutions, Cement and Concrete Research, 2001, s [20] B. Felekoglu, K. Ramyar, K. Tosun, B. Musal, Sulfate resistance of different types of Turkish Portland cements by selecting the appropriate test method, Construction and Building Materials, 2006, s [21] B. Gauthier, I. Vidensky, S. Eidelman, N. Tailleart, J.R. Scully, PTS Al-Co-Ce coatings for aluminum cladding replacement or in-field scratch repair, 2009 DOD Corrosion Conference [22] Z. Giergiczny, Metody badania odporności na korozję chlorkową i siarczanową, II Sympozjum naukowo-techniczne Trwałość betonu, Gliwice, 2008, s

42 [23] M.A. Glinicki, Widmo nasiąkliwości, Budownictwo-Technologie-Architektura, 3/2007, s [24] P. Huang, Y. Bao, Y. Yao, Influence of HCl corrosion on the mechanical properties of concrete, Cement and Concrete Research, 2005, s [25] R. R. Hussain, T. Ishida, Critical carbonation depth for initiation of steel corrosion in fully carbonated concrete and development of electrochemical carbonation induced corrosion model, International Journal of Electrochemical Science, 2009, s [26] E.F. Irassar, M. Gonzalez, V. Rahhal, Sulphate resistance of type V cements with limestone filler and natural pozzolana, Cement and Concrete Composites, 2000, s [27] D. Jana, B Erlin, Carbonation as an indicator of crack age. Information on carbonation products, means for detecting carbonation, and carbonation as a concrete chronometer, Concrete International, 2007, s [28] W.-C. Jau, D.-S. Tsay, A Study of the basic engineering properties of slag cement concrete and its resistance to seawater corrosion, Cement and Concrete Research, 1998, s [29] W. Kaempfer, M. Berndt, Polymer modified mortar with high resistance to acid and to corrosion by biogenous sulfuric acid, Proc. of the IXth ICPIC Congress, Bologna (Italy), 1998, s [30] W. Kurdowski, Chemia cementu, PWN, Warszawa, 1991 [31] J.S. Lawler, J.D. Connolly, P.D. Krauss, S.L. Tracy, B.E. Ankenman, NCHRP Report 566 Guidelines for concrete mixtures containing supplementary cementitious materials to enhance durability of bridge decks, Washington D.C., 2007 [32] R. Loser, B. Lothenbach, A. Leemann, M. Tuchschmid, Chloride, resistance of concrete and its binding capacity Comparison between experimental results and thermodynamic modeling, Cement and Concrete Research, 2010, s [33] J. Małolepszy, J. Deja, W. Brylicki, M. Gawlicki, Technologia betonu. Metody badań, Kraków, 2000 [34] P.K. Mehta, P. Schiessl, M. Raupach, Performance and durability of concrete systems, Proceedings of the 9 th International Congress on the Chemistry of Cement, New Delhi, India, 1992, vol. I, s [35] G.E. Monfore, The electrical resistivity of concrete, Journal of the PCA Research and Development Laboratories, 1968, s [36] J. Montany, E. Vincke, A. Beeldens, N. De Belie, L. Taerwe, D. Van Gemert, W. Verstraete, Chemical, microbiological, and in situ test methods for biogenic sulfuric cid corrosion of concrete, Cement and Concrete Research, 2000, s [37] J. Montany, N. De Belie, E. Vincke, W. Verstraete, L. Taerwe, Chemical and microbiological tests to simulate sulfuric acid corrosion of polymer-modified concrete, Cement and Concrete Research, 2001, s [38] P.J.M. Monteiro, J. Roesler, K.E. Kurtis, J. Harvey, Accelerated test for measuring sulfate resistance of hydraulic cements for Caltrans LLPRS Program, Report Prepared for California Department of Transportation, 2000 [39] P. Montes, T.W. Bremner, D.H. Lister, Influence of calcium nitrite inhibitor and crack width on corrosion of steel in high performance concrete subjected to a simulated marine environment, Cement and Concrete Composites, 2004, s

43 [40] W. Morris, E.I. Moreno, A.A. Sagues, Particular evaluation of resistivity of concrete in test cylinders using a Wenner array probe, Cement and Concrete Research 1996, s [41] A.M. Neville, Właściwości betonu, Polski Cement, Kraków, 2000 [42] V.T. Ngala, CL. Page, Effects of carbonation on pore structure and diffusional properties of hydrated cement pates, Cement and Concrete Research, 1997, s [43] NT Build 355 Concrete, mortar and cement based repair materials: Chloride diffusion coefficient from migration cell experiments [44] NT Build 356 Concrete, repairing materials and protective coating: Embedded steel method, chloride permeability [45] NT Build 357 Concrete, repairing materialsand and protective coating. Carbonation resistance [46] NT Build 363 Concrete surfaces, organic paints: Acid resistance [47] NT Build 443 Concrete, hardened: Accelerate chloride penetration [48] NT Build 492 Concrete, Mortars and cement-based repair materials: Chloride migration coefficient from non-steady migration experiments [49] V. Pavlik, Corrosion of hardened cement pastes by acetic and nitric acids. Part 3. Influence of water/cement ratio, Cement and Concrete Research, 1996, s [50] PN-B Cementy. Cement specjalny. Skład, wymagania i kryteria zgodności, Załącznik C Oznaczenie odporności cementu na agresję siarczanową [51] PN-EN Wyroby i systemy do ochrony i napraw konstrukcji betonowych. Metody badań. Oznaczanie odporności na karbonatyzację [52] PN-EN Wyroby i systemy do ochrony i napraw konstrukcji betonowych. Metody badań. Pomiar wnikania jonów chlorkowych [53] PN-EN Wyroby i systemy do ochrony i napraw konstrukcji betonowych. Metody badań. Oznaczanie głębokości karbonatyzacji w stwardniałym betonie metodą fenoloftaleinową [54] pr ENV 196-X:1995 Method of testing cement. Part X: Determination of the resistance of cements to attack by sulfate solution or by sea water [55] D.M. Roy, P. Arjunan, M.R. Silsbee, Effect of silica fume, metakaolin, and lowcalcium fly ash on chemical resistance of concrete, Cement and Concrete Research, 2001, s [56] E. Roziere, A. Loukili, R. El Hachem, F. Grondin, Durability of concrete exposed to leaching and external sulphate attacks, Cement and Concrete Research, 2009, s [57] M. Schmidt, K. Hormann. F.-J. Hofmann, E. Wagner, Beton mit erhöhtem Widerstand gegen Säure und Biogene Schwefelsäurekorrosion, Concrete Precasting Plant Technol. 4: s [58] C. Shi, J.A. Stegemann, Acid corrosion resistance of different cementing materials, Cement and Concrete Research, 2000, s [59] K.K. Sideris, A.E. Savva, J. Papayianni, Sulfate resistance and carbonation of plain and blended cements, Cement and Concrete Composites, 2006, s [60] K.D Stanish, R.D. Hooton, M.D.A. Thomas, Testing the chloride penetration resistance of concrete: A literature review, FHWA Contract DTFH61-97-R Prediction of Chloride Penetration in Concrete, Toronto, Ontario,

44 [61] Z. Ściślewski, Problemy zagrożenia przed korozją obiektów (budynków) w działalności rzeczoznawcy, VIII Konferencja Naukowo-Techniczna Problemy rzeczoznawstwa budowlanego, Cedzyna, 2004 [62] Technical Bulletin TB-0100, Understanding AASHTO T 277 and ASTM C 1202 Rapid Chloride Permeability Test, [63] M. Thiery, G. Villain, P. Dangla, G. Platret, Investigation of the carbonation front shape on cementitious materials: Effects of the chemical kinetics, Cement and Concrete Research, 2007, s [64] P.J. Tikalsky, D. Roy, B. Scheetz, T. Krize, Redefining cement characteristics for sulfate-resistant Portland cement, Cement and Concrete Research, 2002, s [65] USACE/NAVFAC/AFCESA/NASA UFGS (May 2009), UNIFIED FACILITIES GUIDE SPECIFICATIONS [66] T. Van Gerven, D. Van Baelen, V. Dutre, C. Vandecasteele, Influence of carbonation and carbonation methods on leaching of metals from mortars, Cement and Concrete Research, 2003 [67] E. Vincke, S. Vertichel, J. Montany, W. Verstraete, A new test procedure for biogenic sulfuric acid corrosion of concrete, Biodegradation, 1999, s [68] E. Vincke, E. Van Wanseele, J. Montany, A. Beeldens, N. De Belie, L. Taerwe, D. Van Gemert, W. Verstraete, Influence of polymer addition on biogenic sulfuric acid attack of concrete, International Biodeterioration and Biodegradation, 2002, s , [69] J.C. Walton, M.S. Bin Shafique, R.W. Smith, N. Gutierrez, A. Tarquin, Role of carbonation in transient leaching of cementitious waste-forms, Environmental Science and Technology, 1997, s [70] L. Wysocki, Trwałość betonu w zbiornikach oczyszczalni ścieków, Dni Betonu 2004, s [71] G. Xiong, Y. Cui, L. Chen, H. Jiang, Influence of hydrochloric acid etching on bond strength between concrete substrate and repair materials, Cement and Concrete Composites, 2004, s [72] A. Xu, A. Shayan, P. Baburamani, Test methods for sulfate resistance of concrete and mechanism of sulfate attack. A state of the art review, Review Report 5, 1998 [73] V. Zivica, A. Bajza, Acidic attack of cement based materials a review. Part 1. Principle of acidic attack, Construction and Building Materials, 2001, s [74] V. Zivica, Deterioration of cement-based materials due to the action of organic compounds, Construction and Building Materials, 2006, s [75] B. Zyska, Zagrożenia biologiczne w budynkach, Arkady, Warszawa, 1999 CORROSION OF CONCRETE. TEST METHODS A REVIEW Summary Concrete is the most common material used in building constructions. Through the years buildings have been exposed to several corrosion liquids inducing deterioration of concrete. Test methods should possibly correspond with real conditions. Hereby paper presents the review of different methods of corrosion tests. Due to the fact that concrete corrosion is a very wide matter this article consists of a few test methods used in Polish concrete laboratories. 44

45 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Tomasz Pużak 1 Henryk Skalec 2 Konrad Grzesiak 3 NANOTECHNOLOGIA W PREFABRYKACJI BETONOWEJ 1. Wprowadzenie Współczesny przemysł produkcji materiałów budowlanych stawia coraz wyższe wymagania dotyczące czasu uzyskania przez beton projektowanych właściwości. Skrócenie czasu wiązania i twardnienia betonu (cementu) możliwe jest w wyniku przeprowadzenia odpowiedniej obróbki termicznej zabudowanego betonu lub stosowania odpowiednio dobranych domieszek chemicznych. Okazuje się również, że kształtowanie tych właściwości jest możliwe także z zastosowaniem nanotechnologii. W technologie cementu jak i w technologie wytwarzania betonu, podobnie jak i we wszystkie sfery życia, wchodzą nanotechnologie. Jest to kształtowanie struktury stwardniałego betonu na poziomie pojedynczych atomów i cząstek. Produkty nanotechnologiczne, dzięki swej wysokiej skuteczności, łatwości aplikacji oraz neutralności dla zdrowia i środowiska naturalnego, stają się nieodzownym elementem zarówno w budownictwie, jak również w życiu codziennym. Poprawa bezpieczeństwa, ergonomii, oszczędność kosztów, oraz czasu, to tylko kilka profitów płynących z wykorzystania nanotechnologii. W referacie przedstawiono wyniki badań laboratoryjnych jak i próby przemysłowej betonu samozagęszczalnego przeznaczonego do produkcji prefabrykowanych płyt pokrywowych (elementy zakończenia studni) z użyciem nanometrycznej domieszki przyspieszającej przyrost wytrzymałości na ściskanie. Dzięki zamierzonej strukturalizacji materiałów na poziomie atomowym oraz wykorzystaniu szczególnych zjawisk zachodzących w tej skali, otwiera się cały wachlarz nowych możliwości, które zostaną przedstawione w niniejszym referacie. 1 Mgr inż. Górażdże Cement S.A.; tomasz.puzak@gorazdze.pl 2 Mgr inż. PV Prefabet Kluczbork; henryk.skalec@pv-prefabet.pl 3 inż. BASF Polska ; konrad.grzesiak@basf.com 45

46 2. Wymagania dotyczące elementu Płyty pokrywowe są elementami prefabrykowanym, żelbetowymi, służącymi do przykrycia studzienek, na których spoczywa właz kanałowy. Płyty pokrywowe łączone są z kręgami za pomocą uszczelek gumowych. Płyty pokrywowe są zbrojone zgodnie z dokumentacja konstrukcyjną producenta [1,2]. Elementy te powinny spełniać wymagania zawarte w normie PN-EN 1917:2004 Studzienki włazowe i niewłazowe z betonu niezbrojonego, z betonu zbrojonego włóknem stalowym i żelbetowe. Na rysunku 1 i w tablicy 1 przedstawiono płytę pokrywową 1200 mm [2]. Rys.1. Płyta pokrywowa 1200 mm widok oraz wymiary Tablica 1. Płyta pokrywowa 1200 mm- dane projektowe. Płyta pokrywowa, wymiary [mm] Średnica wewnętrzna (d1) Średnica zewnętrzna (d2) Wysokość (h) Średnica (D) Założenia projektowe Uzyskanie betonu o pożądanych właściwościach wymaga odpowiedniego doboru składników i właściwego procesu projektowania uwzględniającego gęstość i rozstaw zbrojenia, odpowiednią ciekłość mieszanki betonowej, a także czas transportu i zabudowy betonu. Wymagania jakościowe dotyczące betonu przeznaczonego do produkcji płyt pokrywowych zawarte są w normie PN-EN 1917:2004 Studzienki włazowe i niewłazowe z betonu niezbrojonego, z betonu zbrojonego włóknem stalowym i żelbetowe. W przypadku prefabrykowanych pokryw betonowych, stanowiących element zakończenia studni najważniejszym parametrem, oprócz wymagań normowych, było uzyskanie maksymalnej wytrzymałości początkowej - 8 i 20-godzinnej umożliwiającej rozformowanie elementu co w dalszej kolejności rzutuje na usprawnienie pracy całego zakładu prefabrykacji. Wymagania dotyczące zarówno właściwości mieszanki betonowej jak i stwardniałego betonu przedstawiono w tablicy 2. 46

47 Tablica 2. Wymagania projektowe dla elementów zakończenia studni. Wymagania dla mieszanki betonowej Wymagania dla stwardniałego betonu Konsystencja mieszanki betonowej: cm mierzona metodą stolika rozpływowego Brak segregacji składników Utrzymanie konsystencji w czasie min. 20 minut Brak zjawiska bleedingu (odsączania) Klasa betonu C 40/50 po 28 dniach twardnienia Wytrzymałość na ściskanie po 8 godzinach - min. 10 MPa, po 20 godzinach min. 30 MPa 4. Charakterystyka materiałów stosowanych w badaniach 4.1.Cement Biorąc pod uwagę pożądany poziom wytrzymałości wczesnej, zapewniający rozformowanie i transport gotowego elementu na terenie zakładu prefabrykacji, do badań zastosowano cement portlandzki wapienny CEM II/A-LL 42,5R o właściwościach przedstawionych w tablicy 3. Cement portlandzki wapienny CEM II/A-LL 42,5R charakteryzuje się wysoką wytrzymałością wczesną oraz w okresie normowym (28 dni), a także wysokim ciepłem hydratacji. Jest spoiwem powszechnie stosowanym w produkcji betonu towarowego, prefabrykatów wielko i drobnowymiarowych, elementów sprężonych, infrastrukturze komunikacyjnej a także w betonach nowej generacji. Tablica 3. Właściwości cementu portlandzkiego wapiennego CEM II/A-LL 42,5R. Właściwość Wynik badań Wymagania wg laboratorium PN-EN zakładowego Zmiany objętości, Le Chatelier 10 mm 0,5 mm Początek czasu wiązania 60 min 153 min Wytrzymałość na ściskanie po 2 dniach 20 MPa 26,4 MPa Wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach 42,5 MPa 62,5 MPa 4.2. Kruszywo 51,4 MPa Do zaprojektowania składu mieszanki betonowej zastosowano lokalne kruszywa żwirowe, a zaprojektowaną krzywą uziarnienia przedstawia rys.2. Szczególną uwagę zwrócono na uziarnienie piasku. Zastosowane kruszywo umożliwiało osiągnięcie właściwego rozpływu mieszanki betonowej i należyte wypełnienie przestrzeni w wykonywanym elemencie (gęsto ułożone zbrojenie). 47

48 Przesiew, % Krzywe graniczne (wg PN-B ) Krzywa mieszanki 0 0,125 0,25 0, Wymiar oczka sita #, mm Rys. 2. Krzywa uziarnienia mieszanki kruszynowej 4.3. Popiół lotny Podstawą do skonstruowania mieszanki SCC jest odpowiednio wysoka zawartość frakcji pyłowej w betonie (poniżej 0,125 mm). Wynika z tego konieczność zastosowania w betonie SCC odpowiednich wypełniaczy mineralnych. W rezultacie uzyskuje się niską wartość granicy płynięcia i wysoką lepkość mieszanki betonowej. Tej roli nie może pełnić cement, ponieważ skutkowałoby to zbyt dużym skurczem; nie bez znaczenia jest także aspekt ekonomiczny. Odpowiednio dobrany dodatek mineralny, wraz z cementem, zapewnia właściwą płynność mieszanki betonowej oraz pozwala na wydłużenie czasu urabialności (przerabialności) betonu [3]. W prowadzonych badaniach zastosowano wysokiej jakości popiół lotny krzemionkowy o składzie i właściwościach przedstawionych w tablicy 4 i 5. Zastosowany popiół spełniał wymagania normy PN-EN 450-1:2006 Popiół lotny do betonu (kategoria A i N). Tablica 4. Właściwości fizyczne popiołu lotnego. Aktywność pucolanowa Strata SO prażenia 3 CaO wolne Cl - [%] Miałkość Gęstość [%] [%] [%] po 28 po 90 [%] [g/cm 3 ] [%] dniach dniach 2,24 0,67 0,07 0,007 78,4 89,7 34,0 2,13 48

49 Tablica 5. Skład chemiczny popiołu lotnego. SiO 2 Al 2 O 3 Fe 2 O 3 CaO wolne CaO MgO SO 3 Na 2 O K 2 O Cl - 51,50 27,83 7,50 0,07 3,68 2,51 0,67 1,07 2,97 0, Domieszka chemiczna nanotechnologia w składzie betonu W produkcji betonów samozagęszczalnych SCC podstawowym zadaniem domieszki upłynniającej jest nadanie mieszance betonowej o niskim współczynniku w/c bardzo wysokiej płynności zapewniającej własności samopoziomujące oraz możliwość samoistnego odpowietrzenia. Do projektowania i wykonania betonu zastosowano dwa rodzaje domieszek chemicznych. 1. Domieszkę opartą na bazie eterów polikarboksylanowych. Jest to domieszka przeznaczona do produkcji prefabrykatów, betonów o wysokich wytrzymałościach początkowych oraz betonów sprężanych. Zastosowanie tego rodzaju superplastyfikatora pozwala na produkcję betonów o niskim stosunku w/c, co prowadzi do otrzymania betonu o wysokich wytrzymałościach, zarówno wczesnych jak i w okresie normowym (po 28 dniach dojrzewania). Betony z zastosowaniem tej domieszki odznaczają się zdolnością utrzymania odpowiedniej konsystencji nawet przy podwyższonych temperaturach zewnętrznych [4] 2. Nanodomieszkę przyspieszająca twardnienie matrycy cementowej. Jest to domieszka zoptymalizowana dla wszystkich rodzajów betonu, w szczególności konstrukcyjnych elementów prefabrykowanych i stanowi dla ich producentów niezwykle korzystne rozwiązanie. Domieszka ta może stanowić alternatywę dla wszystkich rodzajów obróbki cieplnej, ułatwiając między innymi wykorzystanie materiałów wiążących o niskiej zawartości klinkieru (cementy z dodatkami mineralnymi CEM II-CEM V). Nanokrystaliczna domieszka przyspieszająca to specjalnie zaprojektowana zawiesina zawierająca zarodki kryształów fazy CSH, zapewniająca przyspieszenie procesu hydratacji cementu (w początkowym okresie- 6-12godz.). Dzięki innowacyjnej technologii tworzenia sztucznych zarodków krystalizacji, zostaje zdecydowanie przyspieszony wzrost pełniących najważniejszą rolę kryształów uwodnionego krzemianu wapnia [4]. Produkt ten zapewnia następujące korzyści: Znaczne przyspieszenie wczesnej wytrzymałości, oraz skrócenie lub wyeliminowanie obróbki cieplnej. Możliwość lepszego wykorzystania zdolności produkcyjnych zakładu prefabrykacji Przyspieszenie cyklu produkcyjnego (szybsza rotacja- nawet dwu- lub trzykrotna) Lepsze wykorzystanie szalunków, dzięki wcześniejszemu rozszalowaniu elementów Większa wydajność procesów Zmniejszenie zużycia energii Optymalizacja materiałów Optymalizacja wykorzystania materiałów wiążących, dzięki użyciu cementów niższej klasy, zawierających mniej klinkieru lub zwiększenie zastosowania dodatkowych materiałów pucolanowych (kamień wapienny, popioły lotne, żużel) Zmniejszenie ryzyka opóźnionego tworzenia się etryngitu Zwiększenie trwałości betonu Zasadę działania domieszki pokazano na rysunku 3 i 4. 49

50 a) Powstawanie fazy C-S-H zachodzi w pobliżu ziaren cementu lub na ich powierzchni tworząc warstwę która spowalnia przemieszczanie się reagentów i produktów reakcji. b) Powstawanie fazy C-S-H powstaje z dala odpowierzchni ziaren co powoduje BRAK spowolnienia dyfuzji reagentów i produktów reakcji Rys. 3. Zasada działania nanotechnologicznej domieszki powodującej przyspieszenie twardnienia betonu Rys. 4. Sztuczne zarodki krystalizacji matrycy cementowej (powiększenia 2000x) W celu porównania działania domieszki przyspieszającej twardnienie betonów przeprowadzono w LMB w Strzelcach Opolskich badania porównawcze przyrostu wytrzymałości zapraw normowych zgodnych z PN EN z nanodomieszką (dozowanie 4% m.c) oraz bez domieszki. Wyniki badań przedstawiono w tablicy 6. Zdecydowanie widać wpływ domieszki na początkowy okres twardnienia i wiązania 50

51 zapraw normowych. Wytrzymałości 7 dniowe i normowe pozostają praktycznie na podobnym poziomie dla zapraw z domieszką i bez domieszki Tablica 6. Wpływ nanodomieszki na przyrost wytrzymałości zapraw normowych. Rodzaj cementu Wytrzymałość na ściskanie, MPa 24 godziny 2 dni 7 dni 28 dni CEM I 42,5R bez domieszki 15,5 27,1 45,1 54,5 CEM I 42,5R z domieszką 23,4 33,4 46,7 54,4 CEM II/A-LL 42,5R bez domieszki 15,6 26,7 42,0 53,5 CEM II/A-LL 42,5R bez domieszki 22,1 31,7 41,7 52,8 CEM II/B-S 42,5N bez domieszki 9,3 17,4 36,0 50,5 CEM II/B-S 42,5N z domieszką 14,8 21,9 36,4 51,1 CEM III/A 42,5N bez domieszki 7,8 14,1 27,3 58,0 CEM III/A 42,5N z domieszką 12,9 16,6 26,9 56,8 5. Właściwości mieszanki betonowej i stwardniałego betonu Projektując skład betonu SCC należy na uwadze mieć przede wszystkim właściwości mieszanki betonowej. Mieszanka betonowa powinna charakteryzować się: rozpływem co najmniej 60 cm, co gwarantuje odpowiednią ciekłość mieszanki betonowej umożliwiającą samoistny rozpływ mieszanki w formie płyty pokrywowej utrzymanie konsystencji przez co najmniej 20 minut. Niezbędny czas do utrzymania konsystencji ustalono na podstawie długości przebiegu procesów technologicznych zachodzących w zakładzie prefabrykacji z uwzględnieniem pewnego marginesu bezpieczeństwa. Należy zaznaczyć, że użycie betonu o niższej konsystencji niż zakładana powoduje nieprawidłowe odpowietrzenie mieszanki, co w dalszej konsekwencji niekorzystnie wpływa na właściwości stwardniałego betonu i estetykę produkowanego elementu szybkość rozpływu placka do średnicy 50 cm sek.; pozwala na utrzymanie właściwego tempa prowadzonego betonowania. Zaprojektowano dwie mieszanki betonowe z domieszka chemiczną powodującą przyrost wytrzymałości oraz bez domieszki. Pozostałe składniki były takie same. Skład zaprojektowanych mieszanek przedstawiono w tablicy 7, a właściwości w tablicy 8. 51

52 Tablica 7. Receptura mieszanki betonowej SCC C 40/50. Składnik Mieszanka 1 Mieszanka 2 Ilośc, kg/m 3 Cement CEM II/A-LL 42,5R Piasek 0-2 mm Żwir 2-8 mm Żwir 8-16 mm Popiół lotny Woda Superplastyfikator 3,8 3,8 (Glenium Ace 430) Nanodomieszka X-Seed 14,0 - Tablica 8. Właściwości mieszanki betonowej. Właściwośc Uzyskany wynik Mieszanka 1 Mieszanka 2 Konsystencja mieszanki betonowej: 67 cm 65 cm mierzona jako rozpływ placka Zawartość powietrza 2,5 % 2,3 % Szybkość rozpływu mieszanki do 6 sek 7 sek średnicy 50 cm Segregacja składników brak brak Utrzymanie konsystencji w czasie 45 minut 45 minut Odpowietrzenie mieszanki prawidłowe prawidłowe betonowej Temperatura mieszanki betonowej 19,1 O C 18,5 O C Zjawisko wyrzucania wody brak brak Po ustaleniu składu mieszanki betonowej, nałożono beton do form sześciennych o boku 15 cm bez wibracji (beton SCC). Po przechowywaniu próbek betonowych w warunkach laboratoryjnych (temperatura 20 O C +/- 2 o, wilgotność 95% +/- 5%) poddano je badaniom mającym na celu potwierdzenie uzyskania przez beton zakładanych parametrów jakościowych oraz stwierdzenia wpływu nanotechnologicznej domieszki na wczesną wytrzymałość betonu na ściskanie. Poszczególne operacje laboratoryjne pokazano na rys

53 Rys. 5. Próba laboratoryjna Uzyskane wyniki badań wytrzymałości (rys. 6) potwierdzają osiągnięcie założeń projektowych. Wczesna wytrzymałość na ściskanie pokazuje znaczne różnice pomiędzy betonem z nanodomieszką i bez niej. Nadmienić należy, iż projektując beton samozagęszczalny SCC podstawowa uwaga zwrócona jest na zapewnienie odpowiednich właściwości mieszanki betonowej, natomiast bardzo często pozostałe właściwości są pochodną tych wymagań i z reguły znacznie przekraczają projektowane wartości. Osiągnięte założenia projektowego pozwoliły na przeprowadzenie próby przemysłowej w zakładzie prefabrykacji. 53

54 Wytrzymałość, MPa Wytrzymałość, MPa mieszanka 1 mieszanka 2 75,1 66,2 33,5 22,1 12,4 5, h 8h 20h 28 dni Rys. 6. Wytrzymałość na ściskanie betonu z próby laboratoryjnej Próba przemysłowa odbyła się wg wcześniej ustalonych recept z niewielkimi korektami zawartości piasku oraz wody zarobowej. Dodatkowo w celu zbadania wpływu temperatury na przyrost wytrzymałości mieszanki betonowej z nanodomieszką próbki przechowywano zarówno w warunkach laboratoryjnych (temp. 20 o C) jak i na hali produkcyjnej (temp. 10 o C). Na rys. 7 i 8 przedstawiono wyniki próby przemysłowej temp. 20oC temp. 10oC 66,2 55, ,2 8, ,1 23,7 5,9 7,5 6h 8h 12 h 20h 28 dni Rys. 7. Wytrzymałość na ściskanie w różnych warunkach dojrzewania (próba przemysłowa) 54

55 Rys.8. Próba przemysłowa Wyniki próby przemysłowej pomimo, że gorsze od próby laboratoryjnej pozwoliły na wprowadzenie do produkcji, po niewielkich korektach składu mieszanki dodatkowych elementów podczas zmiany roboczej. Jednocześnie próba ta pokazała znaczący wpływ temperatury otoczenia na skuteczność działania nanodomieszki przyspieszającej twardnienie betonu. W temperaturach bliskich 10 o C i niższych, dodatek nanodomieszki do betonu praktycznie nie ma sensu, co pokazuje rys. nr Podsumowanie Współczesny przemysł produkcji materiałów budowlanych stawia coraz wyższe wymagania dotyczące czasu uzyskania przez beton projektowanych właściwości. Skrócenie czasu wiązania i twardnienia betonu (cementu) możliwe jest nie tylko w wyniku przeprowadzenia odpowiedniej obróbki termicznej zabudowanego betonu lecz również, co wykazały opisane badania stosowania odpowiednio dobranych domieszek chemicznych. Zaprojektowany i wykonany beton charakteryzował się wysoką wytrzymałością zarówno wczesną (8, 20 godzin) jak i w okresie normowym. W oparciu o przeprowadzone 55

56 badania w skali laboratoryjnej, a następnie ich przemysłową weryfikację oraz analizę ekonomiczną, można stwierdzić, że uzasadnione jest zastosowanie w produkcji pokryw betonowych w technologii SCC nanodomieszki znacząco przyspieszającej przyrost wytrzymałości. Zastosowanie opisanej technologii i wprowadzenie nanotechnologii w produkcji betonu może stanowić alternatywę dla typowych domieszek przyspieszających twardnienie betonu oraz energochłonnej metody podgrzewania czy naparzania elementów. Ma to szczególnie znaczenie w przypadku zakładów prefabrykacji gdzie stosowanie zabiegów przyśpieszających twardnienie jest wymuszone osiągnięciem wytrzymałości transportowej Literatura [1] Madryas C., Kolonko A., Wysocki L. Konstrukcje przewodów kanalizacyjnych, Wrocław 2002, [2] Materiały promocyjne firmy P.V. Prefabet Kluczbork, [3] Pużak T., Skalec H., Grzesiak K., Sokołowski M., Nowoczesne rozwiązania materiałowe i technologiczne w produkcji prefabrykowanych rur betonowych, Sympozjum Naukowo Techniczne Reologia w technologii betonu Gliwice 2009 [4] Materiały promocyjne firmy BASF NANOTECHNOLOGY IN PRECAST ELEMENTS Summary Hereby paper presents the laboratory and industrial test results of SCC concrete designed for the production of precast cover plates (well s closing element) with the use of nanometric admixture increasing compressive strength. Owing to the intended materials structuralization on atomic level, also, using the specific effects of this scale, a wide range of new prospects is being opened. Some of these opportunities are described herewith. 56

57 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Wojciech Świerczyński 1 SYSTEM SIKA COLORFLO. KOLOROWY BETON 1. Wstęp Tradycyjny beton jako materiał budowlany ceniony jest za swoją wytrzymałość, niezawodność, trwałość i łatwość nadawania mu form architektonicznych. Postęp w rozwoju chemii do betonu spowodował, że obecnie możemy uzyskiwać dodatkową własność podnoszącą jego walory architektoniczne. Jest nim system barwienia betonu pozwalający na równomierne, ekonomicznie uzasadnione i trwałe barwienie betonu. Umożliwia to architektom i inwestorom znajdywanie nowych środków wyrazu w tworzonym dziele architektury oraz zmienia sposób podejścia do projektowania poprzez możliwość wykorzystania barwy betonu bez nakładania powłok. 2. Wyzwanie Beton barwny nie pojawił się jako przemijająca moda w produkcji i wykorzystaniu betonu barwionego w architekturze. Jest on bowiem niezmiennym i atrakcyjnym sposobem uzyskiwania przez architekta zamierzonego celu w projektowanym dziele. Razem z kształtem i fakturą powierzchni, kolor jest zasadniczym czynnikiem wykorzystania betonu jako tworzywa budowlanego szeroko wykorzystywanego przez twórców architektury. Uzyskiwany zatem efekt musi zatem odzwierciedlać zarówno życzenia inwestora, właściciela obiektu jak i architekta jako twórcy, zapewniając jednocześnie możliwie duża jednorodność elementu jak i całego obiektu. Wymóg ten nakłada najwyższe wymagania jednorodności odnoszące się do nie tylko do składników betonu takich jak kruszywo, cement ale również do profesjonalnej produkcji betonu, jego transportu i wbudowania ze szczególnym zwróceniem uwagi na jakość i szczelność deskowań oraz pielęgnację ułożonego betonu. 1 BU Concrete Manger, mgr inż. Sika Poland Sp. z o.o. Warszawa, ul. Karczunkowska 89, swierczynski.wojciech@pl.sika.com 57

58 3. System barwionego betonu Sika ColorFlo. [1] Beton barwiony to znacznie więcej niż beton z dodatkiem porcji pigmentu. Podstawą konstrukcji takich betonów to beton architektoniczny wraz z całą procedurą zaczynając od projektowania a kończąc na wykonaniu elementu betonowego wraz z pielęgnacją. Na każdym etapie muszą być podejmowane zasadnicze decyzje co do prawidłowego toku postępowania oraz koniecznej systemowej kontroli jakości tego procesu. Wieloletnia współpraca, zebrane doświadczenie podczas dziesięcioleci wspólnej działalności w dziedzinie technologii betonu zaowocowało wdrożeniem sytemu barwnego betonu. System barwionego betonu Sika ColorFlo, będący efektem współpracy firm Sika i Solomon Colors Inc., zapewnia uzyskanie w betonie niezwykłej palety barw o wysokiej jakości i jednorodności. System ten zapewnia możliwie najlepsze uzyskiwane kolory betonu co daje możliwość spełnienia oczekiwań zarówno inwestorów jak i projektantów we wszystkich możliwych zastosowaniach, od betonu towarowego aż do indywidualnych projektów elewacji, aranżacji wnętrz czy elementów prefabrykowanych. Receptury betonu prawidłowo technicznie skonstruowane a jednocześnie ekonomicznie efektywne są naszą drogą do zapewnienia sukcesu realizacji zadania zapewniając naszym klientom korzyści i zdobywając ich zaufanie. System Sika ColorFlo łączy specjalnie dobrane pigmenty, oferowane jako barwiące domieszki do betonu Sika ColorCrete, z technicznie zaawansowanymi składnikami mieszanki betonowej, dozowaniem jej składników i mieszaniem jej składników i mieszaniem. Rys. 1. Pigmenty + domieszki chemiczne Domieszki barwiące Sika ColorCrete są fabrycznie przygotowywanymi mieszaninami o dużej zawartości składników stałych, składających się z pigmentów zawieszonych w specjalnym rozpuszczalniku na bazie wody. Domieszki posiadają znak CE zgodny z EN

59 W rezultacie stosowanie systemu daje nieporównywalny wynik, który jest widoczny jako najwyższej jakości beton barwiony. System domieszek Sika ColorCrete obejmuje 12 kolorów. Świeży barwny beton w sześciu wybranych kolorach prezentowany jest na poniższym zdjęciu. Rys. 2. Świeża mieszanka betonowa. Duży wybór kolorów podstawowych (12 kolorów) daje możliwość ich mieszania w różnych proporcjach pozwalając uzyskiwać barwny beton w prawie nieograniczonej gamie odcieni wielu kolorów. Zastosowanie systemu Sika ColorFlo zapewnia łatwość uzyskiwania barwnego betonu oraz zapewnia ochronę środowiska przed pyłem przy wykonywaniu barwionych w masie betonów dzięki płynnej formie domieszki barwiącej. System może być wykorzystywany do produkcji i wykonywania konstrukcji: produkcja kostki brukowej betonowych elementów drobnowymiarowych posadzek betonowych elementów prefabrykowanych wykonywanych w różnych technologiach (także SCC) konstrukcji wylewanych na mokro z betonu towarowego Dozowanie domieszek barwiących SikaColorCrete może być wykonywane przy wykorzystaniu dozatorów domieszek, dla różnych systemów mieszania w tym także w betonowozach. Przy możliwości korzystania z bardzo różnych systemów mieszania i dozowania, uzyskanie właściwych kolorów jest zapewnione w bardzo różnych warunkach, niezależnie czy jest to codzienna produkcja dużych ilości betonu, czy też produkowane są małe ilości betonu do zastosowań specjalnych, np. fragmenty konstrukcji budynku czy 59

60 posadzce. Należy zwrócić uwagę aby mieszalnik betonu był załadowany maksymalnie w 40% jego nominalnej objętości mieszania, co jest warunkiem dobrego wymieszania pigmentu z pozostałymi składnikami mieszanki betonowej. Należy stosować tę sama recepturę betonu, utrzymywać ten sam wskaźnik w/c i jednakową konsystencję betonu. Nowoczesne domieszki polimerowe serii Sika ViscoCrete i SikaPlast są tutaj bardzo pomocne. System Sika ColorFlo oparty na domieszkach systemu Sika ColorCrete jest kompatybilny z oboma seriami wymienionych wcześniej upłynniaczy. Możliwości wykorzystania efektów barwnego betonu są bardzo szerokie. Przykład ilustruje zdjęcie nr 3. Rys. 3. Dworzec kolejowy w Bernie ( Szwajcaria). Barwne betony w konstrukcji budynku i posadzek. [2] Dodatkowymi możliwościami w uzyskiwaniu różnych efektów jest stosowanie powierzchniowych opóźniaczy wiązania cementu serii Sika Rugasol. Preparaty te umożliwiają uzyskiwanie określonej głębokości działania opóźniacza a poprzez to rozmaite efekty strukturalne na powierzchni betonu. Przeprowadzone w Polsce pierwsze próby przedstawione są poniżej. Rys. 4. Nakładanie preparatu Sika Rugasol, płukanie powierzchni, efekt końcowy. 60

61 4. Przygotowanie placu budowy i pielęgnacja betonu. Zasady postępowania z betonami barwnymi są takie same jak dla betonów architektonicznych, przy czym należy sobie zdawać sprawę, że polskich unormowań w tym zakresie dotychczas nie ma. Zainteresowanych odsyłam do naszego opracowania Beton architektoniczny tłumaczenie z przepisów austriackich dostępne po zwróceniu się do autora pod adres internetowy: swierczyński.wojciech@pl.sika.com. Dla zarysowania najważniejszych spraw związanych z organizacją placu budowy mających podstawowe znaczenie dla uzyskania oczekiwanego efektu należy kierować się kilkoma zasadami. Przed pierwszym betonowaniem, z odpowiednim zapasem czasowym, musi być opracowana szczegółowa technologia i procedura prowadzenia robót uwzględniająca sytuacje niespodziewane (niespodziewana burza, przymrozek itp.)i ewentualne przeszkody (np. brak prądu, korki uliczne itp.). Wnikliwie należy rozstrzygnąć sprawy deskowania i środków antyadhezyjnych, gdyż ich dobór będzie miał wpływ na estetykę powierzchni. Deskowanie musi być czyste i szczelne. Wypływy mleczka cementowego powodują nieodwracalne uszkodzenia powierzchni betonu. Elementy deskowań muszą posiadać jednakowa chłonność. Powierzchnie pokryte środkiem antyadhezyjnym zabezpieczone przed zabrudzeniem (kurz, śmieci itp.) Zbrojenia muszą być właściwie rozmieszczone (otulina), zabezpieczone przed zabrudzeniami od rdzy. Zbrojenie i elementy wbudowane w beton musza być zabezpieczone przed przemieszczeniem. Należy zabezpieczyć odpowiednia ilość sprzętu do dostarczania, podawania i układania betonu, w tym przede wszystkim odpowiednio dobrane wibratory. Pracownicy zagęszajacy beton winni być jednolicie przeszkoleni i w trakcie pracy rzetelnie przestrzegać procedur dotyczących wibrowania betonu. Wbudowanie barwnego betonu powinno być realizowane przez doświadczony zespół (robotnicy, nadzór i kontrola) Szczególna uwagę należy zwrócić na pielęgnacje betonu. Pielęgnacja bowiem służy ochronie świeżego betonu. Pielęgnacja ma decydujący wpływ na wygląd powierzchni betonu. Rozdeskowane powierzchnie betonu winny być także zabezpieczone przed zabrudzeniem i uszkodzeniem, szczególnie naroża i krawędzie betonu. Przy stosowaniu preparatów antyadhezyjnych i kitów uszczelniających należy przestrzegać zaleceń producenta co do sposobu wykonania i zużycia materiału ( np. czasy wysychania środka antyadhezyjnego lub czasu utwardzenia kitu). Szczególne pielęgnacje należy wykonywać w okresie wysokich temperatur i małej wilgotności powietrza. Pielęgnacja betonu winna być szczegółowo opisana w dokumentacji i procedurach wykonawczych. Nakładanie powłok hydrofobowych jest możliwe na jednolicie suchych powierzchniach. Nie należy nakładać ich na powierzchnie betonu zawilgocone świeżo przez opady atmosferyczne. 61

62 5. Wnioski Opisana powyżej technologia betonów barwnych stanowi interesującą, możliwą do wykorzystania technologię. Coraz szerzej stosowane przez architektów betony architektoniczne uzyskują możliwość barwienia a zatem dzieło pracy architekta może zyskiwać inne wymiary oddziaływania. Literatura [1] Bussiness Unit Concerete ConcreteNews. Nr. 15 December Sika Services AG. Zurych, Switzerland [2] Sika in der Praxis Nr. 116, December 2008 Sika ColorFlo. The Sika System for Colored Concrete. Summary ColColored concrete is a trend In architectural desing alongside structural shaping and alternation of surfach structure. Sika ColorFlo enables us to follow this trend. The fascination of designing in color with the building material concrete, an expansion of the product portfolio of two largest customers groups, Ready Mix Concrete and Precast Industry. 62

63 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Aneta Nowak-Michta 1 KSZTAŁTOWANIE MROZOODPORNOŚCI BETONÓW Z DODATKIEM POPIOŁU LOTNEGO 1. Wprowadzenie Popiół lotny jest od ponad półwiecza najpowszechniej stosowanym dodatkiem do betonów masywnych oraz konstrukcyjnych o niskich wytrzymałościach. Wymagania dotyczące właściwości popiołu lotnego stosowanego jako dodatek w betonach konstrukcyjnych określa norma PN-EN 450-1: 2009 Popiół lotny do betonu Część 1: określa. Zgodnie z kryteriami normowymi dopuszczone do stosowania w betonie są popioły ze spalania w kotłach konwencjonalnych węgla kamiennego i ewentualnie z węgla brunatnego, jeżeli zawartość CaO 10%. Natomiast popioły ze spalania w kotłach fluidalnych, których cząstki ze względu na niską temperaturę spalania nie posiadają fazy szklistej odpowiadającej za reaktywność popiołu, według PN-EN nie są przydatne jako dodatek do betonu. Jak wiadomo, aspekt zapewnienia trwałości tego typu betonów jest bardzo istotny i stwarza wiele problemów w realizacji. Znowelizowana w 2006 roku norma PN-EN Popiół lotny do betonu. Część 1: Definicje, specyfikacje i kryteria zgodności. wprowadziła trzy kategorie strat prażenia: A: LOI (LOI loss of ignition (strata prażenia)) 5%, B: LOI=2 7% i C: LOI=4 9%. Ponadto w normie przy kategoriach strat prażenia znajduje się uwaga, iż wielkość strat prażenia może wpływać na skuteczność działania domieszek napowietrzających stosowanych do wytwarzania betonu mrozoodpornego. Zdefiniowane trzy kategorie strat prażenia popiołu umożliwiają użytkownikowi uwzględnić ten fakt poprzez wybór odpowiedniej kategorii do danego zastosowania i klasy ekspozycji. Zapewnienie trwałości betonów poddawanych cyklicznemu zamrażaniu i rozmrażaniu jest obecnie jednym z najistotniejszych zagadnień technicznych i to nie tylko w przypadku stosowania dodatków do betonu. Metody kształtowania mrozoodporności betonu ściśle związane są z charakterem ekspozycji betonu. W przypadku zapewnienia mrozoodporności betonu bez udziału środków odladzających stosowane są dwie metody [5, 10, 11]: napowietrzenie zaczynu cementowego, 1 Dr inż., Politechnika Krakowska ul.warszawska 24, Kraków, a_nowak@pk.edu.pl 63

64 redukcja porów kapilarnych w zaczynie, poprzez obniżenie stosunku wodnocementowego. W przypadku oddziaływania mrozu z udziałem środków odladzających, poza powszechnie stosowanymi metodami zapewnienia trwałości objętościowej, stosowane są metody wzmacniające powierzchniową warstwę betonu, szczególnie narażoną na złuszczanie [2, 10, 16]. 2. Wpływ parametrów ilościowych i jakościowych popiołów lotnych na mrozoodporność betonów z ich dodatkiem Z analizy literatury wynika, iż mrozoodporność betonu z dodatkiem popiołu lotnego zależy od [1, 3, 4, 8, 12, 13]: uziarnienia oraz składu chemicznego popiołu lotnego, rodzaju i wytrzymałości cementu, składu betonu, w szczególności procentowego udziału popiołu lotnego w spoiwie oraz stosunku wodno-spoiwowego, zawartości powietrza, warunków dojrzewania, wieku oraz wytrzymałości betonu poddanego badaniu, metody badania oraz kryteriów oceny mrozoodporności betonu. Jako główny parametr jakościowy popiołu determinujący mrozoodporność betonu wykonanego z jego dodatkiem wskazywana jest wielkość strat prażenia. Luehr [7] badał wpływ wielkości strat prażenia (2,2 20,5%) i zawartości popiołu (0 20%) na spadki wytrzymałości po cyklicznym zamrażaniu-rozmrażaniu. f z /f k 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0, Fa=0% Fa=10%, LOI=2,2% Fa=20%, LOI=2,2% Fa=10%, LOI=4,1% Fa=20%, LOI=4,1% Fa=10%, LOI=7,7% Fa=20%, LOI=7,7% Fa=10%, LOI=10,0% Fa=20%, LOI=10,0% Fa=10%, LOI=20,5% Fa=20%, LOI=20,5% liczba cykli Rys. 1. Stosunek wytrzymałości zapraw poddanych cyklom zamrażania i odmrażania o zawartościach 0, 10 i 20% popiołów lotnych o zmiennych stratach prażenia do wytrzymałości zapraw kontrolnych [7]. Uzyskane wyniki badań ewidentnie potwierdzają negatywny wpływ wielkości strat prażenia w popiołach na mrozoodporność betonów z ich dodatkiem. Na rys.1 przedstawiono uzyskane przez autora wyniki wpływu wielkości strat prażenia i zawartości popiołu na mrozoodporność betonów. Zaobserwowano, iż popioły lotne w kategorii strat 64

65 prażenia A (do 5%) w niewielkim stopniu obniżają trwałość zapraw na skutek działania mrozu bez względu na procent zastąpienia cementu popiołem. Jednakże, w miarę wzrostu strat prażenia w popiele zaznacza się spadek trwałości, równocześnie bez istotnego wpływu procentu zastąpienia cementu popiołem przy stratach prażenia do 10%. Największy spadek trwałości zaobserwowano dla popiołu o stratach prażenia 20,5% i tutaj również, zaznacza się istotny wpływ zawartości popiołu w spoiwie. Istotny wpływ własności popiołu również zaznacza się w procesie napowietrzania mieszanki betonowej z jego dodatkiem. W celu uzyskania odpowiedniej zawartości powietrza w mieszance betonowej z dodatkiem popiołu lotnego wymagana jest większa ilość środka napowietrzającego, w zależności od strat prażenia oraz miałkości popiołu [1, 15]. Jako główny czynnik powodujący zwiększenie zapotrzebowania na domieszkę napowietrzającą wskazywany jest nieopalony węgiel, który powoduje adsorpcję środka napowietrzającego. Bardzo istotny wpływ na mrozoodporność betonu z dodatkiem popiołu lotnego wywierają czas oraz warunki dojrzewania. Zastosowanie dodatku popiołu lotnego powoduje wydłużenie czasu dojrzewania betonu. Ważną rolę odgrywają warunki dojrzewania, zarówno temperatura, której wzrost powoduje wzrost aktywności popiołu, jak i warunki wilgotnościowe, wymagane przez dłuższy okres dla reakcji pucolanowej popiołu. Zatem, jeśli mrozoodporność jest badana we wczesnych okresach to dodatek popiołu lotnego powoduje jej obniżenie [1, 4, 6, 16]. 3. Badania własne 3.1. Cel i program badań Przeprowadzone badania miały na celu ocenę wpływu ilości i jakości (wielkość strat prażenia) dodawanego popiołu lotnego na mrozoodporność betonów z jego dodatkiem. Receptury mieszanek zaprojektowano przy następujących założeniach: cztery poziomy dozowania popiołu lotnego: φ=0, 20, 35, 50% masy cementu (stosowano metodę prostego zastępowania cementu popiołem), trzy poziomy współczynnika wodno-spoiwowego (spoiwo = cement + popiół): w/s=0,55; 0,45; 0,38, trzy popioły lotne krzemionkowe zgodne z PN-EN 450-1: 2006, w kategoriach strat prażenia A (1,9%), B (5,1%) i C (9,0%), dwa poziomy napowietrzenia 0 i 4,5% (domieszka napowietrzająca na bazie modyfikowanych żywic drzewnych), stała konsystencja mieszanki betonowej S3 ( mm opadu stożka) regulowana superlastyfikatorem na bazie polikarboksylanów. Mieszanki wykonano z cementu CEM I 32,5R i kruszywa naturalnego o punkcie piaskowym 35% i maksymalnym ziarnie D=16mm. Dobór popiołów lotnych do badań poprzedzono gruntownym rozpoznaniem rodzajów i jakości popiołów lotnych wytwarzanych przez wszystkie krajowe elektrownie i elektrociepłownie oraz wykonano wstępne badania testowe fizykochemicznych własności tych popiołów. Głównym kryterium przyjętym w doborze popiołów było wygenerowanie reprezentatywnych popiołów dla rodzimej produkcji o stratach prażenia w trzech kategoriach A, B i C, jednocześnie o podobnym składzie chemicznym i miałkości. Z 65

66 wszystkich przeanalizowanych popiołów wybrano trzy reprezentatywne o zbliżonym uziarnieniu. W ramach badań wykonano 56 serii mieszanek betonowych (4 mieszanki kontrolne nienapowietrzone, 4 mieszanki kontrolne napowietrzone i 48 mieszanki napowietrzone i nienapowietrzone z 20, 35 oraz 50% dodatkiem trzech popiołów lotnych). Składy betonów oraz właściwości zastosowanych materiałów szczegółowo opisano w [9]. Betony wykonywano w laboratorium temperaturze 20 o C i względnej wilgotności powyżej 60%. Ilości domieszek, zarówno napowietrzającej jak i upłynniającej, regulowano do uzyskania konsystencji w klasie S3 ( mm opadu stożka) oraz wymaganego poziomu napowietrzenia. Dozowane ilości domieszek mieściły się w zalecanych przez producenta zakresach [9]. Próbki betonów do badań po zaformowaniu zagęszczano na stole wibracyjnym. Po 24 godzinach próbki rozformowywano i do czasu badania próbki dojrzewały w komorze o temperaturze 20±2 o C oraz wilgotności 95±5% zgodnie z normą PN-EN Zakres i metodyka badań Zrealizowane w programie badawczym badania mieszanek betonowych i betonów obejmowały oznaczenie: konsystencji metodą opadu stożka wg PN-EN , zawartości powietrza metodą ciśnieniową wg PN-EN , mrozoodporności betonów wg PN-88/B cykli, odporności na złuszczanie PKN-CEN/TS : cykli (badania przeprowadzono dla betonów napowietrzonych o w/s=0,45 bez dodatku popiołu oraz z 20 i 50% zawartością wszystkich trzech popiołów), struktury porowatości w stwardniałym betonie wg PN-EN : 2000 (kompletne wyniki badań zamieszczono w [10], natomiast w referacie jedynie porównano uzyskane przykładowe wyniki ze zmianami mas i wytrzymałości po 150 cyklach zamrażania i odmrażania wg PN-88/B Badania mrozoodporności dla poszczególnych serii betonów rozpoczynano po 90 dniach dojrzewania Wyniki badań Zapotrzebowanie na superplastyfikator W programie badawczym założono uzyskanie mieszanek betonowych o klasie konsystencji S3 ( mm) w metodzie opadu stożka. Konsystencję regulowano dozując właściwą dawką superplastyfikatora. Wydozowane dawki superplastyfikatora dla wszystkich trzech popiołów A, B i C o zmiennej wielkości strat prażenia i przy zmiennym procencie zastąpienia cementu popiołem φ = 0, 20, 35 i 50% dla poszczególnych serii o zmiennym wskaźniku wodno-spoiwowym w betonach nienapowietrzonych przedstawiono na rys.2. Wszystkie wydozowane dawki superplastyfikatora mieszczą się w zalecanym przez producenta przedziale dozowania 0,2 2,0% masy spoiwa. Mieszanek o wskaźniku w/s=0,38 z popiołem C nie wykonano ze względu na całkowity brak urabialności, 66

67 uniemożliwiający formowanie tychże mieszanek, bez względu na wielkość dozowanej dawki superplastyfikatora. w/s=0,55 1,6 w/s=0,45 1,6 1,4 1,4 1,2 1,2 1,0 SP [%] 0,8 1,0 SP [%] 0,8 0,6 0,6 0,4 0,4 0,2 9,0 0,2 9,0 0, f [%] ,1 LOI [%] 1,9 0, f [%] ,1 LOI [%] 1,9 w/s=0,38 1,6 1,4 1,2 1,0 SP [%] 0,8 0,6 0,4 0,2 9,0 0, f [%] ,1 LOI [%] 1,9 Rys. 2. Ilość wydozowanej domieszki upłynniającej w mieszankach nienapowietrzonych w zależności od procentu zastąpienia cementu popiołem ( ) i wielkości strat prażenia w popiele przy w/s=0,55; 0,45 i 0, Zapotrzebowanie na domieszkę napowietrzającą W programie badawczym przyjęto poziom napowietrzenia 4,5%, przy czym 4,0% stanowiło wymagane minimum. Dla uzyskania odpowiedniego napowietrzenia dobierano metodą zarobów próbnych dawkę domieszki napowietrzającej, równocześnie korygując zawartość superplastyfikatora o wielkość wynikającą z efektu upłynniającego domieszki napowietrzającej. Na rys.3 przedstawiono wydozowane dawki napowietrzacza w poszczególnych mieszankach betonowych. Z przedstawionej zależności wynika, iż zapotrzebowanie na domieszkę napowietrzającą wzrasta w miarę wzrostu wielkości strat prażenia w popiele oraz procentowego udziału popiołu w spoiwie. Przy czym zapotrzebowanie to wzrasta o około 10% dla popiołu A (LOI=1,9%), 20% dla popiołu B (LOI=5,1%) i aż 50% dla popiołu C (LOI=9,0%) na każde 10% stosowanego dodatku. Trend ten maleje, podobnie jak w przypadku efektu upłynniającego, w miarę spadku wielkości wskaźnika wodno-spoiwowego. W ekstremalnym przypadku (φ=50% i w/s=0,45) dla popiołu B mamy zwiększenie dawki domieszki o 100%, natomiast w przypadku popiołu C o 250%. 67

68 w/s=0,55 w/s=0,45 1,2 1,2 1,0 1,0 N [%] 0,8 0,6 N [%] 0,8 0,6 0,4 0,4 0,2 9,0 0,2 9,0 0, f [%] ,1 1,9 LOI [%] 0, f [%] ,1 LOI [%] 1,9 w/s=0,38 1,2 1,0 0,8 N [%] 0,6 0,4 0,2 9,0 0, f [%] ,1 LOI [%] 1,9 Rys. 3. Ilość wydozowanej domieszki napowietrzającej w mieszankach napowietrzonych w zależności od procentu zastąpienia cementu popiołem ( ) i wielkości strat prażenia w popiele przy w/s=0,55; 0,45 i 0, Wyniki badań mrozoodporności Wyniki badań mrozoodporności objętościowej Wyniki badań mrozoodporności po 150 cyklach ilustrują wykresy zależności średnich zmian wytrzymałości i masy od w/s (współczynnika wodno-spoiwowego) i φ (procentu zastąpienia cementu popiołem). Dla betonów napowietrzonych zależności te przedstawiono na rys.4, natomiast dla betonów nienapowietrzonych na rys.5. Zmiany wytrzymałości wszystkich zbadanych betonów napowietrzonych w stosunku do świadkowych mieszczą się w przedziale -11,7 +13,5%, natomiast zmiany mas w przedziale -0,8 +0,7%. Wszystkie zbadane betony napowietrzone na poziomie minimum 4%, z dodatkiem wszystkich trzech popiołów A, B i C w zakresie wskaźnika wodno-spoiwowego 0,38 0,55 uzyskały zgodnie z PN-88/B stopień mrozoodporności F150. W betonach nienapowietrzonych, które nie uległy zniszczeniu podczas badania zmiany wytrzymałości zawierają się w przedziale ,9%, natomiast masy w przedziale ,9%. Spośród przebadanych 27 serii betonów nienapowietrzonych stopień mrozoodporności F150 uzyskało 11 serii betonów. Betony z dodatkiem popiołów A i B o współczynniku w/s=0,38 oraz betony o w/s=0,45 i 0,55 z 50% dodatkiem popiołów B i C. 68

69 1 m 150 [%] Popiół A (LOI=1,9%) f 150 [%] 15 Popiół A (LOI=1,9%) ,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 w/s -25 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 w/s m 150 [%] Popiół B (LOI=5,1%) f 150 [%] Popiół B (LOI=5,1%) w/s -6 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 w/s -25 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 1 m 150 [%] Popiół C (LOI=9,0%) f 150 [%] 15 Popiół C (LOI=9,0%) ,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 w/s -25 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 w/s Rys. 4. Zależność ubytków masy i zmiany wytrzymałości betonów napowietrzonych z dodatkiem popiołów A, B i C od w/s i φ po 150 cyklach zamrażania. Spośród 16 serii, które nie spełniły kryteriów mrozoodporności F150 w 10 seriach próbki uległy zniszczeniu w trakcie cykli zamrażania i odmrażania. Wszystkie próbki uległy zniszczeniu w seriach z dodatkiem popiołu C o w/s=0,55 i φ=20% oraz w/s=0,45 i φ=35%. Pozostałe 8 serii, w których próbki uległy zniszczeniu to betony z 20 lub 35% dodatkiem popiołów A i C. Betony z dodatkiem popiołu B uległy zniszczeniu w seriach o φ=35% i w/s=0,55 i 0,45. Pierwsze uszkodzenia próbek zaobserwowano po 100 cyklach, przy czym większość próbek ulegała zniszczeniu pomiędzy 130 a 150 cyklem. Próbki, które uległy zniszczeniu, bądź też nie spełniły kryterium wytrzymałości po 150 cyklach wykazywały przyrosty mas już przy kontroli po 50 cyklach na poziomie 0,6 0,9%. W trakcie badań nie zaobserwowano ubytków mas próbek na skutek złuszczeń bądź odprysków. 69

70 m 150 [%] 20 Popiół A (LOI=1,9%) f 150 [%] 20 Popiół A (LOI=1,9%) ,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 w/s ,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 w/s m 150 [%] Popiół B (LOI=5,1%) f 150 [%] Popiół B (LOI=5,1%) w/s ,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 w/s ,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 m 150 [%] 20 Popiół C (LOI=9,0% f 150 [%] 20 Popiół C (LOI=9,0%) ,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 w/s ,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 w/s Rys. 5. Zależność ubytków masy i zmiany wytrzymałości betonów nienapowietrzonych z dodatkiem popiołów A, B i C od w/s i φ po 150 cyklach zamrażania. Przedstawione na rys.4 zmiany wytrzymałości betonów po 150 cyklach mrozoodporności w świetle omówionych powyżej zmian masy w trakcie badania stanowią dominujące kryterium. Do betonów, które nie spełniły kryterium w zakresie dopuszczalnego ubytku masy na poziomie 5% dołączają betony prawie wszystkie nienapowietrzone betony o wskaźniku w/s =0,55 i 0,45. Wyjątek stanowią serie z 50% dodatkiem popiołów B i C. Na powyższym rysunku obserwujemy, iż największe spadki wytrzymałości dla wszystkich popiołów wykazują serie z 35% dodatkiem, mniejsze z 20%, kolejno betony bez popiołów i najmniejsze spadki wykazują betony z dodatkiem 50% (wyjątek stanowi seria z 35% dodatkiem popiołu A o w/s=0,45). Ponadto, pomijając serie, w których próbki uległy całkowitemu zniszczeniu w trakcie badania znacznie większe spadki wytrzymałości obserwujemy w seriach o w/s=0,45 niż 0,55. 70

71 Wyniki badań odporności na złuszczanie W tablicy 1 zamieszczono średnie złuszczenia betonów po 56 cyklach zamrażania i rozmrażania w obecności 3% NaCl, wyrażone w kg/m 3. Spośród zbadanych betonów o w/s=0,45 jedynie beton kontrolny bez dodatku popiołu, w świetle oceny wg SS (metoda Boraas) jest betonem o dopuszczalnej jakości, natomiast wszystkie betony zarówno z 20, jak i 50% dodatkiem popiołów we wszystkich kategoriach strat prażenia są betonami o niedopuszczalnej jakości. Przy czym, w betonach z dodatkiem popiołu zróżnicowana jest masa złuszczeń w zależności od zawartości i wielkości strat prażenia w popiołach. W przypadku 20% dodatku poszczególnych popiołów masy złuszczeń są na porównywalnym poziomie dla wszystkich trzech popiołów, natomiast przy 50% dodatku popiołu znacząco uwydatnia się wpływ wielkości strat prażenia na masę złuszczeń, która rośnie w miarę wzrostu wielkości strat prażenia, osiągając poziom 6,06 kg/m 2 w przypadku 50% dodatku popiołu C z 9,0% zawartością strat prażenia. Tablica 1. Wyniki badań odporności na złuszczanie. Masa złuszczeń PKN-CEN/TS : 2007 [kg/m 2 ] Beton bez dodatku popiołu 0,64 popiół A B C Beton z dodatkiem popiołu =20% 1,60 1,69 1,53 =50% 1,23 2,95 6,06 Średnie złuszczenie: < 1,0kg/m 2 beton dopuszczalnej jakości > 1,0kg/m 2 beton niedopuszczalnej jakości 4. Wpływ parametrów ilościowych i jakościowych popiołu na kształtowanie mrozoodporności betonów z ich dodatkiem - analiza wyników badań 4.1. Adsorpcja domieszek przez cząstki nieopalonego węgla w popiele Zapotrzebowanie na domieszki zarówno upłynniającą jak i napowietrzającą wzrasta w miarę wzrostu wielkości strat prażenia w popiele oraz zawartości popiołu w spoiwie (rys.2 i 3). Jednoznacznie wskazuje to, iż za adsorpcję domieszek odpowiedzialne są cząstki nieopalonego węgla znajdujące się w popiele, zatem identyfikatorem ilościowym adsorpcji domieszek przez popiół może zostać uznana kategoria strat prażenia. Na rys.6 i 7 zaprezentowano zależność wzrostu zapotrzebowania na domieszki odpowiednio upłynniającą i napowietrzającą w stosunku do mieszanek bez popiołu i zawartości strat prażenia przeliczonej na kilogramy w 1 m 3 mieszanki betonowej. Porównując wartości wzrostu zapotrzebowania na domieszki (rys.6 i 7), przyrost ten jest, co najmniej dwukrotnie większy dla domieszki napowietrzającej w stosunku do superplastyfikatora. Co dowodzi, iż w cząstki niespalonego węgla w znacznie większym stopniu powodują adsorpcję domieszki napowietrzającej niż upłynniającej. Ponadto poprzez ilościowe zobrazowanie zawartości strat prażenia określono zawartości niespalonego węgla w wykonanych w programie badawczym mieszankach z 71

72 poszczególnymi popiołami w całym spektrum ich dozowania. Zaobserwowano, iż w przypadku stosowania popiołu A (LOI=1,9%) w ilości 50% zawartość niespalonego węgla wprowadzonego do mieszanki betonowej jest mniejsza niż w przypadku stosowania dodatku popiołu B (LOI=5,1%) w ilości 20%. Podobne relacje zachodzą w przypadku porównania popiołu B i C. DS [%] 0,6 0,5 0,4 0,3 A B C 0,2 0,1 0, ,1 LOI [kg/m 3 ] Rys. 6. Zależność wzrostu zapotrzebowania na superplastyfikator i zawartości strat prażenia (LOI) w 1 m 3 mieszanki betonowej. DN [%] 0,6 0,5 0,4 A B C 0,3 0,2 0,1 N = 0,0258*LOI + 0,0812 R 2 = 0,7626 0, LOI [kg/m 3 ] Rys. 7. Zależność wzrostu zapotrzebowania na domieszką napowietrzającą i zawartości strat prażenia (LOI) w 1 m 3 mieszanki betonowej. W miarę wzrostu zawartości strat prażenia w m 3 mieszanki zapotrzebowanie na domieszkę napowietrzającą wzrasta liniowo (rys.7). Zależność tę opisano równaniem (1) dla którego uzyskano współczynnik korelacji R na poziomie 0,

73 N 0,0258 LOI 0,012 (1) gdzie: N przyrost zapotrzebowania na domieszkę napowietrzającą w stosunku do betonu bez popiołu LOI zawartość strat prażenia z popiołu w 1 m 3 mieszanki betonowej 4.2. Ocena przydatności popiołów w betonach na podstawie analizy stadium mieszanki betonowej Na rys.6 i 7 zaobserwowano, iż popiół lotny w kategorii strat prażenia A nie powoduje adsorpcji domieszki upłynniającej równocześnie w niewielkim stopniu powodując wzrost zapotrzebowania na domieszkę napowietrzającą, zatem można uznać, iż jest on kompatybilny z zastosowanymi domieszkami. Stosując kryterium przydatności popiołu w zakresie kompatybilności z domieszkami można uznać, iż popiół: A - jest przydatny do stosowania w betonie w całym spektrum dozowania popiołu i wskaźnika wodno-spoiwowego, B - również jest przydatny do stosowania w betonie w całym spektrum dozowania popiołu i wskaźnika wodno-spoiwowego, jednakże należy mieć na uwadze kryterium ekonomi i skalkulować wzrost kosztów na skutek zwiększonego zapotrzebowania na domieszki, C - w przeciwieństwie do popiołu B, nie w każdym przypadku możliwe jest kompensowanie adsorpcji domieszek przez ten popiół poprzez zwiększenie ich dawki w celu uzyskania odpowiedniej konsystencji bądź też napowietrzenia, co na tym etapie przesądza o braku przydatności tego popiołu w dużych ilościach, większych od 20% w betonach o niskich wskaźnikach wodno-spoiwowych Wpływ napowietrzenia na mrozoodporność betonów Z przedstawionych w pkt wyników badań mrozoodporności jednoznacznie wynika, iż napowietrzenie mieszanki betonowej na poziomie minimum 4% stanowi gwarancję mrozoodporności betonu F150. Wszystkie zbadane betony, które w ten sposób napowietrzono spełniły wymagania stopnia mrozoodporności F150. Zgodnie z wynikami badań, bez względu na ilość oraz rodzaj stosowanego popiołu spełniającego wymagania PN-EN 450-1, jako dodatku do betonu, jeżeli możliwe jest napowietrzenie, to w rezultacie uzyskuje się w warunkach laboratoryjnych wymaganą mrozoodporność betonu Wpływ wskaźnika wodno-spoiwowego W zbadanych betonach napowietrzonych nie zaobserwowano wpływu wielkości współczynnika wodno-spoiwowego ani na uzyskane różnice w ubytkach mas ani zmiany wytrzymałości. W betonach tych napowietrzenie stanowi czynnik dominujący, odpowiedzialny za ukształtowanie mrozoodpornej struktury porowatości. W przeciwieństwie do betonów napowietrzonych, w betonach nienapowietrzonych, wartość współczynnika w/s wywiera bardzo istotny wpływ zarówno na wielkość spadku 73

74 wytrzymałości, jak również masy próbek poddanych cyklom zamrażania i odmrażania. Wszystkie betony nienapowietrzone o w/s=0,38, bez względu na rodzaj (kategoria strat prażenia A i B) i zawartość popiołu w spoiwie spełniły kryteria mrozoodporności F150. Na podstawie uzyskanych wyników badań można stwierdzić, iż betony te charakteryzuję bardzo szczelna struktura, gwarantująca ich mrozoodporność. Należy jednakże zwrócić uwagę, iż w programie badawczym zastosowano metodę prostego zastępowania cementu popiołem, czyli przy poszczególnych poziomach dozowania dodatku popiołu bezpośrednio zamieniano odpowiednią część cementu na popiół. Zatem betony o w/s=0,38 z 50% dodatkiem popiołu posiadały w sumie 450 kg/m 3 spoiwa, które stanowiła suma 225 kg cementu i 225 kg popiołu i współczynnik wodno-cementowy 0,76. Rusin [11] jest zdania, iż betony o w/c<0,37 przy zapewnieniu poprawnej pielęgnacji betonu bez napowietrzania osiągają mrozoodporność. Przy czym przestrzega przed utożsamianiem współczynnika wodno-cementowego w/c ze współczynnikiem wodno-spoiwowym w/s w przypadku stosowania dodatków mineralnych. Niniejsza teza w świetle uzyskanych wyników badań nie znajduje potwierdzenia. W zbadanych betonach z dodatkiem popiołu lotnego spełniającego wymagania normowe graniczną wielkość, przy której beton był mrozoodporny stanowi wielkość współczynnika wodno-spoiwowego=0,38. Betony nienapowietrzone o w/s=0,45 i 0,55 z wyjątkiem betonów z 50% dodatkiem popiołów B i C były niemrozoodporne, przy czym betony te w przeważającej większości nie spełniają dopuszczalnego kryterium spadku wytrzymałości Wpływ rodzaju i zawartości popiołu W betonach napowietrzonych w ogólnej ocenie mrozoodporności wpływ rodzaju i zawartości popiołu podobnie jak współczynnik w/s nie zaznaczają się. W betonach nienapowietrzonych zauważamy wpływ zarówno rodzaju jak i zawartości popiołu na wielkość ubytku masy i spadki wytrzymałości. Największe ubytki masy obserwujemy przy φ=35%, trochę mniejsze przy φ=20%, natomiast najmniejsze, przy φ=50%, które w przypadku popiołu B i C były mniejsze niż dla betonu bez dodatku. Podobne jak w przypadku ubytków masy zaznaczają się tendencje w zakresie spadków wytrzymałości. Największe spadki wytrzymałości obserwujemy dla betonów o φ=35%, trochę mniejsze przy φ=20%, natomiast najmniejsze, przy φ=50%, które w przypadku popiołu B i C były mniejsze niż dla betonu bez dodatku. Zmienność ubytków mas jak również spadków wytrzymałości w zależności od procentu zastąpienia cementu popiołem i rodzaju popiołu na skutek działania mrozu zapewne jest efektem struktury poszczególnych betonów. Największe ubytki mas i spadki wytrzymałości przy 35% dodatku popiołu świadczą o najszczelniejszej strukturze tychże betonów, co zapewne związane jest z osiągnięciem punktu upakowania charakterystycznego dla betonów z dodatkiem popiołu lotnego. Oceniając wpływ rodzaju popiołu w zakresie ubytków mas i spadków wytrzymałości betony z dodatkiem popiołów A i B przy poszczególnych w/s i φ zachowują się podobnie, natomiast betony z dodatkiem popiołu C wykazują znacznie większe spadki zarówno wytrzymałości jak i masy. Zatem betony z dodatkiem popiołu o najwyższych stratach prażenia 9,0% wykazały się najmniejszą odpornością na działanie mrozu. 74

75 4.5. Mrozoodporność a wytrzymałość betonu Ze względu na brak możliwości jednoznacznej oceny wpływu współczynników w/s i φ na mrozoodporność na rys.8 przedstawiono odpowiednio zależności zmiany masy i wytrzymałości nienapowietrzonych betonów po badaniu mrozoodporności i wytrzymałości betonów w momencie rozpoczęcia badania. Z zaprezentowanych zależności wynika, iż betony o tej samej wytrzymałości wykazują zmienną odporność na działanie mrozu, zarówno w odniesieniu do kryterium ubytku mas jak i wytrzymałości, co potwierdza tezę, iż za odporność betonu na działanie mrozu odpowiada jego porowatość. Wielkość wytrzymałości nie miała istotnego wpływu na ilość serii z dodatkiem danego popiołu niespełniających poszczególnych kryteriów. Wszystkie betony o wytrzymałości powyżej 61,9MPa spełniły wymagania stopnia mrozoodporności F150. Zatem podobnie jak w przypadku granicznej wielkości współczynnika w/s, przy której bez względu na rodzaj i ilość zastosowanego popiołu uzyskano wymaganą mrozoodporność betonu, istnieje graniczna wartość wytrzymałości, powyżej, której badane betony uzyskały stopień mrozoodporności F150. m 150 [%] A B C f 150 [MPa] A B C f c [MPa] f c [MPa] Rys. 8. Zależność zmian mas i wytrzymałości po badaniu mrozoodporności od wytrzymałości betonu Wpływ wielkości strat prażenia na złuszczenie betonu Z przedstawionych w pkt wyników odporności na złuszczanie betonów z dodatkiem popiołów wynika, iż w istotny sposób zaznacza się wpływ wielkości strat prażenia w popiołach na masę złuszczeń betonów z 50% dodatkiem popiołu. Masa złuszczonego betonu rośnie w miarę wzrostu wielkości strat prażenia w popiołach. Porównując masę złuszczeń w betonach z dodatkiem popiołów A, B i C, okazuję się, iż w betonie z dodatkiem popiołu C masa złuszczeń jest prawie pięciokrotnie większa niż w betonie z dodatkiem popiołu A i dwukrotnie większa niż w betonie z dodatkiem popiołu B Ocena mrozoodporności betonów na podstawie parametrów struktury porowatości W tablicy 2 zaprezentowano wyniki badań mrozoodporności oraz parametry struktur porowatości w betonach nienapowietrzonych o w/s=0,45 z 35% dodatkiem popiołów A, B i C. Porównując uzyskane ubytki mas i spadki wytrzymałości oraz parametry struktury 75

76 porowatości, można zaobserwować, iż betony z dodatkiem popiołu lotnego posiadające powszechnie akceptowane parametry struktury porowatości, świadczące o mrozoodporności betonów wykazują się brakiem odporności na działanie mrozu. Jest to efektem uwzględniania podczas automatycznej analizy obrazu podczas badania struktury porowatości w stwardniałym betonie przeciętych ziaren popiołu w postaci cenosfer i multisfer, których wymiary i kształt są porównywalne z porami od napowietrzenia [9]. Problem ten jest szczególnie istotny, ponieważ dodatek popiołu w mieszance betonowej powoduje adsorpcję domieszek, szczególnie napowietrzającej i powszechnie stosowane napowietrzenie w betonach narażonych na działanie mrozu, może zostać zmniejszone poprzez adsorpcję domieszki przez cząstki nieopalonego węgla w popiele. Natomiast prowadzona diagnostyka mrozoodporności na podstawie uzyskanych parametrów struktury porowatości wykazując prawidłowe parametry struktury porowatości betonu wynikające z obecności porów w ziarnach popiołu może prowadzić do błędnej oceny trwałości mrozowej betonu. Tablica 2. Porównanie parametrów struktury porowatości i mrozoodporności betonów. w/s 0,45 0,45 0,45 popiół A B C φ Mrozoodporność PN-B 88/B06250 Parametry struktury porowatości PN-EN : 2007 m 150 [%] -48,0-49,0-83,0 f c1 [%] -73,7-74,4-100 A [%] 4,59 4,45 4,79 α [mm -1 ] 33,29 52,06 47,22 L [mm] 0,175 0,113 0,119 A 300 [%] 2,34 2,46 2,62 5. Podsumowanie W świetle uzyskanych wyników badań, mrozoodporność bez udziału środków odladzających betonów z dodatkiem popiołów lotnych jest zagwarantowana poprzez napowietrzenie mieszanki betonowej na poziomie V pmin 4%, bez względu na wielkość współczynnika w/s, procentowy udział popiołu w spoiwie oraz rodzaj popiołu. W betonach nienapowietrzonych natomiast, mrozoodporność betonu okazała się zależną od wielkości współczynnika w/s, przy czym betony o w/s=0,38 bez względu na rodzaj i ilość dodatku popiołu spełniają kryteria mrozoodporności na poziomie F150. Wpływ wielkości strat prażenia w istotny sposób zaznacza się w przypadku odporności betonów na złuszczanie z udziałem środków odladzających. W napowietrzonych betonach z 50% dodatkiem popiołu masa złuszczeń rośnie w miarę wzrostu wielkości strat prażenia w popiele. Jednym z kryteriów przydatności popiołu do betonu zarówno napowietrzonego jak i nienapowietrzonego jest urabialność mieszanki betonowej. Identyfikatorem ilościowym kształtującym tą urabialność jest wielkość adsorpcji domieszek przez popiół, wynikająca z 76

77 wielkości jego strat prażenia. W miarę wzrostu strat prażenia popiołów dodawanych do betonu tj. wraz ze wzrostem strat prażenia oraz ilości popiołu maleje urabialność mieszanek betonowych. Ze względu na pojawiające się problemy reologiczne, stosowanie dodatku popiołu w kategorii strat prażenia B nie powinno przekraczać 35%, natomiast popiołu w kategorii C 20%. Wymaganie to ma szczególne zastosowanie w przypadku niskich współczynników wodno-spoiwowych (w/s 0,45). Zastosowany w badaniach popiół lotny w kategorii strat prażenia A (LOI<3%) okazał się kompatybilny z badanymi domieszkami. Nie powoduje on ich adsorpcji, poprawia urabialność mieszanek betonowych, a także nie zakłóca procesu napowietrzania. W miarę wzrostu wielkości strat prażenia oraz zawartości popiołu w spoiwie adsorpcja domieszek wzrasta, przy czym w znacznie większym stopniu adsorbowana jest domieszka napowietrzająca niż upłynniająca. Ogólna zawartość porów w betonie wzrasta w miarę wzrostu procentu zastąpienia cementu popiołem. Pory analizowane przez automatyczny system analizy obrazu w stwardniałym betonie z dodatkiem popiołu lotnego stanowią sumę porów od napowietrzenia i pustek w ziarnach popiołów. Zatem stosowanie dla oceny mrozoodporności betonów z dodatkiem popiołów lotnych kryterium na podstawie zalecanych parametrów struktury porowatości, ze względu na występowanie porów w ziarnach popiołu, w świetle przeprowadzonych badań okazuje się niezupełnie miarodajne. Literatura [1] Berry E.E., Malhotra V.M.: Fly ash for use in concrete. A critical review. Journal of ACI, No. 1, 1980, pp [2] Bilodeau A., Malhotra V.M.: Concrete Incorporating High Volumes of ASTM Class F Fly Ashes: Mechanical Properties and Resistance to Deicing Salt Scaling and to Chloride-Ion Penetration, SP , Fourth International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag, and Natural Pozzolans in Concrete, Istanbul, Turkey May 1992, pp [3] Bouzouba N., Fournier B., Malhotra V.M., Golden D.M.: Mechanical properties and durability of concrete made with high-volume fly ash blended cement produced in cement plant, ACI Materials Journal, No. 6, 2002, pp [4] Crow R.D., Dunstan E.R.: Properties of fly ash concrete, Boston Materials Research Society In: Effect of fly ash incorporation in cement and concrete: Proceedings Symposium annual Meeting Boston, pp [5] Fagerlund G.: Trwałość konstrukcji betonowych., Arkady, Warszawa [6] Giergiczny Z., Sokołowski M.: Mrozoodporność betonu na cementach z dodatkami mineralnymi, VIII Sympozjum naukowo-techniczne Reologia w technologii betonu, Gliwice 2006, s [7] Luehr H.P.: Zur Verwendung von Steinkohlenflugashe (Elektrofilterstaub) als Betonzusatzstoff., Betonwerk und Fertigteil-Technik, No. 7, 1972, pp [8] Nasser K.W., Lai P.S.H.: Resistance of Fly Ash Concrete to Freezing and Thawing, SP , Fourth International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag, and Natural Pozzolans in Concrete, Istanbul, Turkey May 1992, pp [9] Nowak-Michta A.: Struktura porowatości betonów napowietrzonych z dodatkiem popiołu lotnego krzemionkowego, Praca doktorska, Politechnika Krakowska,

78 [10] Pigeon M., Pleau R.: Durability of Concrete in Cold Climates, E&FN SPON [11] Rusin Z.: Technologia betonów mrozoodpornych, Wydawnictwo Polski Cement [12] Wesche K.: Fly Ash in concrete, Properties and Performance, E&FN SPON, RILEM [13] Sturrup V.R., Hooton R.D., Clandenning T.G.: Durability of fly ash concrete, SP 79, First International Conference on the use of Fly Ash, Silica Fume, Slag, and Other Mineral By-Products in Concrete, Montebello, Canada - August 1983, pp [14] Toreanu I., Nicolescu L.D.: The properties of power station fly ash concrete, International Symposium: The use of PFA in Concrete, Montebello, Dept. Civ. Eng. Leeds University 1982, pp [15] Zhang D.S.: Air entrainment in fresh concrete with PFA, Cement and Concrete Composites, vol 18, 1996, pp [16] Zhang M.H., Bilodeau A., Shen G., Malhotra V.M.: De-Icing Salt Scaling of Concrete Incorporating Different Types & Percentages of Fly Ash, SP , Sixth International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag, and Natural Pozzolans in Concrete, Tokushima, Japan - June 1998, pp MODELLING OF FREEZE-THAW RESISTANCE OF FLY ASH CONCRETES Summary It is common knowledge that durability particular low strength concretes is very crucial and makes a lot of problems in execution. The influence of unburned carbon content in fly ash on freeze resistance of concretes with their addition is analysed in the paper. The analyses were made on the basis research program made on 56 air-entrained and non air-entrained concrete mixes containing 3 fly ash types, belonging to all 3 categories of (A, B & C). The ashes have been added in doses ranging from 0 to 50% of cement replacement with different water-binder ratios. Test results of experiment show that the basic criterion of usefulness of ash to the concrete is workability of concrete mixture as a result of compatibility of admixture with level of losses of ignition. Moreover, unburned carbon content in fly ash not influence freeze resistance of correct airentrained concretes with their addition. 78

79 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Wiesława Nocuń-Wczelik 1 ODDZIAŁYWANIE WYBRANYCH DOMIESZEK DO BETONU NA SZYBKOŚĆ HYDRATACJI CEMENTU 1. Wprowadzenie Rozwój technologii betonu jako podstawowego tworzywa budowlanego jest w dużym stopniu zasługą domieszek chemicznych. Oferta rynkowa domieszek jest bogata i stanowi niewątpliwie osiągnięcie wielu dziedzin chemii. Jest wiele publikacji omawiających klasyfikację, sposób działania, zmiany właściwości świeżej mieszanki i stwardniałego betonu pod wpływem różnego rodzaju domieszek. Około 70% rynku stanowią środki redukujące w różnym stopniu zawartość wody w mieszance - plastyfikatory i superplastyfikatory (podział domieszek do betonu podany jest w normach serii PN-EN 934-2:2002), a ich rodzaje, natura chemiczna oraz mechanizmy działania omówione są w licznych pracach przeglądowych [1-4]. Kolejną grupą domieszek, co do wielkości udziału w rynku są środki opóźniające wiązanie (stosowane w przypadku betonu towarowego) oraz domieszki napowietrzające (poprawiające trwałość betonu). Wymienione domieszki wywierają często działanie kompleksowe [5]. W referacie przedstawione zostaną wyniki własne dotyczące oceny działania wybranych domieszek redukujących zawartość wody w zaczynie i domieszek opóźniających wiązanie na szybkość hydratacji ocenianą w pomiarach kalorymetrycznych i konduktometrycznych, uzupełnionych o wyrywkowe badania mikrostruktury. Badania te nie tylko dostarczają informacji dotyczących skali opóźnienia hydratacji / wiązania / twardnienia w początkowym etapie po zarobieniu spoiwa wodą, ale również pozwalają wnioskować o mechanizmie działania domieszek i innych aspektach stosowania badanych środków. 1 prof. dr hab. inż., Akademia Górniczo-Hutnicza im. St. Staszica, Kraków, al. Mickiewicza 30, wiesia@agh.edu.pl 79

80 2. Mechanizm hydratacji cementu i rozwój struktury zaczynu Składniki cementów - krzemiany, gliniany i glinożelaziany wapnia - wykazują specyficzną reaktywność względem wody, następstwem której są takie praktyczne zjawiska jak wiązanie i twardnienie. Hydratacja cementu jest procesem długotrwałym - całkowite przereagowanie cementu to proces nawet wieloletni [6]. Po zarobieniu cementu wodą, której nadmiarowa w stosunku do stechiometrii reakcji ilość gwarantuje urabialność zaczynu, ma miejsce adsorpcja polarnych cząsteczek wody na powierzchni ziaren spoiwa, poprzedzająca rozpuszczanie lub hydrolizę (rozpad) składników. W ciągu minut od rozpoczęcia procesu tworzy się warstwa, prawie w całości bezpostaciowa, złożona głównie z siarczanoglinianu wapnia i uwodnionych krzemianów wapnia (tak zwanych faz C-S-H). Produkty te powodują konsolidację plastycznego zaczynu; koloidalne otoczki częściowo przylegają do siebie (ilość wody stanowi ułamek ilości spoiwa), a kontakty pomiędzy nimi podtrzymywane są dzięki słabym siłom Van der Waalsa. Gdy osiągnięty zostanie stan nasycenia, a następnie przesycenia fazy ciekłej produktami hydrolizy następuje szybka nukleacja (zarodkowanie), a następnie krystalizacja wodorotlenku wapnia i wytrącanie dalszych porcji uwodnionych krzemianów wapnia, z utworzeniem form wydłużonych i płytkowych, tworzących sztywny, trójwymiarowy szkielet. Jak wynika z przedstawionego opisu początek hydratacji jest procesem heterogenicznym, to znaczy zachodzącym na granicy faz, pomiędzy fazą stałą (ziarno cementu) i fazą ciekłą, zależnym od powierzchni właściwej ciała stałego. Blokada powierzchniowa wskutek wytrącania produktów czy adsorpcji cząstek z roztworu da efekt opóźnienia hydratacji, a więc opóźnienia wiązania i twardnienia. Część produktów hydratacji ma charakter bezpostaciowy, a te które są krystaliczne z natury, powstają w oparciu o bezpostaciowe, metatrwałe prekursory. Podstawowy produkt hydratacji - uwodnione krzemiany wapnia zachowują swoją nieuporządkowaną, prawie amorficzną naturę. Koloidy mają więc znaczący udział w objętości zaczynu, co wiąże się z obecnością efektów, takich jak ładunki powierzchniowe, elektryczne warstwy podwójne, otoczki hydratacyjne. Konsekwencją koloidalnej natury produktów wczesnej hydratacji jest elektrostatyczne odpychanie (dyspersja) lub częściej przyciąganie wielkich naładowanych makrocząstek (ziaren cementu z otoczką produktów hydratacji), skutkujące ich flokulacją, czyli łączeniem w większe zespoły, co prowadzi do utraty plastyczności. Narastaniu ilości produktu w ciągu początkowych kilkudziesięciu godzin hydratacji cementu (spoiwa) towarzyszy wzmożone wydzielanie ciepła oraz kształtowanie wytrzymałości i innych cech będących pochodnymi rozwijającej się przestrzennej, kompozytowej struktury stwardniałego betonu (produkty krystaliczne w otoczeniu produktów prawie amorficznych). Zjawiska fizykochemiczne wynikające z oddziaływania spoiwo-woda kształtują takie praktyczne cechy zaczynu (mieszanki betonowej), jak wodożądność (współczynnik wodno-cementowy), urabialność, konsystencja, a w dalszym etapie dojrzewania czas wiązania, porowatość, narastanie wytrzymałości, skurcz, trwałość itd. 80

81 3. Przesłanki stosowania niektórych domieszek do betonu - fizykochemia oddziaływania na hydratyzujący zaczyn cementowy Utrata plastyczności matrycy zaczynowej w mieszance betonowej może nastąpić zanim materiał zostanie przetransportowany, zdeponowany, uformowany itd. Zwiększenie ilości wody w celu zachowania plastyczności nie wchodzi w grę. I tak jest jej więcej niż potrzeba do przeprowadzenia spoiwa w hydraty, a każda nadmiarowa ilość oznacza zwiększenie porowatości i grozi nie tylko zmniejszeniem wytrzymałości, ale w wieloraki i znaczący sposób zmniejsza trwałość. Optymalizacja ilości wody w mieszance jest dokonywana poprzez wprowadzenie środków redukujących zawartość wody o różnej sile działania. Przedłużenie stanu plastyczności - spowolnienie procesu wiązania (tworzenia sztywnej struktury) można osiągnąć stosując domieszki opóźniające wiązanie. Efekt ten często obserwowany jest również po wprowadzeniu domieszek redukujących zawartość wody. 4. Domieszki redukujące zawartość wody Domieszki kontrolujące reologię mieszanki betonowej dominują na rynku chemii budowlanej. W grupie tych domieszek, które norma PN EN 934:2002 dzieli na redukujące zawartość wody i znacznie redukujące zawartość wody w ostatnich latach zaznaczył się spektakularny rozwój: dopracowano się kolejnych generacji superplastyfikatorów, wychodząc naprzeciw wymaganiom nowych technologii (SCC, BWW) [7, 8]. Stale obecna jest na rynku grupa domieszek starszych, których działanie polega generalnie na adsorpcji na hydratyzujących ziarnach cementu i tworzeniu silnie naładowanych, odpychających się otoczek (lignosulfoniany, sulfonowane żywice naftalenowe i melaminowe). Nowe generacje domieszek wpływają na reologię mieszanki betonowej wywierając przede wszystkim działanie dyspersyjne przestrzenne (tak zwany efekt steryczny), aczkolwiek zakotwiczenie makroczątek na powierzchni hydratyzującego ziarna cementu ma miejsce dzięki adsorpcji i elektrostatycznemu przyciąganiu, a elektrostatyczne odpychanie wzmaga efekt steryczny. W ostatnich czasach dużo uwagi poświęca się projektowaniu i architekturze domieszek najnowszego typu, w celu pełnej kontroli efektu upłynnienia mieszanek betonowych W ich strukturze obecne są różnej długości łańcuchy podstawowe (poliakrylanowe, polikarboksylanowe, których podstawową cegiełką jest grupa karboksylowa COOH), od których odgałęziają się łańcuchy boczne zawierające różne grupy funkcyjne, dające niekiedy formy grzebieniowe. Możliwości kombinacji uwzględniających zmienne długości łańcuchów podstawowych, różne długości i gęstości ułożenia łańcuchów bocznych, wprowadzanie różnorakich grup funkcyjnych (estry, fosforany, siarczany, wodorotlenki, amidy, aminy) są praktycznie nieograniczone, co doprowadziło do powstania sporej gamy nowych produktów o cząsteczkach osiągających gigantyczne wielkości (i o ogromnym ciężarze cząsteczkowym) [9]. Brak jest pełnych informacji o współdziałaniu wielu grup funkcyjnych z hydratyzującymi układami cementowymi, niemniej jednak producenci syntetyzują nowe połączenia polikarboksylanowe i weryfikują ich działanie metodą prób i błędów, a makromolekuły o rozgałęzionej budowie czy strukturze grzebieniowej, niezależnie od zjawisk natury fizykochemicznej (adsorpcja, oddziaływania elektrostatyczne, kompleksacja) utrzymują dystans pomiędzy hydratyzującymi ziarnami cementu, czy kontrolują lepkość zaczynu w 81

82 takim przedziale czasowym, jaki jest wymagany (potrzebny). Później - wiązanie i twardnienie powinno przebiegać w sposób niezakłócony. Tak więc domieszki redukujące zawartość wody oddziałują przede wszystkim na strefę koloidalną hydratyzującego układu w początkowych godzinach hydratacji, ale skutki ich działania (redukcja zawartości wody, ewentualne opóźnienie hydratacji) są dalekosiężne w czasie i wielorakie. 5. Domieszki opóźniające wiązanie Domieszki opóźniające wiązanie spowalniają hydratację cementu wydłużając czas początku wiązania. Wielkość opóźnienia zależy od rodzaju cementu, temperatury otoczenia i temperatury składników mieszanki. Skutkiem opóźnienia jest umiarkowany, korzystny z praktycznego punktu widzenia rozkład szybkości wydzielania ciepła (zmian temperatury) w czasie. Pozwala to na zredukowanie efektu samonagrzewania, szczególnie w ciepłych porach roku i jednocześnie na kontrolę czasu wiązania. Pozytywnym skutkiem tego jest prawidłowy rozwój mikrostruktury i niezakłócony przebieg twardnienia, a w dalszej perspektywie czasowej - osiąganie wyższych wytrzymałości. Domieszki opóźniające wiązanie są szczególnie przydatne w produkcji betonów towarowych, do wykonywania masywnych bloków betonowych, w przypadku pompowania mieszanki na dużą wysokość, betonowania dużych powierzchni w sposób ciągły, w budownictwie mostowym i drogowym. Opóźnienie wiązania daje możliwość uniknięcia negatywnych zjawisk związanych z długotrwałym transportem mieszanki betonowej na miejsce na plac budowy (mogą wystąpić symptomy wiązania), z zaplanowanymi, bądź nieprzewidzianymi przerwami w przewożeniu czy układaniu betonu [10,11]. Domieszki opóźniające wiązanie nie tylko zapobiegają lokalnemu wzrostowi temperatury betonu i powstawaniu spękań, a więc zabezpieczają niejako wzrost wytrzymałości, ale też w pewnym stopniu polepszają urabialność i/lub nieznacznie obniżają ilość wody zarobowej. Domieszka opóźniająca wiązanie powinna wydłużyć czas początku i końca wiązania o odpowiednio co najmniej 90 i 360 minut w stosunku do mieszanki kontrolnej (wymaganie podane w normie PN-EN 934-2). Norma określa również dopuszczalny spadek wytrzymałości po 7 i 28 dniach twardnienia na nie więcej niż odpowiednio 20% i 10%. Zwiększenie objętości powietrza w betonie może wynosić maksymalnie 2%. Domieszkami opóźniającymi wiązanie mogą być zarówno niektóre substancje organiczne, jak też związki nieorganiczne. Produkty komercyjne przygotowywane są w oparciu o pochodne kwasu lignosulfonowego, sacharozy (cukry), rozpuszczalne związki fosforu. Efekt opóźnienia hydratacji obserwuje się również po wprowadzeniu do zaczynu związków Zn, Pb (i innych metali ciężkich), jak również związków boru i fluoru. Większość opóźniaczy wiązania to jednocześnie środki plastyfikujące, które jednoznacznie są zaklasyfikowane w normie europejskiej do grupy domieszek redukujących ilość wody (w normie ASTM C 494 stanowią grupę D retarding and water reducing admixtures, obok grupy B retarding admixtures ). Do domieszek o działaniu opóźniającym i plastyfikującym (dyspersyjnym) należą pochodne kwasów lignosulfonowych i kwasów karboksylowych spowalniające wiązanie o 1 do 3 godzin (stosowane głównie z zamiarem uplastycznienia mieszanki; efekt opóźnienia wiązania należy mieć na uwadze!). 82

83 Mechanizm opóźniający domieszek organicznych polega generalnie na adsorbowaniu się ich cząstek na ziarnach cementu i w pierwszej kolejności utrudnianiu rozpuszczania materiału wyjściowego w wodzie zarobowej. Bardzo efektywne są w tym cukry. Zahamowanie rozpuszczania oznacza zatrzymanie tworzenia się produktów hydratacji; wiązanie może w ogóle nie mieć miejsca, jeżeli stężenie opóźniacza jest duże. Rozpuszczalne fosforany i fosforyny (fosfoniany) uwalniają w wodzie aniony fosforanowe czy fosfonowe i tworzą nierozpuszczalne sole wapnia (fosforany), bądź kompleksją skutecznie jony wapnia i innych metali. Warstewka fosforanu wapnia krystalizuje na powierzchni hydratyzującego ziarna cementu w postaci wytrzymałej osłonki, która długo opiera się dyfuzyjnemu wnikaniu wody do materiału. Dopiero po pewnym czasie może nastąpić rozerwanie otoczki pod wpływem wzrostu ciśnienia osmotycznego, wskutek powolnego pęcznienia uwodnionych krzemianów wapnia. Domieszki nieorganicznych opóźniaczy zmieniają też stężenia jonów w wodzie porowej, a związane z tym efekty (efekt wspólnego jonu, efekt solny) nie sprzyjają szybkiemu wytrącaniu produktów hydratacji. Podobne zjawiska mają miejsce w obecności związków metali; przede wszystkim tworzą się warstewki nierozpuszczalnych wodorotlenków i soli kompleksowych hamujące dostęp wody i blokujące powstawanie produktów hydratacji. Modyfikatory opóźniające wiązanie, dodane w ilości 0,2-2 proc. w stosunku do ilości cementu, pozwalają zmniejszyć ilość wody zarobowej nawet o 10 proc. i opóźnić czas wiązania o 3 do 24 godzin. Zaletą substancji nieorganicznych, zwłaszcza czystych fosforanów, jest brak skutków ubocznych działania opóźniającego, a także mała wrażliwość na błąd dozowania oraz zmiany temperatury w czasie betonowania. Z tego względu są one w niektórych krajach (np. Niemcy) dopuszczone jako jedyne domieszki opóźniające do betonów mostowych i drogowych. 6. Badanie oddziaływania domieszek chemicznych - pomiary kalorymetryczne i konduktometryczne hydratyzujących zaczynów i zawiesin cementowych z domieszkami chemicznymi Domieszki opóźniające hydratację dają zmniejszenie szybkości wydzielania ciepła, wydłużenie okresu indukcji, zmniejszenie ilości ciepła po określonym czasie od zarobienia spoiwa wodą. Ilość ciepła jest tu mniej lub bardziej dokładną miarą stopnia przereagowania spoiwa. Przykładowe zestawienia krzywych szybkości wydzielania ciepła w funkcji czasu pokazano na rysunkach 1-5. Badania przeprowadzono na próbkach zaczynów z cementów portlandzkich i cementów portlandzkich z dodatkami, pochodzącymi od wiodących producentów krajowych. Do wody zarobowej wprowadzano domieszki upłynniaczy bądź opóźniaczy dostarczane przez wiodących na rynku producentów/dystrybutorów. Wykresy i objaśnienia zawierają więcej szczegółów dotyczących poszczególnych serii badanych zaczynów. Badania przeprowadzono w mikrokalorymetrze różnicowym, który wielokrotnie służył jako narzędzie badawcze, również w pracach prezentowanych na Sympozjum Reologia w technologii betonu [12]. Zasada pomiaru, interpretacja wyników podane są w opracowaniach książkowych [13]. 83

84 2 1,5 1 dq/dt 10J/gxh cement 42,5R + domieszki (1%m.c.); w/c=0,3 bez domieszki NFS MFS PCE 1 PCE 2 PCE 3 0, czas [h] Rys. 1. Krzywe kalorymetryczne cementu portlandzkiego CEMI 42,5R hydratyzującego w obecności 1% (w stosunki do masy cementu) różnych superplastyfikatorów (na bazie sulfonowanego polikondensatu naftalenu z formaldehydem - NSF, polikondensatu melaminy z formaldehydem - MSF oraz superplastyfikatory polikarboksylanowe o zróżnicowanej strukturze i wielkości makroczastek - PCE1, PCE2, PCE3). w/c=0,3 Jak wykazały pomiary, różne generacje domieszek wywierają w początkowych godzinach hydratacji zróżnicowane działanie. Zależy ono oczywiście od w/c i udziału domieszki (% masy cementu). Domieszki sulfonowanych polikondensatów NSF i MSF w małym stopniu zmieniają szybkość wydzielania ciepła w porównaniu z działaniem superplastyfikatorów polikarboksylanowych, które dodane w identycznych ilościach wykazują w badaniach kalorymetrycznych wyraźne działanie opóźniające (rys. 1). 84

85 2 1,5 cement 42,5R + domieszki (0,3%m.c.); w/c=0,5 dq/dt 10J/gxh bez domieszki NFS MFS PCE 1 1 PCE 2 PCE 3 0, czas [h] Rys. 2. Krzywe kalorymetryczne cementu portlandzkiego CEMI 42,5R hydratyzującego w obecności 0,3% (w stosunki do masy cementu) domieszek superplastyfikatorów, takich samych, jakie zastosowano w serii badań zilustrowanych na rys. 1. w/c=0,5 3 dq/dt 10J/gxh CEM II/A-S 42,5R; w/c=0,3 2 bez domieszki PCE 4a PCE 4b czas [h] Rys. 3. Krzywe kalorymetryczne cementu portlandzkiego CEMII/A-S 42,5R hydratyzującego w obecności 2% (w stosunki do masy cementu) superplastyfikatorów - - polikarboksyeterów o doskonałych właściwościach dyspersyjnych (w/c=0,3) 85

86 CEM I 42,5R 2 1,5 1 CEM II/B-M(S-V) 42,5N + domieszki (2% m.c.; w/c=0,5) dq/dt 10J/gxh bez domieszki OP 1 OP 2 PCE 3 PCE 1 0, czas [h] Rys. 4. Krzywe kalorymetryczne cementu portlandzkiego wieloskładnikowego CEMII/B- M(S-V) 42,5N hydratyzującego w obecności 2% (w stosunki do masy cementu) domieszek superplastyfikatorów (jak na rys. 1) i opóźniaczy na bazie związków fosforanowych (w/c=0,5) Tablica 1. Zestawienie wartości ciepła hydratacji (wartości odnoszą się do krzywych pokazanych na rys. 1 i 2). Cement Domieszka % m.c. w/c Q41h w [kj/kg] - 0, ,3 319 MSF 329 NSF 314 PCE 1 1 0,3 310 PCE PCE MSF NSF PCE 1 PCE 2 PCE 3 0,3 0, Polega ono przede wszystkim na wydłużeniu okresu indukcji, co jest równoznaczne z zahamowaniem hydratacji a więc z opóźnieniem wiązania. Pomimo stwierdzonego w prezentowanych badaniach modelowych opóźnienia uwadniania (wiązania) w początkowych godzinach po zarobieniu cementu wodą, hydratacja biegnie dalej i prowadzi 86

87 do powstania znacznych ilości produktów, co potwierdzają wartości ciepła wydzielonego w kalorymetrze w standardowym czasie 41h (tab. 1). Oznacza to, że następuje kompensacja efektu zahamowania/przyśpieszenia hydratacji; uwaga ta dotyczy całego zakresu uwzględnionych w pracy zawartości domieszek i współczynników wodno/spoiwowych (rys. 2-4). Zmniejszenie dodatku domieszki zmniejsza opóźniający wpływ, w tym także obejmujący skrócenie okresu uśpienia w porównaniu z wynikami odnoszącymi się do 1% zawartości domieszki w stosunku do masy cementu (rys. 2). Domieszki znacznie zmniejszające zawartość wody mogą zwiększać szybkość wydzielanie ciepła, a więc przyśpieszać hydratację w okresie następującym po okresie indukcji (2 4 godziny od zarobienia spoiwa wodą), zwłaszcza przy małym współczynniku w/c. Widać to najwyraźniej w przypadku domieszki PCE 3, która w porównaniu z pozostałymi domieszkami karboksylanowymi działa jako bardzo skuteczny opóźniacz przy w/c=0,5 i 1% czy 2% udziale w stosunku do masy spoiwa (rys. 1, 4). Niewątpliwie oddziaływanie fizykochemiczne zastosowanych domieszek zapobiegające flokulacji (adsorpcja, elektrostatyczne odpychanie, efekt steryczny) może w zaczynach sporządzonych przy mniejszym współczynniku w/c ułatwiać dostęp wody do powierzchni hydratyzujących ziaren cementu i przyśpieszać proces rozpuszczania spoiwa oraz wytrącania produktów hydratacji. Tak więc obecność pewnej, niewielkiej ilości superplastyfikatora w zaczynie o małej zawartości wody stwarza niewątpliwie dogodne warunki do przebiegu hydratacji. Można sobie wyobrazić, że wielkie molekuły domieszki o architekturze grzebieni, poprzez utrzymywanie doskonałego rozproszenia hydratyzujących ziaren cementu, skutecznie zapobiegają zablokowaniu powierzchni przez otoczki hydratów. Można się też spodziewać, że w przypadku tych domieszek oczekiwane efekty praktyczne uzyska się przy ich niewielkim udziale i eksperymentalnie ustalonej ściśle określonej zawartości wody w mieszance. 15 PRZEWODNOŚĆ ms 13 bez domieszki 11 NFS MSF 9 PCE 1 7 PCE czas, min Rys. 5. Wykresy zmian przewodnictwa właściwego zawiesin sporządzonych z cementu CEMI 32,5R z dodatkiem superplastyfikatorów dozowanych w ilości 1% masy cementu. w/c =10 (domieszki te zastosowano w pomiarach kalorymetrycznych, patrz rys. 1 i 2) 87

88 Konduktometria umożliwia, poprzez pomiar przewodnictwa elektrycznego, określenie stężenia jonów - nośników prądu w zawiesinie cementu w wodzie zarobowej (z domieszką). Stężenie to ilustruje równowagę pomiędzy rozpuszczaniem składników wyjściowych i wytrącaniem hydratów. Jak wiadomo, faza ciekła - elektrolit - w zaczynie cementowym zdominowana jest przez jony wapnia i jony hydroksylowe, mniejszy udział mają jony alkaliów i siarczanowe; udział jonów krzemianowych i glinianowych, których stężenie jest o trzy rzędy wielkości mniejsze niż stężenie jonów wapnia, można pominąć. Początkowemu rozpuszczaniu i hydrolizie składników cementu towarzyszy wzrost stężenia, a więc i przewodnictwa fazy ciekłej kolejno: szybki, powolny i znów szybszy (wykres dla próbki bez domieszki, rys. 5) Początek intensywnego wytrącania produktów hydratacji z całej objętości roztworu (nasycenie wody zarobowej produktami rozkładu spoiwa) zaznacza się jako wyraźne załamanie krzywej przewodnictwa. Bardzo powolny wzrost przewodnictwa pod działaniem domieszek można odczytać jako zahamowanie hydrolizy, a opóźnienie lub brak maksimum na krzywej przewodnictwa oznacza zaburzenie formowania się produktów hydratacji (utrudnione zarodkowanie hydratów, mała szybkość krystalizacji). Chociaż pomiary przewodnictwa przeprowadzane są w zawiesinach wodnych (w/c>10), to z uwagi na bardzo małe równowagowe stężenia nasycenia fazy ciekłej produktami hydratacji, które ze swej natury są trudno rozpuszczalne (na przykład dla relatywnie najbardziej podatnego na działanie wody wodorotlenku wapnia jest to wartość około 20 milimoli/litr 1,2g/l), w zawiesinie przeważa (podobnie jak w gęstym zaczynie) wyjściowy materiał bezwodny, a ułamek podający zawartość materiału w postaci jonowej w fazie ciekłej ma znikomą wartość. Wyniki przewodnictwa mogą więc pomóc w wyjaśnieniu mechanizmu działania domieszek w reakcji cement woda. Zaprezentowane w referacie wykresy zmian przewodnictwa właściwego roztworów obrazują wpływ domieszek na koncentrację jonów w gęstych zawiesinach cementowych. Przebieg zmian przewodnictwa dla próbki kontrolnej zawiesiny cementu w wodzie jest typowy, z wyraźnym maksimum poprzedzającym wytrącanie hydratów z roztworu przesyconego. W zawiesinach z domieszkami nie osiąga się tego charakterystycznego dla cementów maksimum przewodnictwa (a więc stężenia nośników prądu jonów); krzywa wykazuje bardzo powolny spadek przewodnictwa od pewnej wartości ustalającej się wkrótce po zmieszaniu cementu z wodą, znacznie mniejszej dla większości upłynniaczy niż początkowe przewodnictwo próbki kontrolnej. W obecności domieszek w wodzie zarobowej stężenia nośników prądu są generalnie małe, co jest wypadkową efektu zahamowania rozpuszczania spoiwa wskutek adsorpcji i zaburzenia nukleacji hydratów z tego samego powodu. I chociaż należy pamiętać, że z uwagi na nadmiar wody trudno mówić o efekcie sterycznym, to i tak w tych eksperymentach, podobnie jak w pomiarach kalorymetrycznych, sekwencja zmian jest analogiczna jak w badaniach kalorymetrycznych, to znaczy superplatyfikatory nowej generacji dają znacznie silniejszy efekt. Domieszki redukujące zawartość wody sprzyjają tworzeniu się zaczynu o bezpostaciowej zwartej budowie, charakteryzującej się brakiem dobrze wykształconych form. Wynika to nie tylko z ograniczenia przestrzennego związanego z minimalizacją ilości wody, ale z pewnością świadczy o zaburzeniu etapów krystalizacji produktów: zarodkowania i wzrostu kryształów. Efekt ten jest mniej wyraźny gdy w zaczynie obecny jest typowy opóźniacz i zjawiska adsorpcji, elektrostatycznego odpychania, kompleksowania itp. prowadzące do zatruwania zarodków raczej nie mają miejsca. Powstają wtedy produkty o typowym pokroju: w której dominującym składnikiem jest faza 88

89 C-S-H o zróżnicowanej budowie; można zauważyć ściśle przylegające do siebie drobne ziarenka i produkty drobnowłókniste (rys. 6). Z superplastyfikatorem Z opóźniaczem Z opóźniaczem Z opóźniaczem Rys. 6. SEM. Mikrostruktura zaczynów cementowych hydratyzujących 2 dni w kalorymetrze 7. Podsumowanie Domieszki o silnym działaniu mogą bardzo zaburzyć hydratację/wiązanie, co w sposób ciągły, bezpośrednio i wyraźnie obrazuje kalorymetria. Domieszki znacznie redukujące zawartość wody i domieszki opóźniające wiązanie mogą zahamować na wiele godzin hydratację cementu, co monitoruje się śledząc przebieg szybkości wydzielania ciepła w początkowych godzinach procesu. Efekty zależne są od zawartości domieszki i w/c. Po początkowym wydłużeniu etapu uśpienia (indukcji) następuje na ogół kompensacja opóźnienia, o czy świadczą wartości ciepła twardnienia po standardowym czasie 41h. Oddziaływanie fizykochemiczne niektórych domieszek redukujących zawartość wody może, dla określonej niewielkiej zawartości (% m.c.), w zaczynach 89

90 sporządzonych przy mniejszym współczynniku w/c ułatwiać dyspersję hydratyzujących ziaren cementu, przyśpieszając proces rozpuszczania spoiwa oraz wytrącania produktów hydratacji. Doświadczalne zminimalizowanie (zoptymalizowanie) ilości domieszki prowadzi więc nie tylko do upłynnienia materiału, ale nawet do przyspieszenia hydratacji w przedziale czasowym odpowiadającym kształtowaniu się wytrzymałości wczesnej. Domieszki wpływają w istotny sposób zarówno na szybkość hydrolizy cementu (rozkładu pod wpływem wody), na stężenia jonów uwolnionych z powierzchni hydratyzujących ziaren w fazie ciekłej, jak również na wytrącanie produktów hydratacji z roztworu (zarodkowanie i wzrost hydratów). Efektom kinetycznym towarzyszą zmiany mikrostruktury, korzystne z punktu widzenia wytrzymałości i trwałości. Literatura [1] Spiratos N., Pagé M., Mailvaganam N., Malhotra V.M.: Superplasticizers for Concrete: Fundamentals, Technology and Practice. Supplementary Cementing Materials for Sustainable Development, Ottawa [2] Łukowski P.: Domieszki do zapraw i betonów. Wydawnictwo POLSKI CEMENT, Kraków [3] praca zbiorowa: Domieszki do betonu. Budownictwo Technologie Architektura, numer specjalny [4] Kucharska L.: Tradycyjne i współczesne domieszki do betonu zmniejszające ilość wody zarobowej. Cement-Wapno-Beton, VI/LXVIII, nr 2, 46-61, [5] Łaźniewska-Piekarczyk B.: Wpływ rodzaju superplastyfikatora i domieszki przeciwpieniacej na napowietrzenie i właściwości samozagęszczalnej mieszanki betonowej. Cement-Wapno-Beton, XIV/LXXVI, nr 3, , [6] Kurdowski W.: Chemia cementu. PWN, Warszawa [7] Houst Y.F., Bowen P., Perche F., Kauppi A., Borget P., Galmiche L. i inni: Design and function of novel superplasticizers for more durable high performance concret (superplast project). Cem. Concr. Res. 38, , [8] Hanehara S., Yamada K.: Rheology and early age properties of cement systems Cem. Concr. Res. 38, , [9] Aitcin P.C.: Domieszki: najważniejszy składnik nowoczesnego betonu. Cement- Wapno-Beton. XI/LXXIII, nr 5, , [10] Ramachandran V.S.: Concrete admixtures handbook - properties, science and technology. Noyes Publications, New Jersey [11] Han M.C., Han C.G.: Use of maturity methods to estimate the setting time of concrete containing super retarding agents, Cem. Concr. Comp. 32, , [12] Nocuń-Wczelik W.: Wpływ dodatków mineralnych na ciepło hydratacji cementu. V Sympozjum Naukowo-Techniczne Reologia w technologii betonu Gliwice , wyd. Górażdże Cement (ISBN ), 47-58, [13] Gawlicki M., Pichór W., Brylska E., Brylicki W., Łagosz A., Nocuń-Wczelik W., Petri M., Pytel Z., Roszczynialski W., Stolecki J., Malata G.: Materiały budowlane - podstawy technologii i metody badań; pod red. Jana Małolepszego; Wyd. 2 zm. i popr., AGH Uczelniane Wydawnictwa Naukowo-Dydaktyczne, Kraków

91 EFFECT OF SOME ADMIXTURES TO CONCRETE ON THE RATE OF CEMENT HYDRATION Summary The so-called water reducers and set retarders play a key role as concrete mixture workability controlling agents. However, in many cases the hampering of cement hydration process in the presence of admixture takes place at early age, due to the phenomena occurring on the surface of hydrating grains in the presence of macromolecular organic compounds or the formation of impermeable layer of Ca salts. Heat evolution process in the presence of several chemical admixtures for concrete was investigated. The hindering of heat evolution at early age was generally observed in most cases (particularly in the presence of superplasticizers) rather than the acceleration. This is equivalent to the lower rate of hydration process within the first hours, as well as set retardation. The reactions occurring in the liquid phase were followed by means of conductivity measurements. The effect of admixtures on hydrolysis (dissolution) as well as on the precipitation of hydration products was thus evaluated. It has been found that in the suspensions with admixtures the concentrations are reduced; this may be the effect of slower dissolution because of the adsorption of admixtures on the grains and simultaneously disturbed nucleation. The formation of hydration products at early age is therefore strongly hampered, however the formation of compact, dense C-S-H which is beneficial from the durability point of view, is promoted. Podziękowania Autorka dziękuje wszystkim współpracownikom z przemysłu i uczelni, którzy od lat zaopatrują ją w cementy i domieszki, jak również wspomagają w badaniach hydratacji spoiw z domieszkami, a niniejsze skromne opracowanie dedykuje swoim podopiecznym - byłym i obecnym dyplomantom z Wydziału Inżynierii Materiałowej i Ceramiki AGH zdobywającym wiedzę o domieszkach do betonu. 91

92 92

93 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Janusz Szwabowski 1 URABIALNOŚĆ SCC WYMAGANIA I METODY BADAŃ 1. Wymagania urabialności betonu samozagęszczalnego Istotą betonu samozagęszczalnego są specyficzne właściwości reologiczne mieszanki betonowej, różniące się zasadniczo od właściwości innych mieszanek betonowych, których prawidłowe układanie i zagęszczanie wymaga dostarczenia zewnętrznej energii. Dzięki tym specyficznym właściwościom, mieszanka ta posiada zdolność całkowitego i szczelnego wypełnienia grawitacyjnego formy lub deskowania o dowolnym kształcie, bez segregacji, nawet w obecności gęstego zbrojenia, bez potrzeby mechanicznego jej zagęszczania (np. wibracji). Określenie to zawiera w sobie trzy podstawowe wymagania urabialności betonu samozagęszczalnego [2,11] Wymagania te dotyczą właściwości reologicznych mieszanki samozagęszczalnej, warunkując prawidłowe uformowanie się kształtu i struktury betonu samozagęszczalnego w deskowaniu, jedynie pod ciężarem własnym mieszanki, z zachowaniem jednorodności jej struktury. Na odpowiednie właściwości reologiczne mieszanki samozagęszczalnej składają się : Płynność mieszanki zapewniająca całkowite i szybkie wypełnienie formy (deskowania) oraz samozagęszczenie poprzez wydalenie z mieszanki, na zasadzie wyporu hydrostatycznego, pęcherzyków powietrza przypadkowo schwytanego podczas jej produkcji i transportu. Stosowaną angielskojęzyczną nazwą tej właściwości mieszanki jest flowability. FprEN 206-9:2009 (E) definiuje zwięźle tę właściwość mieszanki samozagęszczalnej jako łatwość płynięcia bez ograniczenia deskowaniem i/lub zbrojeniem. Stabilność struktury mieszanki betonowej, przy jej odpowiedniej płynności, jest drugim, istotnym wymaganiem urabialności betonu samozagęszczalnego. Przez stabilność mieszanki betonowej w przypadku betonu samozagęszczalnego rozumie się jej odporność na segregację wewnętrzną. Odporność na tę segregację oznacza brak zarówno sedymentacji ziaren kruszywa w mieszance jak i brak wydzielania się z niej zaczynu. Stosowaną angielskojęzyczną nazwą tej właściwości mieszanki jest segregation resistance. FprEN 206-9:2009 (E) definiuje zwięźle tę 1 Prof. dr hab. inż., Politechnika Śląska 93

94 właściwość mieszanki samozagęszczalnej jako zdolność pozostania jednorodną w składzie. Zdolność do przepływu przez zbrojenie oznaczająca łatwość przepływu mieszanki pomiędzy prętami zbrojenia bez utraty jednorodności. Utrata jednorodności w tym przypadku polega na zróżnicowaniu koncentracji największych ziaren kruszywa po obu stronach warstwy prętów zbrojeniowych, na kierunku przepływu mieszanki. Jest to tzw. blokowanie przepływu przez zbrojenie ziarnami grubego kruszywa. Stosowaną angielskojęzyczną nazwą tej właściwości mieszanki jest passing ability. FprEN 206-9:2009 (E) definiuje zwięźle tę właściwość mieszanki samozagęszczalnej jako zdolność przepływu przez ciasne otwory, takie jak przestrzenie między stalowymi prętami zbrojenia, bez segregacji lub blokowania. Wyszczególnione wyżej, zasadnicze właściwości, stanowiące o samozagęszczalności mieszanki betonowej, bada się metodami technicznymi lub reologicznymi. Tymi drugimi, z uwagi na ograniczoną objętość referatu, tutaj nie są omawiane. Można się z nimi zapoznać w pracach [9,10]. Ze względu na urabialność betonu samozagęszczalnego, poza opisanymi wyżej właściwościami zasadniczymi, istotne są jako ich konsekwencja, również trzy inne właściwości mieszanki, które choć nie specyfikowane, stanowią jego zalety. Są to: wykańczalność powierzchni licowych, samopoziomowalność górnej powierzchni oraz pompowalność. 2. Metody badań urabialności samozagęszczalnej mieszanki betonowej W badaniach i stosowaniu betonu samozagęszczalnego osiągnięto już znaczący postęp. Jednak szerokie jego stosowanie w Europie i poza nią wymaga ustalenia uniwersalnych, standaryzowanych metod badań mieszanki samozagęszczalnej. Bez nich trudno ocenić metody i rezultaty jej projektowania, ale co istotniejsze, trudno sporządzić specyfikację wymaganych jej właściwości ze względu na warunki budowy. Wymagane właściwości samozagęszczalnej mieszanki betonowej tak bardzo różnią się od właściwości mieszanek zagęszczanych mechanicznie, że metody badań technicznych ujęte dotychczas w EN są w tym celu nieprzydatne. Z konieczności zatem, w wyniku międzynarodowych projektów badawczych finansowanych przez EU i współpracy z RILEM, CEM TC104 opracował zestaw specyficznych, najbardziej przydatnych i miarodajnych metod badania właściwości samozagęszczalnej mieszanki betonowej, stanowiących o jej urabialności. Metody reometryczne stosowane do badań właściwości reologicznych mieszanek betonowych, w szczególności do pomiarów ich parametrów reologicznych, mają w tym względzie ograniczone możliwości ich stosowania. Po pierwsze, ponieważ reometry do takich pomiarów znajdują się jedynie w laboratoriach naukowych i wymagają specjalistycznej obsługi. Po drugie, ze względu na brak zgodności wyników uzyskiwanych stosowanymi w tym celu reometrami, różniącymi się nie tylko konstrukcją ale często i zasadą pomiaru. Ale są one bardzo przydatne w fizykalnej interpretacji porównawczej wyników badań metodami technicznymi gdy pomiary prowadzi się na jednym i tym samym reometrze. W konsekwencji metody reometryczne stosowane są w ograniczonym do badań naukowych zakresie i ze względu na ograniczone ramy referatu nie będą tu omawiane. 94

95 3. Metody techniczne badań właściwości samozagęszczalnej mieszanki betonowej Do badań i oceny właściwości samozagęszczalnej mieszanki betonowej omówionych tu wcześniej, opracowano i stosowano z różnym powodzeniem wiele metod. Powinny one umożliwiać ocenę przynajmniej jednej z tych właściwości, w możliwie prosty i bezpośredni sposób, poprzez zachowanie się mieszanki w symulowanych metodą badań warunkach rzeczywistych. Z metod powszechnie stosowanych większość była oceniana w projekcie badawczym EU Testing-SCC w ramach 5-go Ramowego Programu (GRD /G6RD-CT ). Zgodnie z wynikami tego projektu żadna z metod nie umożliwiała jednoczesnej oceny wszystkich trzech podstawowych właściwości mieszanki samozagęszczalnej. Jednakże każda z metod powinna być przynajmniej skorelowana z praktyczną sytuacją i dawać konsekwentne wyniki, w celu dostarczenia wiarygodnych danych do osądu urabialności betonu samozagęszczalnego. W tabl. 1. podano metody preferowane [2,8,12], najlepiej spełniające te wymagania, zgrupowane według właściwości mieszanki, do oceny których są stosowane. Ponieważ metody nie mają jeszcze przyjętych oficjalnie nazw polskich, w tabeli podano powszechnie stosowane ich nazwy w języku angielskim. Tablica 1. Preferowane metody badań właściwości mieszanki samozagęszczalnej [2,8,12]. Właściwość mieszanki Nazwa metody Mierzona charakterystyka Płynność Slump-flow (SF) J-ring Max. rozpływ SF mm. Czas rozpływut 500, s Max. rozpływ SF J, mm. Czas rozpływu t J 500, s Stabilność Sieve segregation Indeks segregacji SI, % Zdolność przepływu przez zbrojenie J-ring Stopień blokowania PJ, mm Za metody uzupełniające, mogące dostarczać innych, dodatkowych charakterystyk właściwości mieszanki samozagęszczalnej, uważane są [2]: 1. L-box test. 2. V-funnel test 3. Orimet test 4. Penetracyjny test segregacji Wszystkie metody wymienione w tabl.1 oraz pierwsze dwie spośród wymienionych jako uzupełniające są szczegółowo opisane w projektach norm Fpr EN 12350, dotyczących metod badań mieszanki samozagęszczalnej. Metoda Orimet, opracowana w latach 70 tych przez Bartos a [1], jest metodą przeznaczoną do stosowania na budowie do szybkiej oceny wysoce urabialnych, płynnych mieszanek betonowych. Umożliwia w sposób umowny pomiar płynności mieszanki i jej zdolności przepływu przez zbrojenie. Penetracyjny test segregacji, opracowany przez Van a i in. [13], jest przeznaczony do badania na budowie segregacji w mieszance samozagęszczalnej, poprzez zmianę oporu penetracji w jej górnej warstwie, wywołaną zmianą koncentracji kruszywa grubego, spowodowaną jego osiadaniem. 95

96 W dalszym ciągu będą przedstawione, zgodnie z projektowanymi uzupełnieniami normy EN 12350, najistotniejsze kwestie każdej, z wyjątkiem dwóch ostatnich metod, dotyczące: przygotowania próbek, zakresu, zasady badania, stosowanego aparatu i sprzętu, procedury badania, wyniku badania, powtarzalności i odtwarzalności wyników 1. Informacje bardziej szczegółowe można znaleźć w podanych dla każdej z omawianych metod normach lub w pracy [2] Slump-flow test (wg Fpr EN :2009) [3] Przygotowanie próbki. Próbkę mieszanki należy pobrać i przygotować zgodnie z PN EN , tak aby była jak najszybciej gotowa do badania. Czas od pobrania z mieszarki do rozpoczęcia badania należy rejestrować. Jeśli przekracza on 5 min, próbka powinna być zabezpieczona przed utratą wilgoci i zmianą temperatury. Zaleca się, by pobrana próbka miała objętość większą o 10 % niż jej objętość badana. Zakres. Ta norma precyzuje procedurę określania maksymalnego rozpływu mieszanki SF i czasu rozpływu T 500 do średnicy 500 mm. Maksymalna wielkość kruszywa nie może przekraczać 40 mm. Zasada badania. Rozpływ SF i czas T 500 są miarami odpowiednio płynności (zdolności do płynięcia) i prędkości płynięcia mieszanki samozagęszczalnej, przy braku przeszkód. Mieszanka umieszczana jest w metalowym stożku opisanym w PN EN Po jego podniesieniu, kiedy mieszanka rozpływa się, mierzy się z dokładnością do 0,1s czas T 500 po którym jej rozpływ osiąga średnicę 500 mm, a następnie po ustaniu rozpływu, mierzy się jego średnicę w dwóch prostopadłych kierunkach, i wylicza wartość średnią jako rozpływ stożka SF. Pomiar T 500 można pominąć jeśli nie jest wymagany. Aparat i sprzęt pomocniczy. W badaniu stosuje się aparat wg PN EN z poniższymi odmiennościami: płyta podstawy, na której rozpływa się mieszanka, wykonana jako płyta ze stali nierdzewnej o płaskiej i gładkiej powierzchni i wymiarach 900 x 900 mm ułożona poziomo. Odchylenie od płaskości, mierzone po przekątnej, nie może przekraczać 3 mm. Na środku płyty trwale zaznaczone dwa współśrodkowe okręgi o średnicach 210 ± 1 mm i 500±1 mm i których środek zaznaczony krzyżem z linii równoległych do krawędzi płyty. Wszystkie zaznaczenia ryte w płycie na szerokość 2 mm i głębokość 1 mm. Płyta może być z innego materiału jeśli spełnia takie same warunki eksploatacji. 1) Są to statystyczne określenia błędu przypadkowego omawianej metody badania (testu), którego wartość może być przekroczona tylko raz na 20 testów Powtarzalność (ang. repeatability) jest zdefiniowana jako różnica między wynikami dwóch następujących kolejno tych samych testów wykonanych przez tego samego operatora, na identycznym materiale. Odtwarzalność (ang. reproducibility) jest zdefiniowana jako różnica między wynikami dwóch następujących kolejno tych samych testów, wykonanych przez różnych operatorów na identycznym materiale. 96

97 Sprzęt pomocniczy. 1.Taśma pomiarowa długości min mm. 2.Stoper o dokładności 0,1s. 3. Poziomica spirytusowa. 4.Pojemnik na mieszankę o pojemności przynajmniej 10 dcm Prosta listwa z ostrą krawędzią do poziomego ścinania nadmiaru mieszanki z wierzchu. Procedura badania. Ustawić stożek w środku płyty, upewniając się że na styku z płytą nie będzie wycieku mieszanki. Napełnić za jednym razem stożek mieszanką z pojemnika, bez mieszania i zagęszczania, ścinając nadmiar mieszanki z wierzchu stożka. Utrzymywać napełniony stożek w tym położeniu nie dłużej niż 30 s, usuwając ewentualny wyciek mieszanki na płytę. Następnie unieść szybkim ruchem (w ciągu 1 do 3s) stożek pionowo do góry, bez zakłócenia wypływu mieszanki. Poczynając od momentu oderwania stożka od płyty, mierzyć z dokładnością do 0,1s czas T 500 osiągnięcia przez rozpływającą się mieszankę średnicy 500 mm i go zapisać. Po ustaniu rozpływu zmierzyć taśmą pomiarową jego średnice d 1 i d 2 w dwóch prostopadłych kierunkach, zaokrąglając wyniki do bliższych 10 mm. Jeśli różnica pomiędzy d 1 i d 2 jest większa od 50 mm badanie należy powtórzyć na innej próbce. Sprawdzić czy na obwodzie placka mieszanki są widoczne objawy segregacji w postaci wycieku zaczynu lub zaprawy czy też nagromadzenia grubego kruszywa w środku placka, rejestrując te informacje. Wynik badania. Wynik pomiaru rozpływu stożka mieszanki testem rozpływu stożka SF wyznacza się z wzoru: d SF= 1 d 2 (1) 2 Jest on obliczany z dokładnością do 10 mm, zaś T 500 podaje się z dokładnością do 0,5 s. Powtarzalność i odtwarzalność wyników. Powtarzalność r i odtwarzalność R wyników była określana w programie badań obejmujących 8 laboratoriów, 16 operatorów i 2 powtórzenia i interpretowana zgodnie z ISO Wynikowe wartości r i R podano w tabl. 2. i 3. Tablica 2. Powtarzalność i odtwarzalność wyników dla typowych wartości SF. Slump-flow SF w mm < > 750 Powtarzalność r w mm n/a Odtwarzalność R w mm n/a Tablica 3. Powtarzalność i odtwarzalność wyników dla typowych wartości T 500. T 500 czas w s < 3,5 3,5 6,0 > 6,0 Powtarzalność r w s s 0,66 1,18 n/a Odtwarzalność R w s 0,88 1,18 n/a 97

98 3.2. J-ring test (wg Fpr EN :2009) [4] Przygotowanie próbki. Próbkę mieszanki należy pobrać i przygotować zgodnie z PN EN , tak aby była jak najszybciej gotowa do badania. Czas od pobrania z mieszarki do rozpoczęcia badania należy rejestrować. Jeśli przekracza on 5 min, próbka powinna być zabezpieczona przed utratą wilgoci i zmianą temperatury. Zaleca się, by pobrana próbka miała objętość większą o 10 % niż jej objętość badana. Zakres. Ta norma precyzuje procedurę określania zdolności przepływu mieszanki samozagęszczalnej przez zbrojenie (mierzoną stopniem blokowania), jej płynności (mierzonej wielkością rozpływu d J ) i prędkości płynięcia (mierzonej czasem rozpływu t 500J ), gdy mieszanka samozagęszczalna przepływa przez J-ring (pierścień J). Maksymalna wielkość kruszywa nie może przekraczać 40 mm. W odniesieniu do zależności pomiędzy wielkością kruszywa i rozstawem prętów, intencją testu jest ocenić zdolność mieszanki do przepływu przez pręty o rozstawie typowym dla określonej konstrukcji. Jeśli mieszanka blokuje się na prętach, wtedy wielkość kruszywa może być za duża do tego konkretnego zastosowania. Zasada badania. Test J-ring stosuje się do oceny zdolności mieszanki samozagęszczalnej do przepływu przez ciasne otwory, włącznie z przestrzeniami pomiędzy prętami zbrojenia i innymi przeszkodami, bez segregacji i blokowania. Opisano test z wąskim i szerokim prześwitem między prętami zbrojenia. Test J-ring jest alternatywą dla testu L-box EN , chociaż wyniki nie są wprost porównywalne. Badanie przebiega wg procedury opisanej szczegółowo w EN Slump-flow test z tą tylko różnicą, że przed napełnieniem stożka mieszanką J-ring jest ustawiany koncentrycznie ze stożkiem. J-ring składa się z rozstawionych pionowo gładkich prętów. Aparat i sprzęt pomocniczy. Aparat ma być zgodny z EN z dodatkowymi wyszczególnieniem jak niżej: J-ring z wąskim prześwitem między prętami, J-ring z szerokim prześwitem między prętami, liniał do pomiaru wysokości z dokładnością do 1 mm o długości około 400 mm. Rys. 1. J- ring, przekrój A-A [4] (1-stożek Abramsa, 2-J-ring 3-płyta podstawy, 4-mieszanka) 98

99 a a - 16 równo rozstawionych gładkich prętów stalowych (± 0,5 mm) Rys. 2. J-ring z wąskim prześwitem między prętami [4], wymiary w mm a a - 12 równo rozstawionych gładkich prętów stalowych (± 0,5 mm) Rys. 3. J-ring z szerokim prześwitem między prętami[4], wymiary w mm. Procedura badania. Przygotować stożek i płytę podstawy wg EN Ustawić stożek na płycie podstawy jak w EN Ustawić J-ring na płycie koncentrycznie z stożkiem. Napełnić za jednym razem stożek mieszanką z pojemnika, bez mieszania i zagęszczania, ścinając nadmiar mieszanki z wierzchu stożka. Utrzymywać napełniony stożek w tym położeniu nie dłużej niż 30 s, usuwając ewentualny wyciek mieszanki na płytę i upewniając się że płyta jest wilgotna lecz bez obecności wody. Następnie unieść szybkim ruchem (w ciągu 1 do 3s) stożek pionowo do góry, bez zakłócenia wypływu mieszanki. Uruchomić stoper z chwilą oderwania stożka od podstawy i zarejestrować. Poczynając od momentu oderwania stożka od płyty, mierzyć z dokładnością do 0,1s czas t 500J osiągnięcia przez rozpływającą się mieszankę średnicy 500 mm w jakimś punkcie. Po ustaniu rozpływu, bez poruszenia płyty lub mieszanki zmierzyć jego średnice d 1 i d 2 w 99

100 dwóch prostopadłych kierunkach, zaokrąglając wyniki do bliższych 10 mm. Położyć prostą i płaską listwę na górze pierścienia zmierzyć różnicę wysokości Δh 0 pomiędzy dolną krawędzią listwy i powierzchnią mieszanki w centralnym położeniu i w czterech położeniach zewnątrz J-ringu dwa Δh x1, Δh x2 na osi x i dwa Δh y1, Δh y2 na osi y (prostopadle do x), mierząc je w mm. Sprawdzić czy na obwodzie placka mieszanki są widoczne objawy segregacji w postaci wycieku zaczynu lub zaprawy czy też nagromadzenia grubego kruszywa w środku placka, rejestrując te informacje jakościowo ( np. oznaka segregacji, mocna oznaka segregacji). Wyniki badania. Stopień blokowania PJ wylicza się z poniższego wzoru: hx 1 hx2 hy1 hy2 PJ = h0, mm (2) 4 Rozpływ SF J. Rozpływ SF J jest średnią z d 1 i d 2 zaokrągloną do 10 mm obliczoną wg poniższego wzoru: SF J = d 1 d 2, mm (3) 2 Czas rozpływu t 500J do średnicy 500 mm podaje się z dokładnością do 0,5 s. Powtarzalność i odtwarzalność wyników. Powtarzalność r i odtwarzalność R wyników była określana w programie badań obejmujących 8 laboratoriów, 16 operatorów i 2 powtórzenia i interpretowana zgodnie z ISO Wynikowe wartości r i R w przypadku J-ringu z 16 prętami podano w tablicach 4., 5. i 6. Brak danych w przypadku J-ringu z 12 prętami. Tablica 4. Powtarzalność i odtwarzalność wyników dla typowych wartości SF J w przypadku J-ringu z 16 prętami. J-ring rozpływ SF J w mm < > 750 Powtarzalność r w mm Odtwarzalność R w mm Tablica. 5. Powtarzalność i odtwarzalność wyników dla typowych wartości T 500J w przypadku J-ringu z 16 prętami. J-ring czas T 500J w s < 3,5 3,5 6,0 > 6,0 Powtarzalność r w s s 0,70 1,23 4,34 Odtwarzalność R w s 0,90 1,

101 Tablica 6. Powtarzalność i odtwarzalność wyników dla typowych wartości PJ w przypadku J-ringu z 16 prętami. J-ring stopień blokowania PJ 20 > 20 Powtarzalność r w mm 4,6 7,8 Odtwarzalność R w mm 4,9 7, Sieve segregation test (wg Fpr EN :2009) [5]. Przygotowanie próbki. Próbkę mieszanki należy pobrać i przygotować zgodnie z PN EN Zakres. Ta norma precyzuje procedurę określania sitowej odporności na segregację mieszanki samozagęszczalnej. Nie należy stosować tego testu do mieszanek betonowych z włóknami i na kruszywach lekkich. Zasada badania. Ten test jest stosowany do oceny odporności mieszanki samozagęszczalnej na segregację. Po pobraniu próbki mieszanki do badania jest ona odstawiona na 15 min i jakiekolwiek objawy wytrącania się z niej wody są notowane. Następnie próbkę z jej pojemnika wylewa się z określonej wysokości na sito z 5 mm kwadratowymi oczkami. Po 2 minutach mierzy się i zapisuje masę materiału który przeszedł przez sito. Następnie indeks segregacji jest obliczany jako stosunek masy materiału przechodzącego przez sito i masy próbki. Zestaw pomiarowy i sprzęt pomocniczy. Składają się na nie: Perforowane sito z 5 mm kwadratowymi oczkami o średnicy ramy nie mniejszej niż 300 mm i jej wysokości przynajmniej 30 mm, stosownie do ISO , uzupełnione dostosowanym do sita naczyniem odbiorczym, z którego sito może by łatwo zdjęte przez pionowe podniesienie. Waga przynajmniej 10 kg z dokładnością ważenia 0,01 kg, z płaską platformą która może pomieścić naczynie odbiorcze. Pojemnik na próbkę z materiału nie absorbującego wody, mający pokrywę, o wewnętrznej średnicy minimum 200 mm i pojemność przynajmniej 11 dm 3, z zaznaczeniem wewnątrz pojemnika objętości 10 dm 3. Zegar o dokładności do 1 s Termometr o dokładności do 1 o C Rys. 4. Pomiar indeksu segregacji SR [5] (1- sito, 2- odbiornik, 3- pojemnik z mieszanką,4- waga) 101

102 Procedura badania. Zmierzyć i zapisać temperaturę mieszanki z dokładnością do 1 0 C. Umieścić 10 ± 0,5 dm 3 mieszanki w pojemniku na próbkę i nakryć pokrywą w celu zapobieżenia odparowaniu wody z próbki. Odstawić pojemnik z próbką bez wstrząsów na 15 ± 0,5 min. Upewnić się, że waga jest ustawiona poziomo i wolna od wibracji. Umieścić odbiornik sita na wadze i zarejestrować jego masę m P w g. Następnie umieścić suche sito na jego odbiorniku i zarejestrować masę tego zestawu. Po 15 min odstawienia pojemnika z próbką usunąć pokrywę i zarejestrować, czy jest widoczne wytrącanie się wody na powierzchni próbki. Na ustawione na wadze sito z odbiornikiem ostrożnie i powoli przechylając pojemnik z wysokości 500± 50 mm napełnić centralnie (rys. 4.4) sito mieszanką w ilości 4,8 ± 0,2 kg. Zarejestrować masę mieszanki m c na sicie. Pozostawić mieszankę na sicie przez 120 ± 5 s i unieść sito pionowo do góry bez wstrząsów. Zarejestrować masę odbiornika i materiału m ps w g. Wynik badania. Indeks segregacji SR oblicza się wg poniższego wzoru z dokładnością do 1%: SR = gdzie SR indeks segregacji m ps masa odbiornika i materiału m P masa odbiornika m c - masa mieszanki na sicie ( m m ) x100 ps m c p, % (4) Powtarzalność i odtwarzalność wyników. Powtarzalność r i odtwarzalność R wyników była określana w programie badań obejmujących 11 laboratoriów, 22 operatorów i 2 powtórzenia i interpretowana zgodnie z ISO Wynikowe wartości r i R podano w tabl. 7. Tablica 7. Powtarzalność i odtwarzalność dla typowych wartości SR. Indeks segregacji SR % 20 >20 Powtarzalność r 3,7 10,9 Odtwarzalność R 3,7 10, L-box test (wg Fpr EN :2009) [6] Przygotowanie próbki. Próbkę mieszanki o objętości przynajmniej 14 dm 3 należy pobrać i przygotować zgodnie z PN EN Zakres. Ta norma precyzuje procedurę określania zdolności mieszanki samozagęszczalnej do przepływu przez ciasne otwory. Zasada badania. Test L-box jest używany do oceny zdolności mieszanki samozagęszczalnej do przepływu przez ciasne otwory, przestrzenie między prętami zbrojenia i inne przeszkody, bez segregacji lub blokowania. Są dwa warianty, test z dwoma prętami i test z trzema prętami. Ten drugi symuluje bardziej zagęszczone zbrojenie. Mierzona objętość mieszanki jest przepływa poziomo pomiędzy pionowymi gładkimi prętami zbrojenia. Mierzy się wysokości mieszanki H 1 w części pionowej i H 2 na końcu 102

103 części poziomej (rys. 4.5) i oblicza stosunek H 2 / H 2. Jest on miarą przechodzenia lub blokowania się mieszanki samozagęszczalnej. Aparat i sprzęt pomocniczy. Schemat aparatu L-box i jego wymiary pokazano na rys. 5. Aparat powinien być sztywnej konstrukcji, z płaskimi i gładkimi ścianami odpornymi na działanie zaczynu cementowego i rdzewienie. Pionowa część może być usuwalna dla ułatwienia czyszczenia. Układ pozycjonowania prętów powinien być taki, żeby w teście z dwoma prętami 2 gładkie pręty stalowe o średnicy 12 ± 0,2 mm były w odstępie 59 ± 1 mm, zaś w teście z trzema prętami 3 gładkie pręty stalowe o średnicy 12 ± 0,2 mm były w odstępie 41 ± 1 mm. Układ pozycjonowania prętów w L-box musi zapewniać ich pionowość i równy rozstaw po szerokości poprzecznego przekroju L-box a, jak pokazano na rys. 6. Sprzęt pomocniczy: 1. Taśma pomiarowa długości minimum 500 mm z podziałką milimetrową i zerem na samym jej końcu 2. Pojemniki do trzymania próbek mieszanki o pojemności nie mniejszej od 14 dm Poziomica do sprawdzania poziomowości podstawy L-box a przed rozpoczęciem testu. 4. Prosta listwa z ostrą krawędzią do poziomego ścinania nadmiaru mieszanki z wierzchu pionowej części L- box a. Rys. 5. Typowy L-box i jego wymagane wymiary w mm [6]. (1- zasuwa ślizgowa) 103

104 Prześwit między prętami 41 ± 1 mm Prześwit między prętami 59 ± 1 mm Rys. 6. Pozycje prętów w L-box [6] (1-gładkie stalowe pręty o średnicy12±0,2 mm) Procedura badania. Ustawić L-box na poziomej podstawie i sprawdzić prawidłowość ustawienia poziomicą. Oczyścić L-box i zwilżyć przed samym testem, unikając nadmiaru wilgoci. Zamknąć zasuwę pomiędzy pionową i poziomą częścią aparatu. Napełnić mieszanką samozagęszczalną pionową część bez jakiegokolwiek mieszania i mechanicznego zagęszczania i ściąć jej nadmiar listwą, tak by powierzchnia mieszanki w pionowej części aparatu była pozioma, pozwalając jej pozostać w tym położeniu przez 60 ± 10 s. Sprawdzić objawy segregacji przed i po napełnieniu L-box a i zarejestrować je opisowo np.- nie ma objawów segregacji; silne objawy segregacji. (objawy te to widoczne na powierzchni mieszanki: warstwa zaczynu lub zaprawy i segregacja grubego kruszywa ). Podnieść zasuwę umożliwiając przepływ mieszanki z części pionowej do poziomej. Kiedy przepływ ustanie zmierzyć spadek poziomu mieszanki w części pionowej ΔH1 z dokładnością do 1 mm w trzech równo odległych miejscach przy ściance z zasuwą. Średnia głębokość mieszanki H1 jest różnicą pomiędzy wysokością części pionowej i średnią trzech odczytów ΔH1. Zarejestrować H1 z dokładnością do 1 mm. Taka sama procedura jest użyta do obliczenia średniej głębokości mieszanki w końcu poziomej części L-box a H2 z różnicy wysokości poziomej części i średniej z trzech odczytów ΔH2. Zarejestrować H2 z dokładnością do 1 mm. Wyniki badania. Zdolność do przepływu mierzona jako stosunek PL w teście L-box jest obliczana z dokładnością do jednej setnej z wzoru: H 2 PL = (5) H 1 gdzie: H1 - średnia głębokość mieszanki w pionowej części, mm H2 - średnia głębokość mieszanki na końcu poziomej części, mm Powtarzalność i odtwarzalność wyników. Powtarzalność r i odtwarzalność R wyników była określana w programie badań obejmujących 11 laboratoriów, 22 operatorów i 2 powtórzenia i interpretowana zgodnie z ISO Wynikowe wartości r i R podano w tablicy

105 Tablica 8. Powtarzalność i odtwarzalność dla typowych wartości PL Zdolność do przepływu stosunek PL 0,8 < 0,8 Powtarzalność r 0,11 0,13 Odtwarzalność R 0,12 0, V-funnel test (wg Fpr EN :2009) [7]. Przygotowanie próbki. Próbkę mieszanki o objętości przynajmniej 12 dm 3 należy pobrać i przygotować zgodnie z PN EN Zakres normy. Ta norma precyzuje procedurę określania czasu wypływu mieszanki samozagęszczalnej z aparatu V-funnel. Ten test jest nieodpowiedni kiedy maksymalna wielkość kruszywa w mieszance przekracza 22,4 mm. Zasada badania. V-funnel test jest stosowany do oceny lepkości i zdolności mieszanki samozagęszczalnej do wypełniania. Lejek o kształcie V jest napełniany mieszanką i czas jej wypływu z lejka jest mierzony i rejestrowany jako czas wypływu z lejka V (V-funnel time). Aparat i sprzęt pomocniczy. Aparat V-funnel o wewnętrznych wymiarach jak na rys.7, z przymocowanym u wylotu szybko otwieralnym, uchylnym lub przesuwnym wodoszczelnym zamknięciem, jest tak podparty na ramie że wierzch lejka jest poziomy zaś prześwit poniżej jego wylotu jest wystarczający na umieszczenie pod nim pojemnika. Aparat V-funnel powinien być wykonany z materiału o gładkich powierzchniach, odpornego na zaczyn cementowy i rdzewienie. Jakość materiału użytego do wykonania aparatu powinna być ekwiwalentna z metalem. Sprzęt pomocniczy: 1. Pojemnik na próbkę mieszanki o objętości nie mniejszej niż 12 dm Stoper o dokładności do 1 s. 3. Prosta listwa z ostrą krawędzią do poziomego ścinania nadmiaru mieszanki z wierzchu lejka. Rys. 7. V- funnel [7] (1-zawiasowe lub przesuwne szczelne zamknięcie) Procedura badania. Oczyścić lejek i jego dolne zamknięcie i następnie zwilżyć wszystkie powierzchnie wewnętrzne włącznie z zamknięciem. Zamknąć wylot lejka i napełnić go za 105

106 jednym razem mieszanką samozagęszczalną, bez jakiegokolwiek mieszania lub mechanicznego zagęszczania. Następnie ściąć poziomo jej nadmiar z wierzchu lejka i umieścić pod lejkiem pojemnik na mieszankę która będzie wypływać z lejka. Po upływie 10 ± 2 s od napełnienia lejka otworzyć szybko jego dolne zamknięcie i mierzyć czas tv z dokładnością do 0,1 s, poczynając od otwarcia wylotu lejka do momentu kiedy patrząc pionowo przez lejek zobaczy się pojemnik po raz pierwszy. Czas tv jest czasem wypływu z lejka (V-funnel flow time). Wypływ mieszanki z lejka powinien być ciągły. Jeśli zachodzi blokowanie wypływu test powinien by powtórzony. Jeśli w powtórzonym teście blokowanie także zachodzi, mieszance brakuje potrzebnej lepkości i zdolności do wypełniania. Należy to zarejestrować. Powtarzalność i odtwarzalność wyników. Powtarzalność r i odtwarzalność R wyników była określana w programie badań obejmujących 10 laboratoriów, 20 operatorów i 2 powtórzenia i interpretowana zgodnie z ISO 5725: Wynikowe wartości r i R podano w tablicy 9. Tablica 9. Powtarzalność i odtwarzalność dla typowych wartości V-funnel flow time. Czas wypływu z lejka V tv w s >15 (V-funnel flow time) Powtarzalność r w s 0,4 1,1 2,1 3,4 4,4 Odtwarzalność R w s 0,6 1,6 3,1 5,1 6,6 Ze względu na zakres i jakość uzyskiwanych danych oraz przydatność praktyczną poszczególnych testów uważa się [7], że w ich rankingu najlepszymi są: 1. J-ring: rozpływ SF J, stopień blokowania PJ i czas rozpływu t 500J. 2. Slump-flow: rozpływ SF, czas rozpływu T Sieve segregation: indeks segregacji SR. Pozostałe z przedstawionych testów, dostarczające dodatkowych informacji, traktuje się jako uzupełniające. 4. Kryteria oceny mieszanki samozagęszczalnej Klasy konsystencji samozagęszczalnej mieszanki betonowej Badanie konsystencji samozagęszczalnej mieszanki betonowej należy wykonać nie wcześniej niż przed jej układaniem w deskowaniu, zaś w przypadku betonu towarowego w czasie jego dostawy na plac budowy. Jeżeli mieszanka jest dostarczana mieszarkami samochodowymi, pomiar konsystencji może być wykonany na próbce pobranej w początkowej fazie opróżniania mieszalnika. Konsystencję można specyfikować podając albo jej klasę, albo zadaną lub graniczną jej wartość. Dla zadanych wartości odpowiednie tolerancje wg [8] podano w tabeli 16. Poniżej wyszczególniono wg [8] specyfikację klas konsystencji w odniesieniu do opisanych uprzednio metod badań technicznych mieszanek samozagęszczalnych. 106

107 Klasa SF1 SF2 SF3 Tablica 10. Klasy rozpływu Slump-flow.[8] Slump-flow SF (mm) a, b (graniczne wartości dla indywidualnych zarobów) a - specyfikacja klas slump flow może być zastąpiona przez zadane wartości. b - specyfikacja nie ma zastosowania do betonów z maksymalną wielkością kruszywa przekraczającą 40 mm. Tablica 11. Klasy lepkości t 500. [8] Klasa t 500 (s) a, b (graniczne wartości dla indywidualnych zarobów) VS1 <2 VS2 2 a - specyfikacja klas lepkości może być zastąpiona przez zadane wartości. b specyfik. nie ma zastosow. do betonów z maksymalną wielk. kruszywa pow. 40 mm. Klasy VF1 VF2 Tablica 12. Klasy lepkości V-funnel. [8] V-funnel czas wypływu tv (s) a, b (graniczne wartości dla indywidualnych zarobów) < 9,0 9,0 25 a - specyfikacja klas lepkości może być zastąpiona przez zadane wartości b - specyfik. nie ma zastosow. do betonów z maksymalną wielk. kruszywa pow.22,4 mm. Uwaga: Klasy w tabelach 4.11 i 4.12 są podobne lecz nie dokładnie skorelowane. Tablica 13. Klasy zdolności przepływu L-box. [8] Klasa L-box stosunek PL a (graniczne wartości dla indywidualnych zarobów) PL1 0,80 z dwoma prętami PL2 0,80 z trzema prętami a - specyfikacja klas zdolności przepływu może być zastąpiona przez alternatywną wartość minimalną Tablica 14. Klasy zdolności przepływu J-ring. [8] Klasy J-ring stopień PJ (mm) a b (graniczne wartości dla indywidualnych zarobów) PJ1 10 z 12 prętami PJ2 10 z 16 prętami a - specyfikacja klas zdolności przepływu może być zastąpiona przez alternatywną wartość minim. b - specyfik. nie ma zastosow. do betonów z maksymalną wielk. kruszywa pow. 40 mm. Uwaga: Klasy w tabelach 4.13 i 4.14 są podobne lecz nie dokładnie skorelowane. 107

108 Tablica 15. Klasy odporności na segregację. [8] Klasy Udział segregacji SR (%) a b (graniczne wartości dla indywidualnych zarobów) SR1 20 SR2 15 a - specyfikacja klas odporności na segregację może być zastąpiona przez alternatywną wartość minimalną. b - specyfikacja nie ma zastosowania do betonów zawierających włókna lub kruszywo lekkie Tolerancje Tablica 16. Tolerancje dla zadanych wartości konsystencji. [8] Kryteria zgodności Tolerancje wyniku pojedynczego testu Slump flow Tolerancja w mm ± 50 t 500 Tolerancja w s ± 1 V-funnel Zadana wartość w s <9 9 Tolerancja w s ± 3 ± 5 Uwagi końcowe Z analizy zarówno właściwości mieszanki samozagęszczalnej jak i prezentowanych metod ich badania wynika specyficzna cecha technologii SCC. Polega ona na tym, że samozagęszczalność nie jest ani bezpośrednim kryterium projektowania mieszanki, ani specyfikowaną i badaną jej właściwością. Samozagęszczalność mieszanki określana jest pośrednio, przez inne niż dotychczas ujęte w PN EN właściwości mieszanki i metody ich badań. Za podstawowy obecnie zestaw metod badań samozagęszczalności SCC, przeznaczonego do zastosowania w konstrukcji betonowej, uważam testy: Slump flow, Sieve segregation i L-box. W przypadkach gdy nie zachodzi konieczność uwzględnienia obecności zbrojenia prętowego SCC, za wystarczające można uznać pierwsze dwie z tych metod. Potencjalnie, po uzyskaniu wystarczających doświadczeń w praktycznym stosowaniu, test J-ring, ze względu na procedurę i wyniki badania, może zastąpić dwa testy: Slump-flow i L-box Literatura [1] Bartos P.: Workability of Flowing Concrete:assessment by a free orfice rheometer, Concrete, 1978, 12. [2] De Schutter G., Bartos P.J.M., Domone P., Gibas J.: Self-Cmpacting Concrete. Whittles Publishing. Dunbeath, 2008; s. 16. [3] Fpr EN :2009 Testing fresh concrete - Part 8:Self-compacting concrete - Slump- flow test. 108

109 [4] Fpr EN :2009 Testing fresh concrete Part 12:Self-compacting concrete- J- ring test. [5] Fpr EN :2009 Testing fresh concrete Part 11:Self-compacting concrete- Sieve segregation test. [6] Fpr EN :2009 Testing fresh concrete Part 10:Self-compacting concrete- L-box test. [7] Fpr EN :2009 Testing fresh concrete Part 9:Self-compacting concrete- V- funnel test. [8] Fpr EN :2009(E) Additional Rules for Self-compacting Concrete. [9] Szwabowski J.:Reologia a urabialność betonu samozagęszczalnego. Cement Wapno Beton, nr 1/2004 [10] Szwabowski J, Gołaszewski J: Properties of cement paste and aggregate filling with cement paste as formative factors of self-compactness and compressive strength of concrete. Cement Wapno Beton, 2/2100. [11] Śliwiński J., Szwabowski J.: Betony samozagęszczalne. Budownictwo, Technologie, Architektura. Polski Cement, nr 2/2003 [12] The European Guidelines for Self-Compacting Concrete. The Self-Compacting Concrete European Project Group, May, [13] Van B.K., Montgomery D.G., Hinczak J., Turner K.: Rapid Testing Methods for Segregation Resistance and Filling Ability of Self-Compacting Concrete. Proc.of 4th Int. CANMET/ACI/JCI Conference on Recent Advances In Concrete Technology, Tokushima, Japan, 1998, ACI-SP. WORKABILITY OF SCC REQUIREMENTS AND METHODS OF TESTING Summary The basic requirements of self-compacting concrete workability i.e. flowability, segregation resistance and passing ability of fresh concrete are shortly defined and methods of their testing proposed in FprEN : 2009 are presented. 109

110 110

111 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Jacek Gołaszewski 1 TEMPERATURA A URABIALNOŚĆ BETONÓW NOWEJ GENERACJI 1. Wprowadzenie. Temperatura wpływa na właściwości reologiczne mieszanki betonowej i urabialność. Chociaż jest to wiedza powszechna, do niedawna stosunkowo mało uwagi poświęcano temu zagadnieniu. Jednak wysokie wymagania względem urabialności oraz wdrożenie do powszechnego stosowania betonów nowej generacji sprawia, że obecnie przy kształtowaniu urabialności mieszanki koniecznym jest uwzględnienie wpływu temperatury. Szczególnie wrażliwe na jej zmiany są mieszanki o małym stosunku w/c i wysokiej urabialności uzyskanej dzięki dodatkowi superplastyfikatora, a zwłaszcza mieszanki samozagęszczalne. W ich przypadku nawet niewielkie, zmiany temperatury mogą powodować znaczące zmiany zdolności do płynięcia i/lub samozagęszczenia utrudniając, a czasami wręcz uniemożliwiając wykonanie betonu. Za zasadniczy problem postrzega się przy tym wzrost temperatury, powodujący pogorszenie urabialności mieszanki betonowej oraz szybszą jej utratę z upływem czasu. Należy jednak zaznaczyć, że również w obniżonych temperaturach obserwuje się utrudnione pompowanie mieszanki oraz pogorszenie jej zdolności do płynięcia i samozagęszczenia. Pojawiają się także trudności z uzyskaniem powierzchni betonu o wymaganej jakości - pogorszenie urabialności sprzyja bowiem powstawaniu porów na powierzchni betonu. Skuteczne kształtowaniu urabialności mieszanek, zwłaszcza wysokowartościowych i samozagęszczalnych, wymaga systematycznych danych doświadczalne na temat wpływu zmian temperatury mieszanki na jej właściwości reologiczne. Takich danych jest jednak obecnie stosunkowo niewiele, a te dostępne wciąż nie pozwalają na jednoznaczne uogólnienia [1-6]. Sytuację dodatkowo komplikuje fakt, że charakter i zakres wpływu temperatury na właściwości reologiczne mieszanki uzależniony jest od wielu czynników, a zwłaszcza od: rodzaju i właściwości cementu, rodzaju, właściwości i ilości superplastyfikatora, stosunku w/c, obecności, rodzaju, właściwości i ilości dodatku mineralnego, obecności, rodzaju, właściwości i ilości domieszek, 1 dr hab. inż., prof. nzw. w Pol. Śl., Politechnika Śląska 111

112 ilości zaczynu (zaprawy) w mieszance. Za najważniejsze spośród tych czynników uważa się właściwości cementu i superplastyfikatora oraz stosunek w/c. W referacie omówiono w oparciu o wyniki badań własnych, wpływ temperatury na właściwości reologiczne mieszanek na spoiwie cementowym o różnym stosunku w/c, z różnych cementów i z dodatkiem różnych superplastyfikatorów, przede wszystkim superplastyfikatorów nowej generacji. 2. Właściwości reologiczne mieszanek na spoiwie cementowym Mieszanka na spoiwie cementowym jest to mieszanina cementu, kruszywa i wody wraz z ewentualnymi dodatkami mineralnymi i domieszkami chemicznymi, przed rozpoczęciem wiązania cementu. Określenie to obejmuje zarówno świeżą zaprawę, jak i mieszankę betonową. Zachowanie się mieszanek w procesach technologicznych najlepiej opisywać za pomocą prostego i sprawdzonego w praktyce modelu ciała Binghama [7, 8], którego reologiczne równanie stanu ma postać:. = o + pl (1). gdzie: o - granica płynięcia; pl - lepkość plastyczna; - prędkość ścinania. Granica płynięcia i lepkość plastyczna, zwane parametrami reologicznymi, są stałymi materiałowymi, charakteryzującymi właściwości reologiczne mieszanki. Z chwilą gdy naprężenia przekroczą granicę płynięcia nastąpi płynięcie mieszanki z prędkością proporcjonalną do lepkości plastycznej. Im mniejsza będzie lepkość plastyczna mieszanki tym większa będzie prędkość jej płynięcia przy danym obciążeniu. Ze względu na urabialność mieszanki parametrem o zasadniczym znaczeniu zwykle jest granica płynięcia. Znaczenie technologiczne lepkości plastycznej w przypadku mieszanek zagęszczanych wibracyjnie jest mniejsze, jednak w przypadku mieszanek wysokowartościowych, a zwłaszcza samozagęszczalnych o ich urabialności decydują zarówno granica płynięcia jak i lepkość plastyczna. Projektując mieszanki samozagęszczalne przyjmuje się bowiem, że ze względu na warunki płynności i samoodpowietrzenia jej granica płynięcia powinna być jak najmniejsza. Jednocześnie tak się dobiera lepkość plastyczną, aby uzyskać zadowalająco szybkie wypełnienie formy i odpowietrzenie mieszanki przy jak najmniejszej prędkości osiadania ziaren kruszywa. Zmiany lepkości plastycznej znacząco więc wpływają na zdolność do samozagęszczenia i odporność na segregację mieszanki. Bardziej szczegółowo zagadnienia reologii i kształtowania właściwości reologicznych omówiono m in. w [7, 8]. W pracach [9, 10] wykazano, że względu na dobrą zgodność charakteru wpływu podstawowych czynników składu na reologię zapraw i mieszanek wyniki uzyskane na zaprawach mogą być wykorzystane do przewidywania kierunków i wielkości zmian właściwości reologicznych mieszanek betonowych. Dotyczy to szczególnie wpływu dodatków i domieszek. Na rys. 1 i 2 przedstawiono zależności pozwalające na przeliczenie uzyskanych w pomiarach wartości parametrów reologicznych zapraw na parametry reologiczne mieszanki betonowej, której stos okruchowy jest wypełniony analogiczną zaprawą. Reologiczne podobieństwo zaprawy i mieszanki betonowej otwiera możliwość wykorzystania zapraw jako modelu mieszanki betonowej. Czasochłonne i materiałochłonne badania reologiczne wpływu różnych czynników składu wykonywane na mieszankach betonowych mogą być w takim przypadku zastąpione przez znacznie łatwiejsze badania 112

113 h m MIESZANK BETONOWEJ, Nm... s g m MIESZANKI BETONOWEJ,... Nm zapraw. Przedstawione w niniejszym referacie badania wykonane zostały na zaprawach, ich wyniki mogą być jednak również wykorzystane do kształtowania urabialności mieszanek Z = 0,66 Z = 0,61 Z = 0,56 Z = 0,51 g m = 157,8 g z r = 0,957 6 g m = 104,31 g z r = 0,966 4 g m = 71,217 g z r = 0,984 2 g m = 26,219 g z r = 0, ,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 g z ZAPRAWY, Nm Rys. 1. Granica płynięcia g z zaprawy o P/C = 1,5, a granica płynięcia g m mieszanki betonowej z kruszywem 2 8 mm Z = 0,66 Z = 0,61 Z = 0,56 Z = 0,51 h m = 9,851 h z r = 0,977 h m = 7,021 h z r = 0, h m = 5,1613 h z r = 0,990 h m = 4,083 h z r = 0, h z ZAPRAWY, Nm s Rys. 2. Lepkość plastyczna h z zaprawy o P/C = 1,5, a lepkość plastyczna h m mieszanki betonowej z kruszywem 2 8 mm. 3. Pomiar parametrów reologicznych Pomiar parametrów reologicznych mieszanek najlepiej wykonywać za pomocą reometrów. Pomiary za pomocą reometrów wymagają jednak warunków laboratoryjnych, wysoko wykwalifikowanej obsługi a ponadto reometry są kosztowne. Najpopularniejsze reometry do zapraw i mieszanek betonowych oraz omówienie teoretycznych i technicznych zasad pomiaru parametrów reologicznych mieszanek przedstawiono w [7,8]. W praktyce technologicznej stosuje się specjalnie zaprojektowane testy, symulujące szczególne 113

114 warunki występujące przy układaniu mieszanki samozagęszczalnej. Powszechnie obecnie stosowane testy technologiczne (również te odnoszące się do badania zapraw) oraz ich korelacje z parametrami reologicznymi zestawiono w tabl. 1. Odpowiednio dobierając testy techniczne, można uzyskać informacje na temat właściwości reologicznych mieszanki. W przedstawionych w referacie badaniach pomiary parametrów reologicznych wykonywano za pomocą reometru Viskomat PC [7,8]. Sposób pomiaru, symulujący warunki występujące podczas transportu i układania mieszanki, przedstawiono w tabl. 2. Tablica 1. Testy technologiczne i ich korelacje z parametrami reologicznymi Test Mierzona cecha, jednostka Granica płynięcia Lepkość plastyczna Opad stożka PN EN Opad, mm + - Stolik rozpływowy PN-EN Średnica rozpływu, mm + - Zmodyfikowany opad stożka Report of RILEM TC 145 WSM Opad, mm Czas opadu, s Rozpływ mieszanki Report of RILEM TC 145 WSM Rozpływ, mm Czas rozpływu, s V-funnel Report of RILEM TC 145 WSM Czas wypływu, s - + L-box Czas wypływu, s - Report of RILEM TC 145 WSM Stosunek tamowania, Stolik rozpływowy do zapraw PN-EN : 1999 Średnica rozpływu, mm + - Stożek wypływu do zapraw ASTM C a Czas wypływu, s - + Tablica 2. Pomiar parametrów reologicznych zapraw. Utrzymanie przez 10 min stałej prędkości obrotowej 120 obr/min. Pomiar momentów oporu ścinania przy malejących prędkościach obrotowych obr/min. Czas pomiaru - 70 s. Utrzymanie przez 39 min stałej prędkości obrotowej 60 obr/min. Utrzymanie przez 10 min stałej prędkości obrotowej 120 obr/min. Pomiar momentów oporu ścinania (jak I pomiar). Czas pomiaru -70 s. Zakończenie pomiaru. Całkowity czas trwania pomiaru - 1 h 20 s. 4. Metoda badań Badania zaplanowano i wykonano w dwóch częściach: cześć 1 - badanie wpływu temperatury na parametry reologiczne zapraw z cementów CEM I, CEM II/B-S, CEM III/A z superplastyfikatorami SNF i PE; część 2 - badania wpływu temperatury na parametry reologiczne zapraw z cementów CEM I o różnym składzie z superplastyfikatorami SNF, PC i PE. Czynniki stałe i zmienne w badaniach oraz przyjęte ich poziomy pokazano w tabl. 3. Plan badań wpływu temperatury na właściwości reologiczne zapraw przedstawia tabl. 4. W części 1 badań stosowano cementy przemysłowe, w części 2 cementy laboratoryjnie przygotowane w Instytucie Mineralnych Materiałów Budowlanych w Krakowie. Właściwości cementów podano w tabl. 5 i 6. Właściwości badanych superplastyfikatorów podano w tabl. 7, a składy badanych zapraw w tabl

115 Tablica 3. Czynniki stałe i zmienne w badaniach. Czynniki zmienne Czynniki stałe Czynnik Poziomy czynnika Temperatura zaprawy 10, 20, 30 o C; Rodzaj cementu (część 1) CEM I, CEM II/B-S, CEM III/A Stosunek w/c (część 1) w/c = 0,40; 0,50; Ilość superplastyfikatora (część 1) w/c= 0,50-1% i 2% w/c = 0,40-2,5% Powierzchnia właściwa cementu S wc (część 2) 320, 370, 420 m 2 /kg Zawartość C 3A w cemencie (część 2) 2, 7, 12% Zawartość Na 2O e w cemencie (część 2) 0,3, 0,7, 1,1% Rodzaj superplastyfikatora SNF, PC, PE wg tabl. 7. Masa cząsteczkowa i budowa polimeru zawartego w superplastyfikatorze Ilość cementu i kruszywa, uziarnienie kruszywa Stosunek w/c (część 2) PE1, PE3 wg tabl. 7. Zaprawa normowa wg PN EN o stosunku piasku CEN do cementu 3/1 jednak o zmienionym stosunku w/c w/c = 0,55 (SNF1) w/c = 0,45 (PC, PE1, PE3) Dodatek superplastyfikatora (część 2) 2% PE1, PE3, PC razem z wodą zarobową, Sposób dodawania superplastyfikatora (część 2) SNF1 z 30 s opóźnieniem w stosunku do dodania wody Zawartość SO 3 w cemencie (część 2) 3,0% Tablica 4. Plan badań. Część 1 Część 2/seria 1 Część 2/seria 2 Część 2/seria 3 Temperatura 10, 20, 30 o C Rodzaj cementu CEM I 32,5, CEM II/B-S 32,5, CEM III/A 32,5 Rodzaj superplastyfikatora SNF2, PE1, PE3 wg tabl. 6.5 Stosunek w/c 0,50, 0,40 Ilość superplastyfikatora 1% i 2% - dla w/c= 0,50; 2,5% - dla w/c =0,40 Temperatura 10, 20, 30 o C Powierzchnia właściwa cementu S wc 340, 370, 420 [m 2 /kg] Rodzaj superplastyfikatora SNF1, PE1/b, PE3, PC i wg tabl. 6.5 Jako czynniki stałe: C 3A - 7%, Na 2O e - 0,7% Temperatura 10, 20, 30 o C Zawartość C 3A w cemencie 2; 7; 12 % Rodzaj superplastyfikatora SNF1, PE1/b, PE3, PC i wg tabl. 6.5 Jako czynniki stałe S wc m 2 /kg, Na 2O e - 0,7% Temperatura 10, 20, 30 o C Zawartość Na 2O e w cemencie 0,3; 0,7; 1,1 % Rodzaj superplastyfikatora SNF1, PE1/b, PE3, PC i wg tabl. 6.5 Jako czynniki stałe S wc m 2 /kg, C 3A - 7%, Tablica 5. Skład chemiczny i mineralogiczny cementów przemysłowych Cement Skład chemiczny i mineralogiczny cementu [%] Pow. SiO wł.[m 2 2 CaO Al 2O 3 Fe 2O 3 MgO Na 2Oe SO 3 C 3S C 2S C 3A C 4AF /kg] CEM I 19,5 62,2 6,3 2,5 1,9 0,83 2, CEM II/B-S 24,7 56,7 6,3 2,3 2,9 0,70 3, CEM III/A 29,3 50,5 6,6 1,7 4,0 0,83 3,

116 Tablica 6. Skład chemiczny i mineralny cementów laboratoryjnych Cement Skład chemiczny i mineralogiczny cementu [%] Pow. SiO wł.[m 2 2 CaO Al 2O 3 Fe 2O 3 MgO Na 2Oe SO 3 C 3S C 2S C 3A C 4AF /kg] Cement #1 22,4 66,6 4,26 5,47 0,82 0,7 3, Cement #2 Cement #3 Cement #4 23,3 66,6 4,67 3,45 0,91 0,3 0,7 1,1 3, Cement #5 20,3 65,8 3,14 6,58 1,58 0,7 3, Tablica 7. Właściwości superplastyfikatorów. Cześć SP Składnik bazowy Gęstość Stężenie [g/cm 3 ] [%] SNF sulfonowana żywica formaldehydowo-naftalenowa 1, PE1 polieter (mniejsza masa cząsteczkowa, krótkie łańcuchy boczne) 1,09 17 PE3 polieter (większa masa cząsteczkowa, długie łańcuchy boczne) 1,05 36 SNF1 sulfonowana żywica formaldehydowo-naftalenowa 1,20 26 polimer karboksylowy (największa masa cząsteczkowa, najdłuższy PC 2 łańcuch główny, krótkie łańcuchy boczne) 1,06 40 PE1/b polieter (mniejsza masa cząsteczkowa, krótkie łańcuchy boczne) 1,05 18 PE3 polieter (większa masa cząsteczkowa, długie łańcuchy boczne) 1,05 36 Tablica 8. Skład zapraw (g/zarób) w/c Cement Piasek Woda Rodzaj i ilość SP Część 1 badań 0, , wg tabl. 3 Część 2 badań 0, ,5 SNF1 2% 0, ,5 PE1/b, PE3, PC 2% 5. Wyniki badań i ich dyskusja Wyniki badań przedstawiono na rys Na tej podstawie można stwierdzić, że wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z superplastyfikatorami maleje wraz ze zwiększeniem stosunku w/c, zwiększeniem dodatku superplastyfikatora, zmniejszeniem powierzchni właściwej cementu, zmniejszeniem zawartości C 3 A i Na 2 O e w cemencie oraz zwiększeniem ilości dodatku żużla w cemencie. Wpływ temperatury zmniejsza się, gdy stosowane są superplastyfikatory PC i PE o większej masie cząsteczkowej i dłuższych łańcuchach głównych i bocznych. Charakter wpływu temperatury na parametry reologiczne zapraw nie zależy od ilości dodanego superplastyfikatora, natomiast ze zwiększaniem ilości dodanego superplastyfikatora maleje intensywność wpływu temperatury. W temperaturze 10 o C właściwości reologiczne zapraw z superplastyfikatorami początkowo w mniejszym stopniu zależą od rodzaju cementu, jego powierzchni właściwej oraz zawartości C 3 A i Na 2 O e w cemencie. Intensywność wpływu tych czynników na reologiczne efekty działania superplastyfikatora zwiększa się wraz ze zwiększaniem temperatury, ale charakter ich wpływu w temperaturze 20 i 30 o C jest podobny. 116

117 Moment oporu ścinania [Nmm] Moment oporu ścinania [Nmm] Moment oporu ścinania [Nmm] Moment oporu ścinania [Nmm] Moment oporu ścinania [Nmm] 200 SP PE3; 1%; W/C=0,50; CEM I Czas [min] SP PE1; 2%; W/C=0,50; CEM I Rodzaj SP 10oC 20oC 30oC Czas [min] SP PE1; 1%; W/C=0,50; CEM I 0 20 Czas [min] SP PE1 2,5%; W/C=0,40; CEM I Czas [min] Ilość SP Typ cementu Stosunek w/c SP PE1; 1%; W/C=0,50; CEM III/A Rys. 3. Charakter wpływu temperatury na właściwości reologiczne zapraw cementowych Czas [min]

118 g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s SP SNF2-1% w/c = 0, SP SNF2 TEMPERATURA, - 2% o C w/c = 0,50 g po 10 min g po 60 min CEM I CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A Cem III/A TEMPERATURA, o C h po 10 min h po 60 min CEM I CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A Cem III/A SP SNF2 TEMPERATURA, - 2,5% o C w/c = 0,40 g po 10 min g po 60 min CEM I CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A Cem III/A TEMPERATURA, o C h po 10 min CEM I CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A Cem III/A h po 60 min TEMPERATURA, o C g po 10 min CEM I CEM II/B-S Cem III/A g po 60 min CEM I CEM II/B-S Cem III/A TEMPERATURA, o C h po 10 min CEM I CEM II/B-S CEM III/A h po 60 min CEM I CEM II/B-S CEM III/A Rys. 4. Wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z różnych cementów i dodatkiem superplastyfikatora SNF. 118

119 g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s SP PE1-1% w/c = 0, OPÓŹNIENIE DODANIA SP, s SP PE1-2% w/c = 0,50 g po 10 min g po 60 min CEM I CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A Cem III/A TEMPERATURA, h po 10 min h po o C60 min CEM I CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A Cem III/A SP PE1-2,5% OPÓŹNIENIE DODANIA SP, s w/c = 0,40 g po 10 min g po 60 min CEM I CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A TEMPERATURA, h po 10 min h o po C 60 min CEM I CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A Cem III/A TEMPERATURA, o C g po 10 min CEM I CEM II/B-S CEM III/A g po 60 min CEM I CEM II/B-S CEM III/A TEMPERATURA, o C h po 10 min CEM I CEM II/B-S CEM III/A h po 60 min CEM I CEM II/B-S CEM III/A Rys. 5. Wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z różnych cementów i dodatkiem superplastyfikatora PE1. 119

120 g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s SP PE3-1% w/c = 0, SP PE3-2% TEMPERATURA, o C w/c = 0,50 g po 10 min g po 60 min CEM I CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A Cem III/A h TEMPERATURA, po 10 min h po o 60 Cmin CEM I CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A Cem III/A SP PE3-2,5% TEMPERATURA, o C w/c = 0,40 g po 10 min g po 60 min CEM I CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A Cem III/A h po 10 min h po 60 min TEMPERATURA, CEM I o C CEM I CEM II/B-S CEM II/B-S Cem III/A Cem III/A TEMPERATURA, o C g po 10 min g po 60 min CEM I CEM II/B-S CEM III/A CEM I CEM II/B-S CEM III/A TEMPERATURA, o C h po 10 min CEM I CEM II/B-S Cem III/A h po 60 min CEM I CEM II/B-S Cem III/A Rys. 6. Wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z różnych cementów i dodatkiem superplastyfikatora PE3. 120

121 g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s SP SNF1-2% w/c = 0, TEMPERATURA, o C g po 10 min g po 60 min CEM I; C3A C 3A - - 2% 2% CEM I; I; C3A C 3A - 2% - 2% CEM I; C3A C 3A - - 7% 7% CEM I; I; C3A C 3A - 7% - 7% I; C3A - 12% CEM I; C 3A - 12% I; C3A - 12% CEM I; C 3A - 12% TEMPERATURA, o C h po 10 min h po 60 min CEM I; I; C3A C 3A - 2% - 2% CEM I; I; C3A C 3A - 2% - 2% CEM I; I; C3A C 3A - 7% - 7% CEM I; I; C3A C 3A - 7% - 7% I; C3A - 12% CEM I; C 3A - 12% I; C3A - 12% CEM I; C 3A - 12% Rys. 7. Wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z cementów CEM I o różnej zawartości C 3 A i z dodatkiem superplastyfikatora SNF SP SNF1-2% w/c = 0, TEMPERATURA, o C g po 10 min g po 60 min Na 2O e - 0,3% Na 2O e - 0,3% Na 2O e - 0,7% Na 2O e - 0,7% Na 2O e- 1,1% Na 2O e - 1,1% CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 1,1% CEM I; Na2Oe - 1,1% TEMPERATURA, o C h po 10 min h po 60 min Na CEM 2OI; e Na2Oe - 0,3% - 0,3% CEM Na 2O I; Na2Oe e - 0,3% - 0,3% Na CEM 2OI; e Na2Oe - 0,7% - 0,7% CEM Na 2O I; Na2Oe e - 0,7% - Na CEM 2OI; Na2Oe - 1,1% e - 1,1% CEM Na 2O I; Na2Oe - e - 1,1% Rys. 8. Wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z cementów CEM I o różnej zawartości Na 2 O e i z dodatkiem superplastyfikatora SNF1. 121

122 g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s SP PE1/b - 2% w/c = 0, SP PE3-2% g po 10 min TEMPERATURA, g po o 60 C min w/c = 0,45 CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg h po 10 min h po 60 min CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg SP PC - 2% w/c = 0, TEMPERATURA, o C g po 10 min g po 60 min S wc-320 m 2 /kg S wc-370 m 2 /kg S wc-420 m 2 /kg CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg CEM I; Swc m2/kg SCEM wc-320 I; Swc m 2 m2/kg CEM I; Swc m2/kg S wc-370 m 2 CEM I; Swc m2/kg S wc-420 m TEMPERATURA, o C h po 10 min h po 60 min SCEM wc-320 I; Swc m 2 m2/kg SCEM wc-320 I; Swc -m320 m2/kg CEM I; Swc m2/kg S wc-370 m 2 CEM I; Swc m2/kg S wc-370 m 2 CEM I; Swc m2/kg S wc-420 m 2 CEM I; Swc m2/kg S wc-420 m 2 /kg Rys. 9. Wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z cementów CEM I o różnej powierzchni właściwej S wc i z dodatkiem superplastyfikatorów PC i PE. 122

123 g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s SP PE1/b - 2% w/c = 0, SP PE3 g po 10 TEMPERATURA, - 2% min g po o C60 min w/c = 0,45 CEM I; C3A - 2% CEM I; C3A - 2% CEM I; C3A - 7% CEM I; C3A - 7% CEM I; C3A - 12% CEM I; C3A - 12% TEMPERATURA, o C h po 10 min h po 60 min CEM I; C3A - 2% CEM I; C3A - 2% CEM I; C3A - 7% CEM I; C3A - 7% CEM I; C3A - 12% CEM I; C3A - 12% TEMPERATURA, o C SP PC g po - 2% 10 min g po 60 min w/c = 0,45 CEM I; C3A - 2% CEM I; C3A - 2% CEM I; C3A - 7% CEM I; C3A - 7% CEM I; C3A - 12% CEM I; C3A - 12% h po 10 min h po 60 min CEM I; C3A - 2% CEM I; C3A - 2% CEM I; C3A - 7% CEM I; C3A - 7% CEM I; C3A - 12% CEM I; C3A - 12% TEMPERATURA, o C g po 10 min g po 60 min CEM I; C3A C 3A - - 2% 2% CEM I; I; C3A C 3A - 2% - 2% CEM I; C3A C 3A - - 7% 7% CEM I; I; C3A C 3A - 7% - 7% CEM I; I; C3A C 3A % 12% CEM I; I; C3A C 3A - 12% - 12% Rys. 10. Wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z cementów CEM I o różnej zawartości C 3 A i z dodatkiem superplastyfikatorów PC i PE TEMPERATURA, o C h po 10 min h po 60 min CEM I; I; C3A C 3A - 2% - 2% CEM I; I; C3A C 3A - 2% - 2% CEM I; I; C3A C 3A - 7% - 7% CEM I; I; C3A C 3A - 7% - 7% CEM I; I; C3A C 3A - 12% - 12% CEM I; I; C3A C 3A - 12% - 12% 123

124 g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s.. g, N mm.. h, N mm s SP PE1/b - 2% w/c = 0, SP g po PE3 10 min - 2% g po 60 min TEMPERATURA, CEM I; Na2Oe - 0,3% o C w/c = 0,45 CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 1,1% CEM I; Na2Oe - 1,1% h po 10 TEMPERATURA, min h po o 60 C min CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 1,1% CEM I; Na2Oe - 1,1% SP g po PC 10 -min 2% g po 60 min TEMPERATURA, CEM I; Na2Oe - 0,3% o C w/c = 0,45 CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 1,1% TEMPERATURA, o C h po 10 min h po 60 min CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 1,1% TEMPERATURA, o C g po 10 min Na 2O e - 0,3% Na 2O e - 0,7% Na 2O e - 1,1% g po 60 min Na 2O e - 0,3% Na 2O e - 0,7% Na 2O e - 1,1% CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 1,1% CEM I; Na2Oe - 1,1% TEMPERATURA, o C h po 10 min h po 60 min Na 2O e - 0,3% Na 2O e - 0,3% Na 2O e - 0,7% Na 2O e - 0,7% Na 2O e - 1,1% Na 2O e - 1,1% CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,3% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 0,7% CEM I; Na2Oe - 1,1% CEM I; Na2Oe - 1,1% Rys. 11. Wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z cementów CEM I o różnej zawartości Na 2 O e i z dodatkiem superplastyfikatorów PC i PE. 124

125 Wpływ temperatury na właściwości reologiczne jest silny w przypadku zapraw o małym stosunku w/c i/lub małej ilości superplastyfikatora. Wpływ ten maleje wraz ze wzrostem stosunku w/c i/lub ilości superplastyfikatora; przy dużym w/c i/lub dużym dodatku superplastyfikatora może wręcz być pomijalny. Warto przy tym zwrócić uwagę, że zachodzące pod wpływem temperatury zmiany właściwości reologicznych mieszanek o dużym stosunku w/c (w przypadku omawianych badań zaprawy o w/c > 0,5) są wynikiem przede wszystkim zmian granicy płynięcia g, lepkość plastyczna h ma znaczenie pomijalne. W przypadku mieszanek o małym stosunku w/c (zaprawy o w/c = 0,4 0,45), zachodzące pod wpływem temperatury zmiany właściwości reologicznych wynikają z jednocześnie zachodzących zmian obu parametrów reologicznych, w niektórych przypadkach są one wynikiem głównie zmian lepkości plastycznej h. Granica płynięcia g i jej zmiany w czasie zapraw z cementów CEM I o małej powierzchni właściwej i/lub małej zawartości C 3 A oraz z cementów z dodatkiem żużla w mniejszym stopniu zależą od temperatury i zwykle nie zmieniają się znacząco wraz z jej zmianami. W przypadku zapraw z cementów o większej powierzchni właściwej i/lub większej zawartości C 3 A i Na 2 O e granica płynięcia g wzrasta wraz ze wzrostem temperatury, zwiększa się również zakres wzrostu granicy płynięcia g w czasie. Jednakże w przypadku stosowania niektórych superplastyfikatorów i cementów zmiany granicy płynięcia g mogą mieć bardziej złożony charakter wraz ze wzrostem temperatury granica płynięcia g najpierw zwiększa się, a następnie maleje. Dotyczy to zapraw z cementów o mniejszej aktywności z dodatkiem superplastyfikatorów PC i PE3, których polimery mają dłuższe łańcuchy boczne. Charakter i zakres zmian lepkości plastycznej h w wyniku zmian temperatury zależą przede wszystkim od rodzaju superplastyfikatora oraz w znacznie mniejszym stopniu od stosunku w/c i właściwości cementu. Nie wykazują one jednoznacznych tendencji (wraz ze wzrostem temperatury lepkość plastyczna h może wzrastać, maleć lub nie zmieniać się istotnie); na szczególną uwagę zasługuje fakt, że w niektórych przypadkach lepkość plastyczna h może znacząco wzrastać w obniżonej temperaturze. Może się to przyczyniać do trudności z pompowaniem mieszanki oraz, w przypadku mieszanek samozagęszczalnych wolniejszym jej płynięciem i odpowietrzeniem. Charakter wpływu temperatury na parametry reologiczne zapraw nie zależy od ilości dodanego superplastyfikatora, natomiast ze wzrostem dodatku superplastyfikatora maleje intensywność tego wpływu. Wpływ temperatury na właściwości reologiczne zapraw z superplastyfikatorem SNF lub PE1 którego polimery mają krótsze łańcuchy boczne jest znacząco większy niż w przypadku zapraw z superplastyfikatorami PC lub PE3, których polimery mają długie łańcuchy boczne. Wpływ temperatury na właściwości reologiczne zaprawy z superplastyfikatorami PC lub PE jest tym większy, im większa jest ilość Na 2 O e w cemencie. W przypadku zapraw z superplastyfikatorem SNF wpływ ten jest najmniejszy, gdy Na 2 O e w cemencie jest na poziomie 0,7%. Analiza danych literaturowych, dotyczących wpływu temperatury na mechanizm działania superplastyfikatorów, pozwala na stwierdzenie, że ujawniony w badaniach charakter wpływu wzrastającej temperatury na parametry reologiczne zapraw z superplastyfikatorami tłumaczyć można jednoczesnym występowaniem następujących efektów: przyspieszeniem procesu hydratacji cementu oraz zwiększeniem stopnia adsorpcji superplastyfikatorów na ziarnach cementu i produktach jego hydratacji [11-13]. W przypadku stosowania cementów o małej powierzchni właściwej, małej zawartości C 3 A lub z dodatkami mineralnymi, a więc o mniejszej aktywności chemicznej, 125

126 duża ilość superplastyfikatora pozostaje w roztworze i jest on zużywany powoli. W takich przypadkach wpływ temperatury na właściwości reologiczne zaprawy jest mniej intensywny, gdyż wzrost temperatury nie powoduje na tyle dużego zwiększenia tempa procesu hydratacji, który przeważyłby zwiększoną adsorpcję superplastyfikatora. W efekcie, jak to ukazują uzyskane wyniki, granica płynięcia g zapraw z takimi cementami oraz zakres jego zmian w czasie są niezależne od temperatury, a w pewnych przypadkach nawet maleją z jej wzrostem. Towarzyszące temu stosunkowo niewielkie zmiany lepkości plastycznej h wynikają najpewniej ze zmian ilości wolnego superplastyfikatora w zaczynie i rodzaju powstałych produktów hydratacji. Wpływ temperatury na parametry reologiczne zwiększa się wraz ze wzrostem aktywności cementu. Przy dużej zawartości C 3 A w cemencie i dużej powierzchni właściwej cementu szybkość procesu hydratacji cementu w wyższych temperaturach przeważa nad efektem zwiększonej adsorpcji superplastyfikatora. W takich przypadkach, zwłaszcza jeśli ilość wody w mieszance jest mała, ilość wolnego superplastyfikatora w roztworze jest mała lub gdy stosowane są superplastyfikatory PC i PE o mniejszej masie cząsteczkowej i krótszych łańcuchach bocznych, granica płynięcia g zapraw zwiększa się w wyniku wzrostu temperatury, zwiększa się również zakres wzrostu granicy płynięcia g w czasie. Równocześnie, zależnie od rodzaju cementu i superplastyfikatora, wzrost temperatury powoduje zmniejszenie lub zwiększenie parametru h oraz nie wpływa znacząco lub zwiększa zakres zmian parametru h w czasie. Na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, że zaprawy z dodatkiem PC i PE wykazują maksimum granicy płynięcia g w różnych temperaturach w zależności od aktywności cementu. Im bardziej aktywny jest cement, tym to maksimum pojawia się w wyższej temperaturze. W przypadku zapraw z cementów o małej zawartości C 3 A maksimum to występuje w temperaturze o C, z cementów o zawartości C 3 A na poziomie 7% w temperaturze o C, a z cementów o dużej zawartości C 3 A w temperaturze większej od 25 o C. Przedział ten może się zmieniać w zależności od rodzaju superplastyfikatora, a dokładniej masy cząsteczkowej i długości łańcuchów bocznych polimerów w nim zawartych. Zaadsorbowane polimery superplastyfikatorów PE i PC z upływem czasu są zakrywane produktami hydratacji, co powoduje stopniowe zmniejszenie ich wpływu na reologię zapraw. Jest prawdopodobne, że im dłuższe są łańcuchy boczne polimerów zawartych w tych superplastyfikatorach, tym proces hydratacji cementu w mniejszym stopniu wpływa na efekt steryczny. Gdy wzrost temperatury powoduje przyspieszenie procesu hydratacji, długość łańcuchów bocznych superplastyfikatora nabiera jeszcze większego znaczenia. Parametry reologiczne zapraw z superplastyfikatorami PC i PE, zawierającymi polimery o dłuższych łańcuchach bocznych, są mniej podatne na wpływ temperatury. Taki mechanizm jest zgodny z wynikami badań własnych, które wykazują, że zakres zmian parametrów g i h w wyniku wzrostu temperatury oraz wpływ temperatury na zmiany parametrów reologicznych w czasie tych zapraw maleje ze wzrostem długości łańcuchów bocznych polimerów zawartych w superplastyfikatorze. Dodatkowo, wzrost temperatury powoduje zwiększenie spójności kapilarnej mieszanki i w efekcie zwiększenie jej granicy płynięcia [7]. Ponadto w wyższych temperaturach maleje efektywność działania superplastyfikatorów PE i PC, co jest wynikiem niekorzystnej zmiany konformacji zawartych w nich polimerów (łańcuch główny i łańcuchy boczne polimerów superplastyfikatora ulegają skłębieniu, a efekt steryczny maleje) [13]. Należy przy tym zaznaczyć, że gdy stosowane są cementy o dużej zawartości 126

127 Na 2 O e, w wyniku opisanych [14] zmian konformacji polimerów zawartych w superplastyfikatorach PC i PE, maleje zasięg bariery sterycznej. Tłumaczyć to może obserwowany w badaniach własnych większy wpływ temperatury na parametry reologiczne zapraw z cementów o dużej zawartości Na 2 O e z dodatkiem superplastyfikatorów PC i PE. 6. Podsumowanie Przedstawione badania wykazują, że charakter i zakres wpływu temperatury na właściwości reologiczne mieszanki uzależniony jest głównie od właściwości i ilości cementu, rodzaju, właściwości i ilości superplastyfikatora, obecności dodatków mineralnych i domieszek oraz ilości zaczynu. Przedstawione w referacie ogólne zależności wpływu temperatury mogą być przy kształtowaniu urabialności mieszanek betonów nowej generacji. Jednak mnogość czynników, jak i ich wzajemne złożone interakcje bardzo utrudniają określenie jednoznacznych zależności wpływu temperatury na właściwości reologiczne mieszanki. Dlatego dla danej mieszanki powinien on być weryfikowany doświadczalnie. Ponieważ charakter wpływu temperatury jest głównie konsekwencją właściwości cementu i superplastyfikatora, wpływ ten należy uwzględnić już na etapie ich doboru i oceny kompatybilności. Również zaroby próbne muszą być wykonywane w takiej temperaturze, jaką się przewiduje w trakcie wykonywania betonowania. Jeśli przewidywane wahania temperatury są większe niż ± 5 o C należy opracować i doświadczalnie zweryfikować odpowiednie warianty korygowania składu mieszanki. Literatura [1] Brameshuber, W, Uebachs, S. The influence of the Temperature on the Rheological properties of Self Compacting Concrete. 3 rd International RILEM Symposium on Self-Compacting Concrete, Reykjavik, Iceland, 2003, [2] Gołaszewski, J. Effect of Temperature on Rheological Properties of Superplasticized Cement Mortars. 8ht CANMET/ACI Conference Superplasticizers and other admixtures for concrete, Ed. Malhotra V.M., ACI SP 239, Italy, 2006, [3] Petit, J-Y, Khayat, K.H, Wirquin E. Yield stress and viscosity equations for mortars and self-consolidating concrete. Cement and Concrete Research, Vol.37, No5, 2007, [4] Schmidt W.: Influence of the processing temperature and combined admixtures on the properties of Self-Compacting Concrete. 7th FIB PhD Symposium in Stuttgart, Germany [5] Petit, J-Y, Khayat, K.H, Wirquin E. Coupled effect of time and temperature on variations of plastic viscosity of highly flowable mortar, Cement and Concrete Research, Vol. 39, No. 3, 2009, [6] Gołaszewski J., Cygan G.: The effect of temperature on the rheological properties of self - compacting concrete. 9th International Conference Brittle Matrix Composites, Eds. A.M. Brandt, Poland, 2009, str [7] Szwabowski J.: Reologia mieszanek na spoiwach cementowych. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice,1999. [8] Reologia w technologii betonu. Ed Szwabowski J., Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice,

128 [9] Gołaszewski J.: Wpływ superplastyfikatorów na właściwości reologiczne mieszanek na spoiwach cementowych w układzie zmiennych czynników technologicznych. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Budownictwo z. 106, Gliwice, [10] Gołaszewski J.: Correlation Between Rheology of Superplasticized Fresh Mortars and Fresh Concretes. 9th CANMET/ACI Conference Superplasticizers and other admixtures for concrete, Ed. Malhotra V.M., ACI SP 262, Spain, 2009, [11] Jolicoeur C., Sharman J., Otis N., Lebel A., Simard M-A., Page M.: The influence of temperature on the rheological properties of superplasticized cement pastes. 5th. CANMET/ACI International Conference Superplasticizers and other Chemical Admixtures in Concrete, Ed. Malhotra V.M., Italy, 1997, [12] Nawa, T., Ichiboji, H., Kinoshita, M., Influence of temperature on fluidity of cement Paste containing superplasticizer with polyethylene oxide graft chains, 6th CANMET/ACI International Conference Superplasticizers and Other Chemical Admixtures in Concrete, Ed. Malhotra V.M., ACI SP 195, France, 2000, [13] Grzeszczyk S., Sudoł M.: Wpływ temperatury na skuteczność działania superplastyfikatorów nowej generacji. Cement Wapno Beton, 6/2003, [14] Uchikawa H.: Function of organic admixture supporting high performance concrete. International RILEM Conference The Role of Admixtures in High Performance Concrete Monterrey, Mexico 1999, TEMPERATURE AND WORKABILITY OF NEW GENERATION FRESH CONCRETE Abstract The methodology and the results of the investigation into influence of the temperature on the rheological properties of fresh mortars containing different superplasticizers and cements are presented, and discussed in this paper. The obtained results show that temperature strongly influences rheology of mortars and that the nature and range of this influence changes in wide range depending on the properties of cement and superplasticizer used. Basic effects of temperature influence on rheological parameters of mortars in relation to mentioned above factors are presented and discussed. These relationships can be applied to control workability of fresh mortar and concrete. Discussion about the results covers also mechanism of temperature influence on rheological properties of mortars. It is concluded that compatibility of cement - SP system must be tested taking into account temperature. 128

129 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Grzegorz Śmiertka 1 Tomasz Pużak 2 Marcin Sokołowski 3 ZASTOSOWANIE BETONU SAMOZAGĘSZCZALNEGO W PRODUKCJI SYSTEMÓW WODNO-KANALIZACYJNYCH 1. Wstęp W lipcu 2004 r., Polski Komitet Normalizacyjny, wprowadził w naszym kraju zharmonizowaną normę europejską PN-EN 1917: 2004 Studzienki włazowe i niewłazowe z betonu niezbrojonego, z betonu zbrojonego włóknem stalowym i żelbetowe, będącą tłumaczeniem odpowiednika normy angielskiej EN 1917: Dokument ten powstał w oparciu o wieloletnie doświadczenia, osób i instytucji zajmujących się tematyką, szeroko pojętej trwałości betonu w systemach kanalizacji deszczowo-sanitarnej. Nagminnie stawianą kwestią w trakcie sporów pomiędzy zwolennikami i przeciwnikami, celowości zaostrzania przez specyfikujących, wymogów normowych (szczególnie nasiąkliwości i mrozoodporności) betonowych elementów galanterii drogowej), są duże rozbieżności klimatyczne, krajów członkowskich EU, a tym samym inne obciążenia środowiskowe, wbudowywanych tam materiałów budowlanych. Kraje położone w północnej części Europy, takie jak: Finlandia i Norwegia, znajdują się w oddziaływaniu zupełnie innych temperatur minimalnych i maksymalnych, w porównaniu z krajami południa starego kontynentu takimi jak: Grecja i Włochy. Z drugiej strony, dla osób zajmujących się szeroko pojętą technologią betonu, oczywistym jest fakt, iż najbardziej destrukcyjnym dla betonu są tzw. przejścia przez temperaturę 0 O C, z którymi najczęściej mamy do czynienia w krajach Europy Środkowej. W przypadku systemów kanalizacji deszczowo-sanitarnej, problem zaczyna zanikać. Z tytułu charakteru pracy, czynniki atmosferyczne w minimalnym stopniu oddziaływają destrukcyjnie na konstrukcje studni. Parcia gruntu wyliczane w różnych krajach wspólnoty na podstawie podobnych zależności, nie odbiegają znacząco od siebie. Analogicznie 1 Dr inż. ZPB Kaczmarek w Rawiczu; Grzegorz.Smiertka@zpbkaczmarek.pl 2 Mgr inż. Górażdże Cement S.A.; tomasz.puzak@gorazdze.pl 3 Mgr inż. Górażdże Cement S.A.; marcin.sokolowski@gorazdze.pl 129

130 sytuacja wygląda w przypadku obciążeń komunikacyjnych, ujednoliconych, co do wielkości dopuszczalnych nacisków od kół na drogach EU. Wobec powyższego należy stwierdzić, iż nie ma merytorycznych podstaw, zaostrzania parametrów nasiąkliwości i wytrzymałości betonu, stosowanego do produkcji prefabrykowanych elementów studni betonowych, pod warunkiem spełnienia przez nie wszystkich wymogów zawartych w normatywie [1]. 2. Wymogi normy PN-EN 1917 Norma [1], definiuje podstawowe wymagania dla betonu studni kanalizacyjnych w następujący sposób: materiał w każdym elemencie powinien być zwarty i jednorodny, wytrzymałość obliczeniowa, deklarowana przez producenta nie powinna być mniejsza niż 40 MPa, wskaźnik w/s nie większy niż 0,45, nasiąkliwość nie większa niż 6 %, maksymalna zawartość chlorków w betonie nie więcej niż 1,0%. Dopuszczono w niej wykonanie podstaw studni, tzw. dennic na dwa sposoby (rys. 1), jednakże pod warunkiem spełnienia przez prefabrykaty powyższych wymogów. A B C D E F G Rys. 1. Schemat konstrukcji studni kanalizacyjnych W schematach C G, normatyw [1] wymusza wykonanie monolitycznej podstawy poprzez uformowanie dna wraz z kinetą, z betonu o wytrzymałości f ck conajmniej 40 MPa. W schematach A - B, autorzy normy, dopuścili wykonanie dennicy dwuetapowo. W tym przypadku, w pierwszej kolejności kształtowana jest na maszynie wibroprasującej, tzw. szklanka, której beton, ma szansę spełniać wszystkie wymogi [1]. W następnej kolejności formowana jest kineta (rys. 2). Proces ten z tytułu, niemalże nieskończonej ilości kombinacji przyłączy, odbywa się ręcznie. Mieszanka betonowa przygotowana w ten sposób przy współczynniku w/s <0,45, nie może być skutecznie uformowana i co najważniejsze, odpowiednio zawibrowana. Przy współczynniku w/s >0,45, nie jest możliwe osiągnięcie wymaganej klasy wytrzymałości, a co z tego wynika odpowiedniej 130

131 nasiąkliwości betonu. Oznacza to, iż maksymalna klasa betonu, jaka może zostać osiągnięta (na podstawie własnych badań) oscyluje w granicach C16/20 a nasiąkliwość sięga 10%. Rys. 2. Tradycyjna metoda produkcji dennic betonowych. 3. Wymogi normy PN-EN Spełnienie wymogów normowych jest bardzo ważne w aspekcie trwałości prefabrykatów betonowych. Jak wcześniej wspomniano, betonowe studnie kanalizacji deszczowej i sanitarnej w minimalnym stopniu narażone są na destrukcyjne oddziaływanie czynników atmosferycznych (płyty pokrywowe, pierścienie wyrównujące oraz zwężki). Jednakże, na studnie, negatywnie może oddziaływać od zewnątrz woda gruntowa oraz od wewnątrz transportowane media. Wprowadzona w czerwcu 2003 roku norma PN-EN 206-1:2002, Beton. Część 1: Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność, diametralnie zmieniła, w porównaniu ze swoją poprzedniczką, PN-B Beton zwykły, podejście do materiału, jakim jest beton. W nieaktualnej już normie, beton charakteryzowała przede wszystkim jego klasa, definiująca wytrzymałość na ściskanie, jako podstawowy parametr oceniający, jakość materiału. Zdecydowanie mniejszy nacisk kładziono na szeroko pojętą odporność, na działanie różnego rodzaju korozji betonu. U podstaw tworzenia normy [2] legły, na bazie zdobytych doświadczeń, walory użytkowe zdefiniowane, w pkcie 5.3.2, mówiące, iż beton należy projektować na czas użytkowania wynoszący, co najmniej 50 lat w warunkach przewidywanej eksploatacji. W celu rozpoznania możliwych zagrożeń, w tabelach 1 i 2 tegoż normatywu, zdefiniowano, tzw. klasy ekspozycji, opisujące korozje spowodowane: XC karbonatyzacją, XD chlorkami niepochodzącymi z wody morskiej, XS chlorkami z wody morskiej, XF zamrażaniem i rozmrażaniem, 131

132 XA agresją chemiczną. Wychodząc naprzeciw projektantom w przedmiotowej normie, zamieszczono również tabelę F1, w której określono dla przyjętych klas ekspozycji wartości: maksymalnego w/s, minimalnej klasy wytrzymałości, minimalnej zawartości cementu, minimalnej zawartości powietrza, innych wymagań. 4. Rodzaje korozji betonu Beton w studzienkach kanalizacyjnych narażony jest na liczne destrukcyjne czynniki, do których można zaliczyć: oddziaływania biologiczne, szkodliwe sole zawarte w ściekach (siarczanów, chlorków, azotanów i amonu), agresywne wody gruntowe dwutlenek węgla z powietrza, oddziaływania mechaniczne, takie jak ścieranie, kawitacja. Ścieki w systemach kanalizacji sanitarnej, zawierają znaczące ilości substancji organicznych. W przewodach ułożonych z niewystarczającym spadkiem i bez poprzecznych przyłączy, zapewniających systematyczne przewietrzanie sieci, w wyniku rozkładu substancji białkowych, powstaje siarkowodór. Na powierzchni betonu ponad poziomem ścieków, utlenia się on do siarki. Bakterie utleniają w dalszej kolejności siarkę do kwasu siarkowego. Badania mikrobiologiczne opracowane przez pracowników Zakładu Inżynierii Miejskiej Politechniki Wrocławskiej [6], wykazały, iż w niesprzyjających sytuacjach, wskaźnik ph skroplin i przefermentowanych osadów może osiągać wartość 4,0 i mniej. Bezwzględnie w sytuacjach takich, należy elementy kanalizacji projektować na klasę ekspozycji XA3, czyli na środowisko silnie agresywne biologicznie w stosunku do betonu. Sytuację taką opisuje w tabeli F1 normy [2], wymóg stosowania cementów siarczanoodpornych HSR, (np. cementów hutniczych). W przypadku właściwego przewietrzania systemu kanalizacji studniami, wewnętrzne środowisko należy zakwalifikować, jako słabo agresywne XA1 w stosunku do betonu. Wody gruntowe mogą powodować także korozję ługującą i chemiczną. Prędkość degradacji ługującej uzależniona jest od wielu czynników, takich, jak jakość betonu, czystość wody oraz wielkość ciśnienia wywieranego przez nią na powierzchnie betonu. Ogólnie można stwierdzić, iż wody gruntowe wykazują słabą agresywność w stosunku do betonu, najczęściej węglanową, którą zgodnie z normą [2], można zakwalifikować, jako XA1. Środowisko w studniach kanalizacyjnych jest z reguły silnie zawilgocone a nawet mokre, wobec czego karbonatyzacja w takim betonie przebiega bardzo wolno. Od wewnątrz studni, beton narażony jest na działanie ścieków bytowo-gospodarcze, które pomimo silnego zanieczyszczenia, są mediami o niewielkiej agresywności w stosunku do betonu. Ich wskaźnik ph oscyluje w granicach od 6,5 do 7,5, natomiast zawartość szkodliwych soli (siarczanów, chlorków i azotanów) nie przekracza zwykle 0,05 %. 132

133 Stężenia takie z reguły nie przekraczają wartości granicznych, przyjętych dla klasy ekspozycji XA1. Dla przedstawionych zagrożeń korozyjnych, z wyłączeniem przypadku fermentacji substancji organicznych, wg normy [2], dla zapewnienia wymaganej trwałości betonu, wystarczy jego ochrona materiałowo-strukturalna, bez jakichkolwiek izolacji powierzchniowych. 5. CEMENT HUTNICZY CEM III/A 42,5N HSR/NA W opisywanej produkcji betonu samozagęszczalnego SCC zastosowano cement hutniczy CEM III/A 42,5N HSR/NA. Wprowadzenie dodatku granulowanego żużla wielkopiecowego do składu cementu modyfikuje szereg jego cech użytkowych. Cementy hutnicze CEM III posiadają szereg korzystnych właściwości w porównaniu z klasycznymi cementami portlandzkimi CEM I bardzo często stosowanych w prefabrykacji betonowej. Charakteryzują się one: wolniejszym przyrostem wytrzymałości, trwającym nawet do 90 dnia, generującym mniejsze ilości wydzielanego ciepła hydratacji, a tym samym mniejsze naprężenia skurczowe niż cementy portlandzkie CEM I, wyższymi (w porównaniu z cementami portlandzkimi CEM I) wytrzymałościami, w długich okresach twardnienia (56, 90 dni i później). wyższą odpornością na agresję chemiczną, spowodowaną mniejszą zawartością glinianu trójwapniowego C 3 A (około 3%) oraz węglanu wapnia CaCO 3 na rzecz dodatku mineralnego (granulowanego żużla wielkopiecowego). szczelniejszą mikrostrukturą matrycy, spowodowaną zhydratyzowanymi oraz wolnymi cząstkami żużla wielkopiecowego o granulacji drobniejszej od ziaren cementu, jaśniejszą barwą, umożliwiającą uzyskanie na barwionych elementach betonowych jaśniejszych i żywszych barw. Właściwości cementu hutniczego CEM III/A 42,5N HSR/NA przedstawiono w tab. 1 Tablica 1. Właściwości cementu hutniczego CEM III/A 42,5N HSR/NA. Właściwość Wymagania wg PN-EN Wynik badań laboratorium zakładowego Zmiany objętości Le Chatelier 10 mm 0,7 mm Początek czasu wiązania 60 minut 239 minut Wytrzymałość na ściskanie po 2 dniach 10 MPa 14,8 MPa Wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach 42,5 MPa 62,5 MPa 57,3 MPa Produkcja cementów żużlowych oprócz efektów technologicznych ma również aspekty ekologiczne: niższe zużycie energii, co pozwala na zaoszczędzenie zasobów paliw naturalnych, niższe zużycie surowców naturalnych w procesie wytwarzania cementu, obniżenie emisji gazów przemysłowych do atmosfery. 133

134 Jedyną i zarazem wielce dyskusyjną niedogodnością stosowania tego surowca, jest konieczność zainwestowania przez Producenta w zaawansowane technologicznie, linie produkcyjne, umożliwiające zwiększenie początkowych wytrzymałości betonu (przyspieszenie ich przyrostu) w prefabrykowanych elementach betonowych, najczęściej poprzez naparzanie betonu. Technologia ta jest znana i stosowana w produkcji betonu od wielu lat. W opisywanym przypadku zamknięty obieg linii produkcyjnych trwa 24 godziny. Po zakończeniu procesu formowania, elementy transportowane są do komór VAPOR, w których dojrzewają w atmosferze o wilgotności 85%, temperaturze 45 O C oraz wysokiej zawartości dwutlenku węgla. Proces ten gwarantuje, uzyskanie po 24 godzinach przez beton, co najmniej 70% wytrzymałości projektowanej, co umożliwia transport prefabrykatów na miejsce docelowego składowania na placu. Dodatkowo, technologia ta, poprzez przyspieszenie procesu przejścia wodorotlenku wapnia Ca(OH) 2, w węglan wapnia CaCO 3, (przy udziale dwutlenku węgla CO 2 ), powoduje: zmniejszenie wymiaru przypowierzchniowych kapilar, zwiększając tym samym szczelność zewnętrznej warstwy betonu, przypowierzchniowe zwiększenie wytrzymałości betonu, znaczne ograniczenie na powierzchni elementów tzw. wykwitów węglanowych. 6. Beton samozagęszczalny SCC Pierwsze mieszanki SCC powstały w Japonii niespełna 20 lat temu [7]. Przyczynkiem ich upowszechnienia, była chęć wyeliminowania czynnika ludzkiego z procesu zagęszczania mieszanki betonowej. Założono, iż prawidłowo zaprojektowana, powinna charakteryzować się: odpowiednią płynnością, stabilnością, zdolnością do samoodpowietrzenia, aby spełnić wymagania w postaci: szczelnego wypełnienia form i wolnych przestrzeni pomiędzy prętami zbrojeniowymi w konstrukcjach żelbetowych, samozagęszczenia pod wpływem ciężaru własnego. Podstawowe różnice w technologii produkcji, tradycyjnego betonu zwykłego oraz SCC, to zawartość cząstek pylastych oraz stosowana chemia. Konieczność utrzymania odpowiedniej granicy płynięcia oraz lepkości plastycznej mieszanki betonowej SCC wymusza, aby dozowanie cementu wraz z dodatkami zawierało się w przedziale 500 kg 600 kg na 1 m 3. Dodatkowo, odpowiednie upłynnienie zaczynu możliwe jest jedynie po zastosowaniu, superplastyfikatorów nowej generacji. Etery polikarboksylowe, redukujące ilość wody zarobowej nawet o 40%, poza zmniejszeniem napięcia powierzchniowego oraz efektem elektrostatycznym działają sferycznie, poprzez tzw. łańcuchy boczne, uniemożliwiające zbliżaniu się ziaren cementu do siebie, ułatwiając tym samym, ich zwilżenie cząsteczkami wody. W związku z powyższym graniczne wartości rozlewu mieszanek SCC z odwróconego stożka Abrahms a, uzależnione od maksymalnej frakcji stosowanego kruszywa (rys. 3), powinny wynosić odpowiednio dla średnicy do: 32 mm, średnio 65 cm (55 cm - 75 cm), 16 mm, średnio 70 cm (60 cm - 80 cm), 134

135 08 mm, średnio 75 cm (65 cm - 85 cm). Rys. 3. Rozpływ mieszanki SCC z maksymalnym ziarnem kruszywa do 16 mm. Stosowanie mieszanek samozagęszczalnych niesie za sobą dwa dodatkowe, pozytywne aspekty, takie jak skrócenie czasu układania betonu i obniżenie hałasu oraz drgań podczas prac betoniarskich, a tym samym zmniejszenie uciążliwości dla otoczenia. 7. PERFECT - monolityczne dennice w technologii SCC Mając za główny cel, wyprodukowanie studni szczelnych w pełni zgodnych z normą [1], w roku 2006, została podjęta decyzja o zakupie patentu na produkcje monolitycznych dennic PERFECT w technologii betonu samozagęszczalnego SCC oraz kręgów z betonu wibroprasowanego w technologii EXACT [8]. Produkcja dennic w technologii betonu SCC bazuje na metalowych formach. Projektowane kształty oraz średnice kinet, profilowane są za pomocą styropianowych kształtek (rys. 4). 135

136 Rys. 4. Styropianowe kształtki kinet dennic betonowych Tworzą one negatyw gotowej kinety podstawy studni. Poszczególne elementy składowe, docinane są w płaszczyźnie X - Z za pomocą piły 2D oraz w przestrzeni (przenikanie się kinet) na pile 3D. Następnie, przy pomocy programu komputerowego, docięte kształtki styropianowe, kontroluje się w zakresie zgodności ich osi z osiami kinet dennicy (rys. 5). Rys. 5. Komputerowa kontrola dokładności wykonania negatywu kinety podstawy W dalszej kolejności profilowany jest spadek dna oraz wewnętrzna średnica studni. Do przygotowanych kształtek, montowane są przejścia szczelne dopasowane do rodzaju i średnicy projektowanych rur przyłączeniowych (rys. 6). 136

137 Rys. 6. Przygotowana do betonowania forma z negatywem kinety dennicy Całość umieszczana jest w metalowej formie a następnie betonowana mieszanką samozagęszczalną do odpowiedniej rzędnej. Rozformowanie gotowego produktu sprowadza się do usunięcia styropianowych elementów i ręcznego przeszlifowania styków poszczególnych kształtek (rys. 7). Rys. 7. Gotowa dennica PERFECT w technologii betonu SCC 137

138 Do produkcji wszystkich prefabrykatów betonowych studni szczelnych stosowany jest, zgodnie z PN-EN Cement. Część 1. Skład, wymagania i kryteria zgodności dotyczące cementów powszechnego użytku, siarczanoodporny cement hutniczy CEM III/A 42,5N HSR/NA. Umożliwia to, zgodnie z normą [2], stosowanie studni szczelnych, w gruntach o silniej agresji chemicznej (klasa ekspozycji XA3). Dzięki zastosowaniu superplastyfikatorów, nowej generacji w produkcji betonu SCC osiągnięto współczynnik w/s poniżej 0,40. Receptę mieszanki betonowej przedstawiono w tab. 2. Tablica 2. Receptura mieszanki betonowej SCC do produkcji dennic w systemie PERFECT Surowiec Zawartość na 1 m 3 Piasek kg Żwir kg Cement hutniczy wraz z domieszką 600 kg Superlastyfikator 6,6 kg Woda 190 kg 8. Badania laboratoryjne betonu SCC Do badań kontrolnych z dennicy DN1500 o grubości ścianki 230 mm, pobrano 36 odwiertów o średnicy 100 mm, po sześć (od 1 do 6) z trzech lokalizacji na obwodzie (A, B, C), co 120 O, oraz 1/3 wysokości ścian dennicy każdy. Próbki betonu oznaczono odpowiednio od 1/A do 6/C i przygotowano do badań: próbki nr 1/A, 1/B, 1/C wytrzymałości na ściskanie po 7 dniach, próbki nr 2/A, 2/B, 2/C nasiąkliwości po 7 dniach, próbki nr 3/A, 3/B, 3/C wytrzymałości na ściskanie po 28 dniach, próbki nr 4/A, 4/B, 4/C nasiąkliwości po 28 dniach, próbki nr 5/A, 5/B, 5/C wytrzymałości na ściskanie po 90 dniach, próbki nr 6/A, 6/B, 6/C nasiąkliwości po 90 dniach. Próbki przewidziane do badania wytrzymałościowego, docięto na pile do walca o stosunku wysokości do średnicy około 2. Próbki przewidziane do badania nasiąkliwości nie poddawano żadnej dodatkowej obróbce mechanicznej. Wyniki otrzymane w badaniach po odpowiednio 7, 28 oraz 90 dniach zestawiono w tab. 3 [9]. Norma [1], wymaga, aby do produkcji elementów betonowych studni, stosować beton klasy co najmniej C35/45 oraz o nasiąkliwości do 6%. Wyniki badań laboratoryjnych, pozwoliły na wydanie deklaracji zgodności produktów z normą [1] w zakresie klasy betonu C40/50 (rzeczywista klasa C50/60) oraz nasiąkliwości betonu do 5,0% (po 28 dniach). Należy zauważyć, iż w przypadku badań betonów na bazie cementów hutniczych (warunki szczególne), zgodnie z pktem 5.5 normy [2], właściwsze jest badanie (deklarowanie) ich parametrów w wieku późniejszym niż 28 dni. W takim przypadku parametry betonu po 90 dniach dojrzewania, odpowiadają klasie C60/75, oraz nasiąkliwości do 4,5%. W oparciu o załącznik A, normy PN-EN Ocena wytrzymałości betonu na ściskanie w konstrukcjach i prefabrykowanych wyrobach betonowych, otrzymane w badaniach odwiertów wytrzymałości betonu na ściskanie, podzielono przez współczynnik 0,85, uwzględniający uszkodzenie niedojrzałego lub naturalnie słabego betonu procesem 138

139 wiercenia. Obrabiana mechanicznie powierzchnia zawiera drobinki pociętego kruszywa, które jedynie dzięki adhezji cementowej matrycy pozostają w strukturze przypowierzchniowej warstwy betonu. W takim przypadku, klasę badanego betonu można oszacować na C70/85. L. p. Nr próbki Tablica 3. Wyniki badań odwiertów rdzeniowych z betonu SCC. Wytrzym. po 7 dniach [MPa] 1 1/A 41,98 2 1/B 42,68 3 1/C 44,88 Nasiąkl. po 7 dniach [%] 4 2/A 5,25 5 2/B 5,46 6 2/C 5,41 Wytrzym. po 28 dniach [MPa] 7 3/A 52,96 8 3/B 49,85 Nasiąkl. po 28 dniach [%] 9 3/C 51, /A 4, /B 5, /C 4,85 Wytrzym. po 90 dniach [MPa] 13 5/A 63, /B 57, /C 59,47 Nasiąkl. po 90 dniach [%] 16 6/A 4, /B 4, /C 4,51 średnia 43,18 51,40 60,41 aryt. 5,37 4,88 4,39 PN-EN 50,80 60,47 71, Wnioski Na podstawie wyników badań, oraz wymogów aktualnych normatywów można stwierdzić, iż: w produkcji przemysłowej możliwe jest wykonanie, po 28 dniach twardnienia, uzasadnionych ekonomicznie betonów samozagęszczalnych SCC o nasiąkliwości do 5%. Niejednorodność surowców, tj. kruszywa, utrudnia w przypadku betonów SCC, wydania deklaracji zgodności na partię materiału, z nasiąkliwością do 4%. W warunkach laboratoryjnych możliwe jest wykonanie betonów SCC o nasiąkliwości do 4 %, 139

140 wyniki badań laboratoryjnych potwierdzają tezę o zdecydowanie dłuższym życiu betonów wytworzonych na bazie cementów hutniczych badania wykonane po 90 dniach potwierdzają jednokrotny przyrost klasy betonu w stosunku do wartości projektowanej oraz dalszy spadek nasiąkliwości o 0,5% w stosunku do wartości określanej po 28 dniach, betony wytworzone na bazie cementów hutniczych CEM III są odporniejsze na działanie siarczanów, w porównaniu z betonami wytworzonymi na bazie cementów portlandzkich zakłada się, iż prefabrykaty spełniać będą swoje funkcje techniczno użytkowe, przez co najmniej 100 lat w środowisku agresywnym o klasie ekspozycji XA3, betony wytworzone na bazie cementów hutniczych charakteryzują się szczelniejszą mikrostrukturą (dodatek mineralny) w stosunku do betonów wytworzonych na bazie cementów portlandzkich, a tym samym niższą nasiąkliwością. Literatura [1] PN-EN 1917: 2004/AC: 2009 Studzienki włazowe i niewłazowe z betonu niezbrojonego, z betonu zbrojonego włóknem stalowym i żelbetowe. [2] PN-EN 206-1:2002/AC:2005 Beton. Część 1: Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność. [3] PN-B Beton zwykły. [4] PN-EN Cement. Część 1. Skład, wymagania i kryteria zgodności dotyczące cementów powszechnego użytku. [5] PN-EN Ocena wytrzymałości betonu na ściskanie w konstrukcjach i prefabrykowanych wyrobach betonowych. [6] Madryas C., Kolonko A., Wysocki L. Konstrukcje przewodów kanalizacyjnych. Oficyna Wydawnicza Politechniki Wrocławskiej, Wrocław [7] Pogan K. Samozagęszczający się beton kolejny etap w rozwoju pięcioskładnikowego kompozytu, Przegląd Budowlany 1/2000. [8] Broszura reklamowa firmy ZPB KaczmareK sp. z o. o. [9] Wyniki wewnętrznych badań ZKP opracowane przez Laboratorium ZPB KaczmareK. SELF-COMPACTING CONCRETE IN MANUFACTURING OF ELEMENTS FOR WATER AND SEWER SYSTEMS Summary Basic requirements concerning quality and durability of concrete for drain and sannitary systems stated in PN-EN 1917 and PN-EN standards have been presented in the paper. Technology of manufacturing water-tight manholes made of SCC has been described. The paper comprises comparison of the new technology and traditional manual shaping of manhole inverts. Research results for specimens from prefabricated manhole bottom of Perfect system has been presented as well. 140

141 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Elżbieta Horszczaruk 1 SAMOZAGĘSZCZALNE BETONY PODWODNE 1. Wprowadzenie Nazwa beton podwodny (ang. underwater concerete UWC) określa betony cementowe o specyficznych właściwościach mieszanki, układane w deskowaniu lub na istniejącej konstrukcji za pomocą pomp lub innych urządzeń bezpośrednio przez warstwę wody (stojącej bądź płynącej). Wymagania, jakie stawiane są betonom podwodnym, szczególnie w zakresie właściwości świeżej mieszanki betonowej, są podobne jak dla betonów samozagęszczalnych. Dodatkowe wymagania związane są z bezpośrednim kontaktem mieszanki z wodą podczas betonowania konstrukcji. Mieszanka do betonowania podwodnego powinna wykazywać następujące cechy: - zdolność do samopoziomowania, bez zagęszczania mechanicznego, jedynie pod wpływem własnego ciężaru, - nie ulegać wypłukiwaniu i segregacji w czasie betonownia pod wodą, - zdolność do całkowitego odpowietrzania się w czasie betonowania, - zapewnić szczelne wypełnienie deskowania, również między prętami zbrojenia, nie wykazując skłonności do blokowania się, - nie zmieniać konsystencji podczas koniecznego czasu zachowania urabialności. Betony podwodne nowej generacji to wieloskładnikowe betony cementowe o właściwościach samozagęszczalnych. Przy ustalaniu składu betonów podwodnych podstawę stanowią wymagania w zakresie właściwości reologicznych mieszanek UWC, które w znacznej części pokrywają się z zaleceniami stawianymi mieszankom samozagęszczalnym. Dodatkowe wymogi jakościowe i ilościowe stawiane składnikom betonów podwodnych uwarunkowane są czynnikami zewnętrznymi (prędkość, ciśnienie i temperatura wody) oraz technologią układania betonu. Zalecane i pożądane właściwości mieszanek UWC pociągają za sobą konieczność zmiany ich składu, który odbiega od dotychczas stosowanego składu mieszanek do wykonywania betonów zwykłych układanych pod wodą. Metodyka badań właściwości świeżej mieszanki betonowej również odbiega od tradycyjnych badań stosowanych w przypadku betonów zwykłych czy hydrotechnicznych. Badanie właściwości 1 Dr hab. inż., Zachodniopomorski Uniwersytet Technologiczny w Szczecinie 141

142 stwardniałego betonu podwodnego w warunkach laboratoryjnych wymaga dodatkowych zabiegów w trakcie przygotowywaniu ciał próbnych, co jest związane z technologią wykonywania betonów podwodnych. Sposób przygotowania próbek do badań cech mechanicznych stwardniałego betonu podwodnego w warunkach laboratoryjnych do chwili obecnej nie został znormalizowany. W referacie przedstawiono podstawowe zalecenia przy ustalaniu składu mieszanek do betonowania podwodnego, ze szczególnym uwzględnieniem stosowanych domieszek i dodatków mineralnych do betonu. Omówiono również metody badań właściwości reologicznych mieszanek UWC. 2. Wymagania dotyczące składników i właściwości mieszanek UWC Podstawowym składnikiem współczesnych mieszanek UWC do betonowania podwodnego obok cementu, kruszywa i wody jest specjalna domieszka do betonów i zaczynów podwodnych, modyfikująca lepkość i zaliczana do grupy tzw. domieszek stabilizujących. Z uwagi na wymogi stawienie mieszankom UWC związane z technologią betonowania i oddziaływaniem środowiska wodnego, projektuje się je jako mieszanki samozagęszczalne, co wymaga stosowania nowej generacji superplastyfikatorów, szczególnie w przypadku betonów podwodnych wysokowartościowych o niskim wskaźniku w/c. W zależności od przeznaczenia konstrukcji (duży udział konstrukcji masywnych i średnio-masywnych oraz elementów gęsto zbrojonych) i przewidywanych warunków jej użytkowania w mieszankach UWC stosuje się również dodatki mineralne takie jak: popioły lotne, pyły krzemionkowe czy granulowany żużel wielkopiecowy, a także domieszki napowietrzające oraz domieszki regulujące czas wiązania. Wymagania jakościowe i ilościowe odnośnie składników do betonów podwodnych nie są sprecyzowane w normach europejskich, jedynie w normach: niemieckiej i austriackiej można znaleźć podstawowe dane odnośnie zawartości cementu, kruszywa i wskaźnika w/s. Bardziej szczegółowe wytyczne w stosunku do składników betonu oraz właściwości reologicznych mieszanek do betonowania podwodnego można znaleźć w normach i instrukcjach amerykańskich i japońskich. Podstawowe wymagania ilościowe w zakresie podstawowych składników, dodatków i domieszek do betonów UWC przedstawiono w tabl. 1. Poniżej omówiono podstawowe składniki do betonów podwodnych Domieszki stabilizujące do betonów podwodnych Zwiększoną odporność na wypłukanie betony podwodne zawdzięczają zastosowaniu domieszek stabilizujących przeznaczonych do betonowania podwodnego. Domieszki te po raz pierwszy do betonów podwodnych zastosowano w Niemczech i Norwegii na początku lat 70-tych dwudziestego wieku [18]. Dały one początek szerokiej grupie domieszek modyfikujących lepkość mieszanki (ang. viscosity modifying admixtures) a przez to je stabilizujących. Rolą tych domieszek jest zapobieganie segregacji składników mieszanki i ograniczenie do minimum strat wypłukania przy betonowaniu, stąd wywodzi się inna nazwa stosowana w literaturze domieszki AWA (ang. antiwashout admixtures). Wzrost lepkości mieszanki jest spowodowany stabilizującym działaniem łańcuchów polimerowych będących składnikiem domieszki. Powodują one wzrost siły przyciągania między składnikami zaczynu cementowego [13]. 142

143 Tablica 1. Podstawowe wytyczne projektowania betonów podwodnych. Japonia Austria Niemcy Składniki i BZ BWW KRAJ USA 1) 2) 3) 4) właściwości Spoiwo [kg] (C+PL+PK) > 350 > 350 0,50-0,55 < 0,6 < 0,6 W/S (woda/spoiwo) 0,4-0,5 0,35-0,40 (BZ) 0,38-0,42 (BWW) W/P (woda/piasek) 0,12-0,14 0,14-0,17 Objętościowy udział kruszywa w 0,37-0,50 0,37-0,50 mieszance Piasek/kruszywo [%] d max [mm] < 37, betony konstrukcyjne < 32 < 32 < betony masywne Opad stożka [mm] >180 >255 po czasie po czasie Opad stożka po t=60 min t=90 min czasie t [mm] > 125 > 125 Rozpływ [mm] > 255 > > 500 > 400 Konstrukcje silnie zbrojone Straty wypłukania [%] < 12 < 8 Popioły lotne (PL)[%] < 20 < 20 < 20 Pyły krzem. (PK)[%] < 6 1) TR INPSl-1. Sept. 1999, US Army Corps of Engineers; 2) JSCE, Recommendations for design and construction of anti-washout underwater concrete, Vol. 19, 1992, 3) DIN ; 4) ÖNORM B Najczęściej stosowanymi składnikami domieszek stabilizujących podwodnych są rozpuszczalne w wodzie polimery, zwłaszcza polisacharydy pochodne celulozy lub skrobi. Jako domieszki stabilizujące stosuje się również inne polimery, na przykład polialkohol winylowy i kopolimery styrenowo-karboksylowe, dozowane do suchych składników mieszanki, najczęściej w ilości od 0,8 do 1,5 % masy cementu [9]. Ilość domieszki stabilizującej do betonu należy dobrać w taki sposób, aby ograniczyć do minimum straty wypłukania mieszanki w trakcie betonowania przy zachowaniu właściwości reologicznych mieszanki umożliwiających układanie betonu. Skuteczność działania domieszek AWA jest tak duża, że straty wypłukania w trakcie betonowania można ograniczyć nawet dziesięciokrotnie (rys.1). 143

144 Straty wypłukania [%] % 0,8% 1,0% 1,25% 1,5% Zawartość domieszki [% masy cementu] Rys.1. Wpływ ilości domieszki stabilizującej na straty wypłukania mieszanki betonowej Według wytycznych amerykańskich [19] straty wypłukania mieszanki UWC nie powinny przekraczać 12% masy całkowitej - dla betonów zwykłych i 8% - dla betonów wysokowartościowych. Inną metoda kontroli spójności składników mieszanki UWC jest tzw. bleeding test (wg ASTM C232-07). Dla zwykłych mieszanek UWC, ilość odsączonej wody (wynik uzyskany metodą A wg ASTM C232) powinna być mniejsza od 2%, a w przypadku mieszanek wysokowartościowych poniżej 0,5%. Wraz ze wzrostem domieszki stabilizującej w mieszance pogarszają się jej właściwości samozagęszczalne: zmniejsza się rozpływ (rys.2) i pogarsza się przepływ przez zbrojenie (rys. 3). W celu utrzymania wymaganych właściwości reologicznych mieszanek UWC należy stosować domieszki redukujące ilość wody w mieszance (domieszki upłynniające). Zastosowanie domieszki kompleksowej, która łączy w sobie działanie domieszek stabilizującej i upłynniającej, w dużym stopniu ułatwia projektowanie składu mieszanek do betonowania podwodnego. Domieszki kompleksowe do betonów podwodnych występujące najczęściej w postaci drobno zmielonego szarego proszku, dodawane są do mieszanki betonowej w ilości ok kg/m 3, jako ostatni składnik i wymagają wydłużenia czasu mieszania o około min. Wzrost zawartości domieszki kompleksowej w mieszance UWC powoduje tylko nieznaczny spadek urabialności mieszanki UWC, która zachowuje nadal swoje właściwości samozagęszczalne. Wraz ze wzrostem ilości domieszki kompleksowej w betonie podwodnym obserwuje się wzrost wytrzymałości na ściskanie [10]. 144

145 Rozpływ [cm] Czas badania [min.] Zawartość domieszki 0% 0,80% 1,00% 1,25% 1,50% Rys. 2. Wpływ ilości domieszki stabilizującej na rozpływ mieszanek UWC Stosunek wysokości H 1 /H 2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 0,80% 1,00% 1,25% 1,50% Zawartość domieszki [% masy cementu] Rys. 3. Wpływ ilości domieszki stabilizującej na przepływ mieszanki przez zbrojenie w aparacie L-box 145

146 Zastosowanie domieszki stabilizującej do betonów podwodnych powoduje wzrost wytrzymałości na ściskanie w stosunku do betonu niemodyfikowanego (rys. 4). Obserwuje się również wzrost wytrzymałości na rozciąganie i modułu sprężystości oraz nasiąkliwości wagowej, jednak zmiany te nie są tak znaczne jak w przypadku wytrzymałości na ściskanie. Europejskie wytyczne w zakresie domieszek stabilizujących do betonów podwodnych zawarto w dokumencie EFNARC [4]. Wytrzymałość na ściskanie f c,28 [MPa] ,0% 0,8% 1,0% 1,25% 1,50% Zawartość domieszki [% masy cementu] Rys. 4. Wpływ ilości domieszki stabilizującej na 28-dniową wytrzymałość na ściskanie próbek betonowych formowanych i dojrzewających pod wodą 2.2. Domieszki upłynniające W celu uzyskania betonu podwodnego zwykłego, odpornego na segregację i wypłukiwanie składników w trakcie układania mieszanki i po wbudowaniu, wystarczy zastosowanie domieszek uplastyczniających, tzw. plastyfikatorów. Jednak aby beton posiadał właściwości samozagęszczalne konieczne jest zastosowanie domieszek upłynniających (silnie redukujących ilość wody w mieszance) tzw. superplastyfikatorów. Domieszki upłynniające są niezbędnym składnikiem betonów podwodnych wysokich wytrzymałości, bowiem przy niskim wskaźniku woda-spoiwo (w/s=0,35-0,40) uzyskanie wymaganej płynności mieszanki przy konieczności stosowania domieszki stabilizujacej jest niezwykle trudne. Ze względu na efektywność działania oraz na wymagany długi okres utrzymania płynności mieszanki w czasie (czas utrzymania konsystencji z uwagi na dużą odległość miejsca wbudowania betonu od wytwórni może dochodzić nawet do 10 godzin) stosowane są głównie suplastyfikatory drugiej generacji na bazie: polikarboksylanów, sieciowanych żywic akrylowych i kopolimerów kwasu akrylowego. W przypadku betonów 146

147 podwodnych niezwykle istotna jest zależność pomiędzy upłynnieniem mieszanki superplastyfikatorem od temperatury mieszanki, oraz zmiany czasów wiązania. Z uwagi na stosowanie domieszek stabilizujących należy bezwzględnie zweryfikować doświadczalnie kompatybilności z zastosowanym superplastyfikatorem. Ocenę współdziałania obu domieszek należy przeprowadzać na zaprawach normowych lub mieszankach (wg PN-EN i PN-EN 934-2) bowiem badania na zaczynach nie dają miarodajnych wyników Dodatki mineralne Skład mieszanek UWC cechuje duża ilość spoiwa, w tym głównie cementu. Minimalna ilość spoiwa do betonów podwodnych wg zaleceń normowych różnych krajów podano w tabl. 1. W zależności od projektowanej klasy zwykłego betonu podwodnego ilość cementu waha się w granicach od 350 do 500 kg. Dla betonów podwodnych wysokowartościowych zawartość cementu w mieszance jest bardzo wysoka i wynosi od 450 do 550 kg na m 3 mieszanki, a w niektórych przypadkach może przekroczyć nawet 600 kg [8]. W wysokowartościowych betonach podwodnych z uwagi na poprawę właściwości reologicznych mieszanki a także ze względów ekonomicznych coraz częściej stosuje się różne dodatki mineralne. Pyły krzemionkowe stosowane do betonów podwodnych dozowane są w ilościach nie przekraczających 8% masy cementu [12]. Dodatek pyłów krzemionkowych zmienia właściwości reologiczne mieszanki, powoduje zwiększenie spoistości i zmniejszenie urabialności mieszanki, co skutkuje podwyższeniem wodożądności, z drugiej strony zapobiega segregacji składników, a zwłaszcza wydzielaniu (odsączaniu) wody. Dlatego pyły krzemionkowe stosowane są jako domieszka stabilizująca w wysokowartościowych betonach podwodnych. Popioły lotne stosowane do betonów podwodnych jako dodatek mineralny typu II powinny spełniać wymagania zawarte w normie PN-EN 450. Zalecana przez American Concrete Institute (ACI 546-2R-98) ilość popiołów lotnych stosowana do betonów podwodnych nie powinna przekraczać 20% całości spoiwa. Do mieszanek UWC stosuje się popioły lotne krzemionkowe, które wydatnie poprawiają urabialność (pompowalność) mieszanki betonowej (rys. 5). Mieszanki UWC z popiołami lotnymi wykazują większą spoistość oraz mniejszą tendencję do odsączania wody. Obserwuje się również poprawę cech mechanicznych betonów modyfikowanych popiołami lotnymi. Wytrzymałość na ściskanie betonów z zawartością do 30% popiołów lotnych krzemionkowych po 96 dniach twardnienia jest wyższa niż wytrzymałość betonu bez dodatku popiołów. Obserwuje się również poprawę odporności na zużycie erozyjne. Znaczne pogorszenie cech mechanicznych betonów podwodnych zanotowano dla dużej zawartości popiołów krzemionkowych (przy zamienniku cementu popiołami lotnymi w ilości 50% do 70% [16, 17]. Popioły lotne z palenisk fluidalnych poprawiają właściwości mechaniczne betonów podwodnych jednak powodują znaczne pogorszenie urabialności mieszanki betonowej już w przypadku niewielkiej ilości dodatku do betonu (10-20%). Niestabilność składu chemicznego oraz niesprecyzowane oddziaływania korozyjne wykluczają w obecnym etapie badań zastosowanie popiołów lotnych fluidalnych do betonów podwodnych. 147

148 Czas przepływu [s] Czas badania [min.] Zawartość popiołów lotnych 0% 20% 30% 40% 50% Rys. 5. Wpływ zawartości popiołów lotnych w mieszance UWC na czas przepływu przez lejek V-funnel w funkcji czasu badania 3. Podstawy projektowania składu betonów podwodnych Z punktu widzenia projektowania składu betony podwodne stawiają przed technologiem znacznie większe wymagania niż tradycyjne betony zwykłe. Wynika to między innymi z następujących czynników i uwarunkowań: mieszanka do betonowania podwodnego składa się ze znacznie większej liczby składników niż trzy, jak to występuje w przypadku betonu zwykłego. Liczba składników mieszanki, szczególnie dla betonów podwodnych wysokowartościowych może dochodzić nawet do dziesięciu komponentów, przykładowo: kruszywa składającego się z trzech frakcji, cementu, wody, pyłów krzemionkowych, popiołu lotnego, domieszki stabilizującej podwodnej, domieszki upłynniającej i domieszki napowietrzającej. czynniki środowiskowe, w których układana jest mieszanka betonowa mają decydujący wpływ na jej projektowane właściwości reologiczne. Wymagania związane ze środowiskiem betonowania, tj.: głębokość posadowienia, szybkość przepływu wody, odległość od miejsca produkcji mieszanki, metoda i sprzęt do podawania mieszanki na równi z cechami wytrzymałościowymi wpływają na jakościowy i ilościowy dobór składników. 148

149 z uwagi na dużą liczbę składników mieszanki ich dobór jakościowy i ilościowy jest niezwykle skomplikowany. Najtrudniejszym zagadnieniem jest dobór właściwych domieszek: stabilizującej i domieszki upłynniającej, są to bowiem domieszki o przeciwstawnym działaniu. Im mniejsza jest lepkość mieszanki (mniejsza ilość domieszki podwodnej) tym większa jest prędkość rozpływu (lepsze właściwości samozagęszczalne), ale większa podatność na segregację składników i wypłukiwanie mieszanki w trakcie betonowania. betony podwodne projektuje się najczęściej jako mieszanki samozagęszczalne z uwagi na brak możliwości zagęszczania mieszanki lub wysokie koszty tego zagęszczania. Przy optymalnym doborze składników mieszanki UWC właściwości samozagęszczalne pozwalają na uzyskanie betonu o pożądanej wytrzymałości i umożliwiają z uwagi na konsystencję układanie mieszanki za pomocą pomp oraz szczelne wypełnienie deskowania. Najczęściej stosowaną metodą projektowania składu betonu podwodnego jest podobnie jak dla betonów samozagęszczalnych doświadczalna metoda kolejnych przybliżeń. Pierwszy etap projektowania polega na określeniu z warunku wytrzymałości wartości wskaźnika w/c w oparciu o właściwości stosowanego cementu, dodatków mineralnych oraz kruszywa. Projektowana wytrzymałość na ściskanie jest w dalszym ciągu podstawowym parametrem kształtującym skład mieszanki UWC na wstępnym etapie projektowania, jednakże dobór ilościowy i jakościowy poszczególnych składników betonu podwodnego dokonywany jest w oparciu o wymagania stawiane mieszance betonowej. Zależności między czynnikami zewnętrznymi a składnikami mieszanki UWC przedstawiono schematycznie na rys. 6. Coraz częściej na etapie wstępnego projektowania składu mieszanek UWC, podobnie jak i innych wieloskładnikowych kompozytów betonowych, stosuje się metody optymalizacji statystycznej. Statystyczno-eksperymentalna optymalizacja wielokryterialna znajduje praktyczne zastosowanie w projektowaniu mieszanek do betonowania podwodnego z uwzględnieniem cech mechanicznych stwardniałego betonu oraz właściwości reologicznych projektowanych mieszanek [10]. Zastosowanie sztucznych sieci neuronowych (SSN) w projektowaniu mieszanek UWC wymaga bardzo dużej liczby prób testujących do budowy modelu neuronowego. Próby zastosowania SSN w projektowaniu mieszanek UWC i SCC przedstawiono w pracach [6, 11, 15]. 4. Metody badań właściwości reologicznych mieszanek UWC Do oceny urabialności mieszanek UWC w praktyce stosowanych jest wiele specjalnych urządzeń i metod badawczych, na podstawie których ocenić można reologiczne właściwości zapraw i mieszanek a opracowane kryteria pozwalają na podstawie testów zaklasyfikować je jako samozagęszczalne [5, 7]. Najczęściej stosowane testy do oceny właściwości reologicznych mieszanek UWC są powszechnie stosowane w badaniach mieszanek SCC. Jednak przyjęte przez wytyczne europejskie [5] wymagania co do podstawowych metod i klas nie zawsze się pokrywają, a w przypadku segregacji składników nie stosuje się testu przesiewu lecz oznaczanie strat wypłukania mieszanki, tzw. washout test [1, 2]. W tablicy 2 zestawiono podstawowe testy stosowane do badań właściwości reologicznych mieszanek UWC. 149

150 Wytrzymałość i czas użytkowania Korozja chemiczna Temperatura Metoda zagęszczania Warunki betonowania Wytrzymałość charakterystyczna Jakość i rodzaj cementu Domieszki Urabialność Odporność na wymywanie Wytrzymałość średnia W/C W/K Kruszywo: właściwości, uziarnienie, tekstura Kontrola jakości Ilość cementu Ilość wody Ilość kruszywa Skład mieszanki Beton recepturowy Rys. 6. Zależności uwzględniane w projektowaniu mieszanek UWC (na podstawie [14]) 150

151 Tablica 2. Podstawowe testy doświadczalne do badań właściwości reologicznych samozagęszczalnych mieszanek UWC. Cecha Metoda Parametr pomiarowy Rozpływ (Slump-Flow) Lepkość (Viscosity) Stożek Abramsa Maksymalna średnica rozpływu Stożek Abramsa Czas rozpływu T 500 V-funnel Czas wypływu t Przepływ przez zbrojenie (Passing Ability) Odporność na wypłukanie (Washout resistance) L-box Stosunek wysokości H /H 2 1 Maksymalna średnica J-ring rozpływu, współczynnik blokowania B J Washout test Procentowy ubytek masy mieszanki D Odporność na wypłukanie mieszanki oznacza się metodą amerykańską opisaną w instrukcji CRD-C 61-89A [2]. Metoda ta pozwala na określenie ilości wypłukanego zaczynu cementowego w trakcie kontaktu mieszanki z wodą. Urządzenie składa się z pionowo zamocowanej plastikowej rury o długości 2000 mmm i średnicy wewnętrznej 190 mm. Badaną mieszankę umieszcza się w stalowym walcowym pojemniku o perforowanych ściankach (średnica otworów 3 mm). Wymiary pojemnika wynoszą: średnica mm, wysokość mm. Mieszankę zagęszcza się stalowym prętem o średnicy 10 mm i długości 300 mm. Do pojemnika przymocowuje się sznur o długości 2,5m (rys. 7). Procedura wykonania badania washout test jest następująca: 1. Wypoziomować rurę i wypełnić ją wodą do wysokości mm. 2. Określić masę pustego pojemnika i włożyć próbkę świeżej mieszanki o masie lekko przekraczającej 2000g. 3. Prętem stalowym zagęścić mieszankę ubijając 10 razy a następnie uderzyć razy w bok pojemnika. Wyczyścić ścianki pojemnika z wyciekającej mieszanki. Określić i zapisać masę początkową mieszanki betonowej - M i. Masa powinna wynosić 2000 g ± 20 g. 4. Przytwierdzić sznur do pojemnika. Włożyć go do rury i obniżyć tak by dno miało kontakt z wodą. 5. Puścić swobodnie pojemnik z mieszanką i po odczekaniu 15 sekund, wyciągnąć do góry w czasie około 5 sekund. Pozostawić pojemnik do obcieknięcia przez 2 minuty, lekko przechylając na bok i pozwalając na wycieknięcie wody. Określić masę pozostałej mieszanki - M f. 6. Wykonać tę procedurę 3 razy na tej samej próbce mieszanki, za każdym razem określając masę M f. Wynikiem badania jest procentowy ubytek masy próbki D wyznaczony po każdej z trzech prób: D M i M M i f

152 Rys. 7. Urządzenia stosowane w washout test [1] Metoda washout test jest od 2006 roku stosowana w USA do oceny domieszek stabilizujących do betonów podwodnych - specyfikacja CRD-C [3]. 5. Podsumowanie Podstawowy wpływ na rozwój technologii betonów podwodnych związany jest z rozwojem gospodarczym i urbanistycznym krajów nadmorskich. Rozwój przemysłu wydobywczego paliw płynnych doprowadził do rozwoju technologii betonowania podwodnego w krajach budujących platformy wiertnicze (Norwegia, Szwecja). W USA siłą motoryczną do rozwoju tej technologii była konieczność naprawy budowli hydrotechnicznych takich jak wielkie tamy i zapory. W Japonii technologia betonowania podwodnego ściśle powiązana jest z rozwojem technologii betonów samozagęszczalnych znalazła zastosowanie przy budowie mostów i tuneli. Niemcy jako prekursor w konstrukcjach betonowanych pod wodą realizują z powodzeniem różnego rodzaju konstrukcje i obiekty budownictwa lądowego, których elementy narażone są na kontakt z wodą (fundamenty, tunele, zbiorniki i garaże podziemne itp.). W Polsce betony podwodne w większości przypadków stosuje się nadal do naprawy istniejących konstrukcji. Technologia betonów podwodnych rozwija się w dwóch zasadniczych kierunkach: 1. Materiałowym poszukiwanie takich domieszek chemicznych, które pozwalają zapewnić wykonanie dobrego, samozagęszczalnego betonu podwodnego, nie ulegającego wypłukiwaniu w trakcie betonowania, a jednocześnie charakteryzującego się znacznie większą trwałością w stosunku do tradycyjnego betonu zwykłego. Drugim kierunkiem jest wykorzystanie dodatków mineralnych jako spoiwa, tak by ograniczyć znaczną ilość cementu stosowaną w betonach UWC przy zachowaniu ich właściwości reologicznych i mechanicznych. 2. Technologia betonowania konstrukcji poszukiwanie i udoskonalenie istniejących technologii betonowania pod wodą, tak by maksymalnie ograniczyć straty wypłukania i skrócić czas wykonywania konstrukcji. 152

153 Literatura [1] Chanah N., Tho T.Q., Trung L.: Design and construction of antiwashout underwater concrete. The 3rd ACF International Conference ACF/VCA on Sustainable Concrete Technology and Structures in Local Climate and Environment Conditions. Nov , Ho Chi Minh City, Vietnam, [2] CRD-C 61-89A: Test Method for Determining Resistance of Freshly-Mixed Concrete to Washout in Water. US Army Corps of Engineers Standards, [3] CRD-C : Specification for Antiwashout Admixtures for Concrete. US Army Corps of Engineers Standards, March [4] EFNARC: Guidelines for viscosity modifying admixtures for concrete. September 2006, 11. [5] EFNARC: The European Guidelines for Self-Compacting Concrete. Specifications, Production and Use, May 2005, 63. [6] El-Chabib H,. Nehdi M., Sonebi M.: Arctifical Intelligence Model for Flowable Concrete Mixtures Used in Underwater Construction and Repair. ACI Materials Jourmal, No 2, 2003, [7] Japan Society of Civil Engineers: Recommendations for design and construction of anti-washout underwater concrete. Concrete Library of JSCE, Vol. 19, [8] Horszczaruk E.: Betony podwodne. Przegląd Budowlany, Nr 10, 2005, [9] Horszczaruk E.: Domieszki i dodatki do betonów podwodnych. Materiały Budowlane, Nr 3, 2009, [10] Horszczaruk E., Łukowski P.: Betony podwodne badania i dobór składu. Inżynieria i Budownictwo, Nr 5, 2009, [11] Horszczaruk E., Pietrusewicz K.: Zastosowanie sztucznych sieci neuronowych w modelowaniu składu mieszanki betonów podwodnych. Inżynieria i Budownictwo, Nr 5, 2005, [12] Khayat K.H., Gattoui M., Nmai C.: Effect of silica fume and flay ash replacement on stability and strength of fluid concrete containing anti-washout admixture. Superplasticizers and Other Chemical Admixtures in Concrete. 5 th International CANMET/ACI Conference, SP-173, ACI, Farmington Hills, 1997, [13] Łukowski P.: Domieszki do zapraw i betonów. Polski Cement, Kraków, [14] McLeish A.: Underwater concreting and repair, Halsted Press, New York [15] Nehdi M., El-Chabib H., El-Naggar M.H.: Predicting performance of selfcompacting concrete mixtures using artificial neural networks. ACI Materials Journal, No 5, 2001, [16] Pei-wei G. i inn.: Effect of fly ash on the properties of environmentally friendly dam concrete. Fuel, Vol. 86 (2007), [17] Siddique R.: Effect of fine aggregate replacement with Class F fly ash on the abrasion resistance of concrete. Cement and Concrete Research, Vol. 33, 2003, [18] Tegelaar R., Giesbrecht P.: Unterwasserbeton. Bohrpfahlbeton. Verlag Bau + Technik GmbH, Dusseldorf, [19] Yao S. X., Berner D.E., Gewerick B.C.: Assessment of underwater concrete technologies for in-the wet construction of navigation structures. U.S. Army Corps of Engineers Publication, ERDC Technical Report INP-Sl-1,

154 SELF-COMPACTING UNDERWATER CONCRETE Summary The fundamental recommendations for the proportioning of underwater concrete mixtures, from special regard of applied admixtures and mineral additives are presented in this paper. The methodology of investigation of fresh concrete rheological parameters are discussed also. 154

155 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Grzegorz Cygan 1 WPŁYW TEMPERATURY NA DZIAŁANIE DOMIESZEK ZWIĘKSZAJĄCYCH LEPKOŚĆ 1. Wstęp Stabilność (odporność na segregację składników) mieszanki betonu samozagęszczalnego jest zagadnieniem kluczowym, przekładającym się na jakość betonu samozagęszczonego. Odpowiednią lepkość a tym samym odporność na segregację, uzyskiwać można poprzez stosowanie znacznych ilości pyłów, co przekładać się może na zwiększony skurcz betonów samozagęszczonych. Taka mieszanka nie posiada odporności na segregację wywołaną zmianami jakościowymi bądź ilościowymi w składzie, nie wielka zmiana w wilgotności piasku, kruszywa, pociąga za sobą segregację lub w najlepszym wypadku bleeding, czyli samorzutny wyciek wody. Domieszki zwiększające lepkość są stosowane w europie od kilku dekad. Dominowały w technologii zapraw tynkarskich, murarskich wszędzie tam gdzie było konieczne zapobieżenie nadmiernej adsorpcji wody przez podłoże. Świeżo położony tynk, przy swej znacznej powierzchni i niewielkiej grubości jest szczególnie podatny na to zjawisko. Prowadzi to do powstania siatki spękań, do obniżenia wytrzymałości oraz do obniżenia przyczepności wyprawy tynkarskiej do podłoża. Środki zwiększające retencję wody takie jak polisacharydy (skrobii bądź celulozy) dobrze odnajdują sie w roli zwiększających lepkość. W [1] wykazano, że pochodna polisacharydów zawierająca grupę jonową i hydrofobową zwiększa lepkość zaczynu cementowego. W mieszankach do torkretowania dodatek polisacharydów powoduje lepszą pompowalność mieszanki i łatwiejsze jej natryskiwanie [2] i [3]. Według Hayakawy i Soshirody [4] dodatek celulozy zwiększa przyczepność pomiędzy zaczynem cementowym a ziarnami kruszywa. Należy mieć również na uwadze wpływ polisacharydów na proces hydratacji cementu, zwłaszcza na wczesną jej fazę. Według [5] Polisacharydy opóźniają proces wiązania cementu, a stopień opóźnienia zależy od ich rodzaju. Na efektywność domieszek o różnym przeznaczeniu, wpływ ma również temperatura w jakiej są stosowane. W pracy [6] wykazano, że skuteczność kombinacji mieszanek składającej się z superplastyfikatora o 1 Mgr inż. Politechnika Śląska, grzegorz.cygan@polsl.pl 155

156 bazie polikarboksylowej, domieszki zwiększającej lepkość (VA) na bazie metylocelulozy i środka redukującego skurcz, jest silnie uzależniona od temperatury. Badań dotyczących wpływu temperatury na skuteczność domieszek VA jest relatywnie mało. W niniejszej pracy określono wpływ temperatury na skuteczność działania jednej z dostępnych domieszek zwiększających lepkość. 2. Plan i metodyka badań Przedmiotem badań były właściwości reologiczne zapraw cementowych. Badano je w czasie 90 minut w odstępach 30 minutowych w trzech temperaturach 10, 20 i 30 C. Zaprawy cementowe wykonano z użyciem cementu portlandzkiego CEM I 42,5 R i piasku normowego (skład przedstawiono w tablicy 1). Do zapraw dodawano superplastyfikator w ilości, przy której następowała segregacja. Następnie zaprawy o wysokiej skłonności do segregacji były wykonywane z domieszką zwiększającą lepkość. Zbadano również zaprawy z samym superplastyfikatorem, dobranym w takiej ilości by granica płynięcia była zbliżona do zapraw z superplastyfikatorem i domieszką zwiększającą lepkość. Tablica. 1. Skład badanych zapraw cementowych. składnik Z1 Z2 Z3 Z4 Z5 CEM I 42,5R PLW Piasek normowy Woda 202,5 202,5 202,5 202,5 202,5 SP 9,0 g 9,0 g 4,5 g 9,0 g 9,0 g (2% m.s) (2% m.s) (1% m.s) (2% m.s) (2% m.s) VEA 0 6,75 6, (1,5%m.s) (1,5%m.s) Zaprawy były przygotowane w ten sposób by w chwili badania reometrycznego miały założoną temperaturę, wiązało się to z koniecznością ogrzewania bądź schładzania składników. W czasie badania RTU temperatura była utrzymywana za pomocą urządzenia termostatującego pojemnik z próbką zaprawy (rys.1.). Rys. 1. Wiskomat NT wraz z układem termostatującym Rys.2. Procedura reometrycznego testu urabialności 156

157 Na Rys. 2. Przedstawiono graficzny zapis przyjętej procedury reometrycznego testu urabialności (RTU). Ostatnie 90 s. badania jest najbardziej istotne zmniejszająca się prędkość obrotowa pojemnika z zaprawą przekłada się na zmniejszający się opór (moment obrotowy) na sondzie pomiarowej. Na tej podstawie, z pomocą odpowiedniego modelu wyznaczane są parametry reologiczne zapraw. 2.1 Charakterystyka materiałów użytych w badaniach. Zaprawy wykonano z użyciem cementu CEM I 42,5 R z cementowni Górażdże, upłynniając je superplastyfikatorem VC firmy Sika. Zastosowano środek zwiększający lepkość (VEA) Rheomatrix 100 firmy BASF. Jest to wodny roztwór syntetycznych kopolimerów o wysokiej masie cząsteczkowej. Jego zastosowanie pozwala ograniczyć, bądź wyeliminować zjawisko segregacji i bleedingu, bez nadmiernej utraty płynności. Szczególnie zalecany jest w przypadku mieszanek o wysokim stosunku w/c i ubogich we frakcje pylaste. Nazwa handlowa Rheomatrix 100 Typ Środek zwiększający lepkość Tablica 2. Charakterystyka domieszek. Gęstość Baza [g/cm 3 ] Kopolimer syntetyczny Odczyn ph 1,0-1,2 6-9 VC Superplastyfikator Polimer 1,105 7,0 Postać Brązowa ciecz Jasnożółta ciecz W zaprawach zastępowano część cementu mielonym popiołem lotnym wapiennym, pochodzącym z jednej z krajowych elektrociepłowni opalanej węglem brunatnym, którego przybliżony skład chemiczny podaje tablica 3. Tablica 3. Przybliżony skład chemiczny popiołu lotnego wapniowego użytego w badaniach Str. CaO CaO Składnik praże SiO 2 Al 2O 3 Fe 2O 3 MgO SO całk. wolne 3 Na 2O K 2O nia Zawartość 2,1 42,8 17,5 4,4 23,4 4,1 0,9 4,3 0,1 0,3 3. Wyniki badań i ich omówienie Parametry reologiczne zapraw wyznaczano za pomocą modelu Binghama, który jest szczegółowo opisany w pracy [4]. W tablicy przedstawiono wartości parametrów g i h zapraw, parametr g odpowiada granicy płynięcia, (charakteryzuje obciążenie przy którym mieszanka zaczyna płynąć) parametr h odpowiada lepkości plastycznej (informuje nas ona o prędkości płynięcia mieszanki pod zadanym obciążeniem). 157

158 Z5 Z4 Z3 Z2 Z1 Tablica 3. Wyniki badań reometrycznych. Temperatura 10 C 20 C 30 C czas g h g h g h 5 16,01 16,35 9,21 13,15 13,64 16, ,65 15,09 9,84 14,51 11,26 16, ,31 16,26 8,89 12,98 12,33 16, ,33 16,21 9,27 13,10 14,75 16, ,9 12,03 16,73 17,44 23,17 19, ,77 13,98 14,89 15,96 19,29 20, ,99 16,08 14,05 16,99 17,53 20, ,65 17,19 13,32 16,40 17,98 15, ,09 15,00 14,89 15,02 21,44 14, ,27 14,9 15,15 14,35 25,00 15, ,74 15,11 18,17 15,98 44,67 13, ,59 17,03 19,54 15,77 83,48 3, ,11 15,66 11,235 18,13 8,93 16, ,49 16,87 12,76 17,87 9,42 17, ,12 16,76 13,505 18,84 13,42 16, ,84 16,7 14,365 19,06 16,18 15, ,81 20,4 18,03 21,25 17,54 20, ,13 19,95 16,02 22,47 17,26 20, ,97 19,97 15,25 22,74 16,55 18, ,72 21,07 17,84 23,83 18,38 19,50 Rys.1. Wpływ temperatury na wartość parametru g zapraw, mierzonej w 30 minucie od chwili dodania wody. 158

159 Rysunek 1 przedstawia zmianę wartości parametru g zapraw, wywołaną rosnącą temperaturą. Zaprawa Z1 to zaprawa z maksymalną dawką superplastyfikatora (VC 5-600, 2% m.s.). Tak duża ilość upłynniacza spowodowała segregację zaprawy. Gdy temperatura zaprawy wynosi 20 i 30 C to charakteryzuje się zbliżoną wartością granicy płynięcia, w temperaturze 10 C jej wartość jest najwyższa. Zaprawa Z2, która różni się od zaprawy Z1 tym, że zastosowano środek zwiększający lepkość (Rheomatrix 100 w ilości 1,5% m.s.) posiada wyższą wartość parametru g w całym zakresie badanych temperatur. W temperaturze 10 C różni się o 14 %, w 20 C o 50%, a w temperaturze 30 C parametr g dla zapraw Z1 i Z2 różni się o 70 %. Zastosowanie środka zwiększającego lepkość bardzo dobrze wpłynęło na stabilność zaprawy nie wykazywała ona żadnej tendencji do segregacji ani nawet bleedingu (Rys.2.) W przypadku zaprawy Z1 wyraźnie widać ok. 2 ml wody, oraz niejednolitą barwę zaprawy. Zaprawa Z2 z domieszką VA charakteryzuje się jednolitym kolorem i brakiem zjawiska wydzielania wody na powierzchni zaprawy. Zaprawa Z3 to zaprawa o tak dobranej ilości superplastyfikatora, by wartość jej parametru g mierzonego w temperaturze 20 C była zbliżona do wartości parametru g zaprawy Z2. W zaprawie Z3 zastosowano 4,5 g SP VC (t.j. 1% m.s.), zaprawa Z2 posiadała w swym składzie 9,0 g SP VC5-600 i 6,75 g VEA Rheomatrix 100 (odpowiednio 2 i 1,5% m.s.). W 30 minucie i w temperaturze 20 C wartości parametrów g i h zapraw Z2 i Z3 wynosiły: g Z2 = 14,89 Nmm, g Z3 =15,15 Nmm; h Z2 = 15,96 Nmms, h Z3 =14,35 Nmms. Widać, że pod względem reologicznym w temperaturze 20 C, są to zaprawy bardzo zbliżone. Należy nadmienić, że pod względem stabilności zaprawy Z2 i Z3 znacząco się różniły. Zaprawa Z2 to zaprawa bez skłonności do segregacji, zaprawa Z3 już taką skłonnością się charakteryzowała. W temperaturze 10 C zaprawa Z3 charakteryzuje się podobną wartością parametru g jak w temperaturze 20 C, 14,27 wobec 15,15 Nmm. Dla zaprawy Z2 mamy g=14,89 dla 20 C i g=16,77 dla 10 C, zmiana temperatury zaprawy z 20 do 10 C, spowodowała wzrost granicy płynięcia o 12%. Wzrost temperatury do 30 C wyraźniej wpływa na wartość granicy płynięcia zapraw Z2 i Z3. Dla zaprawy Z2 (ze środkiem zwiększającym lepkość i superplastyfikatorem) wzrost temperatury z 20 na 30 C powoduje wzrost granicy płynięcia o 30 %, a dla zaprawy Z3 (z samym superplastyfikatorem) notujemy wzrost o 65 %. Dodanie środka zwiększającego lepkość zmniejsza w tym wypadku wpływ temperatury na wzrost granicy płynięcia, i co równie ważne uodparnia zaprawę na segregację w całym zakresie badanych temperatur. Zaprawy Z4 i Z5 to zaprawy, w których zastosowano taką samą kombinację domieszek jak w zaprawach Z1 i Z2, oraz dokonano podmiany części cementu mielonym popiołem lotnym wapiennym w ilości 20 %. Zaprawa Z4 to zaprawa bez domieszki zwiększającej lepkość, wykazująca segregację. Wartości granicy płynięcia są zbliżone do wartości granicy zaprawy Z1 bez dodatku popiołu lotnego wapiennego. Dodanie środka zwiększającego lepkość do zaprawy Z5 wyeliminowało segregację, i podwyższyło granicę płynięcia. Granica płynięcia zaprawy Z5 nie zmienia się istotnie wraz ze wzrostem temperatury pomiędzy temperaturą 10 C a 30 C, zanotowano wzrost o 15%. Porównując zaprawy Z2 i Z3 podobne reologicznie widzimy korzystne współdziałanie domieszek upłynniających i zwiększających lepkość. W przypadku zaprawy Z2 mamy zapewnioną stabilność, odporność na segregację i niewrażliwość na działanie temperatur w początkowych 90 minutach, przy podobnych właściwościach reologicznych do zaprawy Z3. Zaprawa Z3 przy podobnej lepkości i wartości granicy płynięcia ulega segregacji szybko traci swą urabialność, zwłaszcza w podwyższonej temperaturze 159

160 Rys. 2. Próbki zapraw w cylindrach pomiarowych o pojemności 500cm 3. Nr 1 zaprawa Z1, nr 2 zaprawa Z2 Rys. 2. Wpływ temperatury na wartość parametru h zapraw, mierzonej w 30 minucie od chwili dodania wody. Lepkości plastyczne zapraw Z1 i Z3 są do siebie zbliżone w całym zakresie badanych temperatur. Nadmiar uwolnionej przez superplastyfikator wody (uwidoczniony segregacją) powoduje że zaprawy te są mało wrażliwe na zmiany temperatury. Zastąpienie cementu popiołem lotnym wapiennym w ilości 20 % zwiększa lepkość plastyczną zapraw (Zaprawa Z4 w porównaniu do zaprawy Z1). Nie jest widoczny wpływ temperatury na lepkość plastyczną w przypadku zaprawy Z4, również ona była podatna na segregację uwolniony nadmiar wody jest niejako wykorzystywany na kompensowanie możliwych zmian wywołanych temperaturą. Dodanie środka zwiększającego lepkość pozwoliło wyeliminować segregację i zwiększyło lepkość plastyczną zapraw. W przypadku zapraw Z4 i Z5 (z popiołem lotnym wapniowym) nie ma wyraźnego wpływu temperatury na lepkość plastyczną, choć w obu przypadkach w temperaturze 20 C osiąga ona wartość maksymalną. Lepkość plastyczna zaprawy Z2, w której spoiwem był cement portlandzki 160

161 CEM I 42,5R, i w której zastosowano domieszkę VA rośnie wraz ze wzrostem temperatury pomiędzy 10 a 30 C, zmienia się o 30 %. Rysunki 3,4 przedstawiają zmiany wartości granicy płynięcia i lepkości plastycznej wywołane czasem, mierzone w 5, 30, 60 i 90 minucie od chwili dodania wody. a) b) c) Rys. 3. Wpływ czasu na granicę płynięcia zapraw mierzony w temperaturze 10 (a), 20 (b) i 30 C (c). Zaprawy w których zaobserwowano segregację (Z1, Z4), nie wykazują wyraźnych zmian granicy płynięcia wraz z upływem czasu. Nadmiar superplastyfikatora, pozwala na niwelowanie wpływu czasu. Należy wiązać to z mechanizmami działania superplastyfikatorów. Niezaadsorbowany na powierzchni ziaren cementu superplastyfikator, pozostaje w rezerwie, podtrzymując efekt zawady sterycznej. Zaprawa Z3, która w swym składzie posiadała najmniej superplastyfikatora (1% m.s.) charakteryzuje się największym wzrostem granicy płynięcia spowodowanym upływem czasu. Dzieje się tak dlatego, że cząsteczki upłynniacza są wiązane przez produkty reakcji hydratacji, którego nie wystarcza na zdyspergowanie cząsteczek żelującego zaczynu 161

162 cementowego. Utrata urabialności jest tym większa im wyższa jest temperatura zaprawy jak i otoczenia. Dodatek środków VA (Z2 i Z5) powoduje początkowo wzrost granicy płynięcia, zwłaszcza w temperaturze 10 C. Wraz z upływem czasu wartość granicy płynięcia zapraw ze stabilizatorem osiąga podobny poziom co zapraw bez domieszki zwiększającej lepkość. Lepkość zapraw po dodaniu VA, co oczywiste ulega zwiększeniu (dla przykładu Z4 wobec Z5). Nie stwierdzono istotnego wpływu czasu na wartości lepkości plastycznej zapraw z domieszkami VA. Przez 90 minut, utrzymują się one na stałym poziomie, nie zależnie od temperatury. a) b) Rys. 4. Wpływ czasu na lepkość plastyczną zapraw mierzony w temperaturze 10 (a), 20 (b) i 30 C (c). 162

163 4. Wnioski Zastosowana domieszka zwiększająca lepkość Rheomatrix 100, wykazała się dobrym współdziałaniem z zastosowanym superplastyfikatorem Viscocrete Po dodaniu domieszki zwiększającej lepkość następowała stabilizacja zaprawy została wyeliminowana segregacja. Zastosowana domieszka VA powodowała zwiększenie granicy płynięcia i lepkości plastycznej badanych zapraw. W przypadku gdy spoiwem w zaprawie był tylko cement portlandzki CEM I 42,5 R (Z2) to możemy mówić o tendencji wzrostowej wartości lepkości plastycznej wywołanej wzrastającą temperaturą zaprawy. W momencie gdy spoiwo składało się z cementu portlandzkiego CEM I 42,5 R i 20 % popiołu lotnego wapiennego (Z5) to nie zaobserwowano wpływu temperatury na działanie domieszki zwiększającej lepkość. Domieszka zwiększająca lepkość zmniejszała podatność zapraw na utratę urabialności wywołaną czasem. (szczególnie widoczne przy porównaniu zapraw Z2 i Z3). Należy zwrócić uwagę, że zaprawy czy mieszanki betonowe z zastosowaną w badaniach domieszką zwiększającą lepkość wymagają dłuższego czasu mieszania szczególnie jest to widoczne temperaturze 10 C. Literatura [1] H. Yamamuro: Property of new polysaccharide derivative as a viscosity agent for self compacting concrete. In: First International Rilem Symposium on Self Compacting Concrete, Stockholm, Sweden, RILEM publications, Bagneux, France (1999), pp [2] V.A. Ghio and P.J.M. Monteiro: The effects of polysaccharide gum additives on the shotcrete process. ACI Mater. J (1998), pp [3] V.A. Ghio, P.J.M. Monteiro and L.A. Demsetz: The rheology of fresh cement paste containing polysaccharide gums. Cem. Concr. Res (1994), pp [4] K. Hayakawa and T. Soshiroda: An experimental study on the concrete containing cellulose ether. Trans. Jpn. Concr. Inst. 7 (1985), pp Japan Concrete Institute, Tokyo [5] Effect of polysaccharides on the hydration of cement paste at early ages A. Peschard1, A. Govin, P. Grosseau, B. Guilhot, R. Guyonnet Cement and Concrete Research 34 (2004) [6] Hans-Carsten Kuehne, Wolfram Schmidt and Birgit Meng. The influence of temperature on self-compacting concrete in presence of superplasticizer and additional admixtures. Federal Institute for Materials Research and Testing (BAM), Berlin, Germany [7] J. Szwabowski. Reologia mieszanek na spoiwach cementowych, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice,

164 THE INFLUENCE OF TEMPERATURE ON THE EFFECTIVENESS OF VISCOSITY MODIFYING AGENTS Summary Resistance on the segregation of the self compacting concrete is key question decisive about the quality of the hardened concrete. Admixtures VMA are very helpful in the assurance resistances on segregation of the self compacting concrete. This paper presents the results of the research of the influence of temperature on the yield value and the plastic viscosity of cement mortars, with amixtures VMA. 164

165 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Magdalena Czopowska - Lewandowicz 1 PROBLEM WYTRZYMAŁOŚCI I TRWAŁOŚCI BETONU W MONOLITYCZNYCH ŚCIANACH SZCZELINOWYCH 1. Wprowadzenie Rozrastająca się infrastruktura miejska stawia cały czas nowe wyzwania przed projektantami. Coraz mniej miejsca pod nowe inwestycje i coraz większe wymagania inwestorów przyczyniają się do jak najlepszego wykorzystania każdego metra kwadratowego działki budowlanej. Obecnie wiele obiektów sięga kilkunastu a nawet kilkudziesięciu metrów poniżej poziomu terenu. Budowę wielu kondygnacji podziemnych budynków i podziemnych parkingów realizuje się często za pomocą ścian szczelinowych. Konstrukcje te mogą pełnić rolę ścian podziemnych, fundamentów głębokich, ścian oporowych oraz przegród przeciwfiltracyjnych. Ich dużą zaletą jest krótki czas realizacji oraz możliwość wykonania bardzo głębokiej konstrukcji przy niewielkiej jej szerokości (60, 80, 100cm) w bliskim sąsiedztwie istniejących budynków [1]. Ze względu na technologię wykonania ścian szczelinowych i ograniczoną kontrolę jakości prowadzonych prac, nawet idealna realizacja ściany nie jest gwarancją jednorodnej monolitycznej konstrukcji pozbawionej wad. Brak jest danych dotyczących wpływu bentonitu na zmiany struktury wykonanego betonu ścian szczelinowych. Problem ten jest istotny ze względu rosnącą skalę zastosowania tych konstrukcji oraz dużą odpowiedzialność, gdyż są to masywne elementy nośne przenoszące duże obciążenia. Poza tym beton ścian szczelinowych powinien mieć określone właściwości, których kontrola po wykonaniu konstrukcji jest bardzo utrudniona, a skład mieszanki betonowej w czasie betonowania może ulec zmianie. 2. Problem i jego aspekty Monolityczne ściany szczelinowe betonowane są pod osłoną zawiesiny bentonitowej metodą Contractor. Mieszanka betonowa podawana jest rurami i układana od najniższych partii ściany. W miarę układania mieszanki, rury podciągane są ku górze tak, aby zawsze 1 Mgr inż., Politechnika Śląska 165

166 ich zagłębienie w mieszance wynosiło min. 2m (przy znanym poziomie mieszanki betonowej), natomiast zawiesina bentonitowa wypierana jest stopniowo z wykopu [7]. Ponieważ obydwie substancje: zawiesina bentonitowa i mieszanka betonowa są dość płynne, mają wspólną powierzchnię styku i znajdują się w ciągłym ruchu, to nieuniknione jest ich wymieszanie. Powstaje tylko pytanie, w jakim stopniu się wymieszają i w której części ściany możemy spodziewać się takiej sytuacji. Zawiesina bentonitowa jest cieczą tiksotropową, która pozostawiona w bezruchu żeluje, a po wymieszaniu ponownie powraca do płynnej postaci. Dlatego zawiesina nie może pozostawać w szczelinie zbyt długo nie dłużej niż 10 godzin od momentu wykonania wykopu do czasu rozpoczęcia betonowania [8]. Bentonit zawarty w zawiesinie potrafi absorbować bardzo dużą ilość wody, również podciągając wodę zawartą w mieszance betonowej. Powoduje to osłabienie struktury betonu w strefie stykowej. Nie można tutaj zapomnieć, że prace związane z wykonaniem konstrukcji szczelinowej odbywają się w ośrodku gruntowym. Cząstki gruntu, które znajdą się w zawiesinie zabezpieczającej wykop, mogą również wraz z nią przedostać się do mieszanki betonowej, co może lokalnie obniżyć wytrzymałość betonu. Ponieważ głębokość ścian szczelinowych wynosi przynajmniej kilkanaście metrów, więc często część prac prowadzonych jest poniżej poziomu wód gruntowych, a także niemożliwa jest jednorodność gruntu wokół ściany szczelinowej. Zróżnicowane warunki gruntowo wodne nie są obojętne dla betonu pracującego w tym środowisku. Zbyt duża wilgotność gruntu będzie przyczyną napływu wody do mieszanki betonowej i zmiany jej składu. Fakt ten spowoduje obniżenie gęstości mieszanki, co może pogorszyć proces wypierania zawiesiny bentonitowej z wykopu. W warstwach suchego gruntu mamy do czynienia z sytuacją odwrotną: woda jest odciągana z mieszanki betonowej. Powoduje to wzrost porowatości betonu w ścianie szczelinowej. Dodatkowo w gruncie mogą występować wody agresywne, które przy zwiększonej porowatości betonu mogą łatwo penetrować w jego strukturę, powodując korozję betonu. Zarówno więc przy wysokim jak i przy niskim poziomie wód gruntowych może wystąpić spadek wytrzymałości betonu, wynikający z migracji wody. Takie warunki pracy betonu niewątpliwie niekorzystnie wpływają na jego trwałość. Jednak aby dokładnie rozpoznać oddziaływania różnych warunków gruntowo wodnych na trwałość betonu, należałoby prowadzić długoterminową obserwację istniejących konstrukcji właśnie pod tym kątem. Niewątpliwie na trwałość betonu będą też wpływały zmiany jego wytrzymałości. Największy spadek parametrów wytrzymałościowych zaobserwujemy, gdy dojdzie do niekontrolowanego wymieszania zawiesiny bentonitowej z mieszanką. Sytuacja taka jest możliwa w miejscu ich styku, zwłaszcza, że zgodnie z wymaganiami normowymi mieszanka powinna mieć konsystencję ciekłą lub półciekłą co ułatwia ewentualne mieszanie się obu substancji. W przypadku poziomej powierzchni styku zjawisko to nie jest niepokojące, gdyż ścianę betonuje się zawsze około 0,5m ponad projektowaną wysokość i zanieczyszczony beton jest skuwany [5]. Najniebezpieczniejsze dla konstrukcji są jednak te miejsca, do których nie mamy dostępu w trakcie jak również po jej wykonaniu. Możliwość wymieszania zawiesiny z mieszanką betonową istnieje w miejscu styku kolejnych sekcji co spowoduje, że konstrukcje nie będzie stanowić monolitycznej całości. Wymieszanie nastąpić może również na powierzchni ściany, gdyż pozostaje tam warstewka zawiesiny pomiędzy konstrukcją a gruntem. Może to skutkować zmniejszeniem faktycznej grubości otuliny, co będzie szczególnie niebezpieczne w przypadku występowania w gruncie wód agresywnych. Jednak najintensywniej przebiegające zjawisko wymieszania obu substancji wystąpi w dolnej części sekcji ściany. Jest to nieuniknione, gdyż przy podawaniu pierwszej partii mieszanki betonowej następuje 166

167 wypchnięcie korka z rury wlewowej i w tym miejscu powstają duże zawirowania [3]. Ponieważ proces ten zachodzi w tej części ściany, która nie jest odkrywana po ukończeniu całej konstrukcji, więc nie wiadomo jaki jest stopień i zasięg tego wymieszania oraz jak mocno fakt ten wpływa na osłabienie całej konstrukcji. 3. Badania laboratoryjne Wiadomo jest, że zawartość bentonitu w mieszance betonowej znacznie obniża wytrzymałość betonu [2]. Celem podjętych badań jest zobrazowanie z jak dużym spadkiem wytrzymałości betonu możemy mieć do czynienia w przypadku wymieszania zawiesiny bentonitowej z mieszanką betonową w trakcie realizacji ściany szczelinowej. Zakres badań obejmował określenie parametrów wytrzymałościowych betonu z różną zawartością bentonitu oraz wyznaczeni podstawowych właściwości mieszanek betonowych użytych do badań. Ponieważ jak już wcześniej wspomniano, nie znamy wielkości wymieszania obu substancji, więc do badań autorka przyjęła kolejno 5%, 10%, 15%, 25%, 50%, 75%, 100% udziału zawiesiny w stosunku do objętości przyjętego zarobu. Autorka założyła, że wielkość podstawowego zarobu jest stała, natomiast czynnikiem zmiennym będzie ilość zawiesiny dodawanej do założonej objętości mieszanki betonowej (tabl.1). Zawiesina wykonana została zgodnie z wytycznymi podanymi w Warunkach technicznych wykonywania ścian szczelinowych IBDiM z bentonitu sodowo wapniowego, a jej gęstość mieściła się w zalecanym zakresie 1,03 1,04 g/cm 3 i wynosiła 1,036 g/cm 3. Tablica 1. Zestawienie ilości zawiesiny bentonitowej w odniesieniu do wielkości zarobu. Lp. Wielkość zarobu Oznaczenie ilości Ilość zawiesiny podstawowego [dm 3 ] zawiesiny bentonitowej [dm 3 ] [kg] 1. 26,43 0 % 0,00 0, ,43 5 % 1,32 1, ,43 10 % 2,64 2, ,43 15 % 3,96 4, ,43 25 % 6,61 6, ,43 50 % 13,22 13, ,43 75 % 19,82 20, , % 26,43 27,38 Mieszanka betonowa wykonana została zgodnie z obowiązującą normą betonową PN-EN 206 1:2003 oraz z wytycznymi zawartymi w normie PN-EN 1538 dotyczącej specjalistycznych robót geotechnicznych i zgodnie z instrukcjami ITB i IBDiM. Do badań autorka przyjęła mieszankę o konsystencji S-4 mierzonej wg stożka opadu (konsystencja półciekła). Mieszankę wykonano na cemencie CEM II/B-M (V-LL) 32,5R, wskaźnik w/c wynosił 0,36. Klasę betonu przyjęto C25/30. Kruszywo użyte do wykonania mieszanki było kruszywem naturalnym o maksymalnej średnicy ziarna D max = 16mm. Zawartość poszczególnych frakcji określona została metodą iteracji, w wyniku której uzyskano następującą proporcję zmieszań: K3 (piasek) : K2 (frakcja 2 8mm) : K1 (frakcja 8 16mm) = 0,455 : 0,296 :0,249. Projektując skład mieszanki uwzględniono 2% zawartość domieszki plastyfikatora BV-3. Dla lepszego zobrazowania oddziaływania bentonitu na właściwości 167

168 GĘSTOŚĆ [kg/dm 3 ] wytrzymałościowe betonu, nie zastosowano żadnych dodatków. Końcową recepturę mieszanki betonowej użytej do badań zawarto w tabeli (tabl.2). Tablica 2. Receptura mieszanki betonowej przyjętej do badań. Lp. Składnik mieszanki betonowej Jednostka Ilość w 1m 3 betonu 1. Kruszywo o frakcji 0 2mm kg 716,5 2. Kruszywo o frakcji 2 8mm kg 464,6 3. Kruszywo o frakcji 8 16mm kg 393,7 4. Cement CEM II/B-M (V-LL) 32,5R kg 576,4 5. Plastyfikator BV-3 kg 11,5 6. Woda dm 3 209,8 Z mieszanki o powyższym składzie, której gęstość była równa 2,37 kg/dm 3 uformowano próbki porównawcze, których wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach wiązania i twardnienia wynosiła 44,3 MPa, a wytrzymałość na rozciąganie przy rozłupaniu 3,7 MPa. Następnie wykonano 7 zarobów, do których kolejno dodawano zawiesinę bentonitową w wyżej określonych ilościach. Po delikatnym przemieszaniu, imitującym zawirowania wokół rury wlewowej w wykopie, badano gęstość mieszanki betonowej i jej rozpływ. W dalszej kolejności formowano próbki sześcienne 15x15x15cm do badania wytrzymałości na ściskanie i na rozciąganie przy rozłupaniu. Uzyskane wyniki przedstawione zostały na wykresach (rys. 1 i 2). Na rysunku 1 widać, że wraz ze zwiększającą się ilością zawiesiny w mieszance następuje spadek gęstości mieszanki betonowej, gdyż zawiesina ma dwukrotnie mniejszą gęstość od mieszanki. Nawet przy wymieszaniu obu substancji w proporcjach 1:1, gęstość czystej zawiesiny jest dużo mniejsza od mieszanki zanieczyszczonej bentonitem. 2,5 2,28 2,25 2,2 2,14 2,09 2 1,95 1,79 1,7 1,5 1 1,036 1,036 1,036 1,036 1,036 1,036 1,036 1,036 0, ILOŚĆ BENTONITU [%] GĘSTOŚĆMIESZANKI BETONOWEJ [kg/dm3] GĘSTOŚĆ ZAWIESINY BENTONITOWEJ [kg/dm3] Rys. 1. Zależność gęstości mieszanki betonowej od ilości zawiesiny bentonitowej w niej zawartej. 168

169 WYTRZYMAŁOŚĆ BETONU [MPa] Powstaje tutaj pytanie, czy taka różnica gęstości obu substancji jest wystarczająca, aby zanieczyszczona mieszanka została wyparta z wykopu przez mieszankę właściwą, czy spowoduje to jej zamknięcie w konstrukcji ściany , , , , ,7 3,2 2,7 2,8 1,8 1,2 0 0,4 1,1 0,1 0,4 0, PROCENTOWA ZAWARTOŚĆ ZAWIESINY BENTONITOWEJ W MIESZANCE BETONOWEJ [%] WYTRZYMAŁOŚĆ NA ŚCISKANIE [MPa] WYTRZYMAŁOŚĆ NA ROZCIĄGANIE PRZY ROZŁUPANIU [MPa] Rys. 2. Wpływ zawiesiny bentonitowej na wytrzymałość betonu po 28 dniach. Przy nieznacznym spadku gęstości (około 25% przy równej ilości zawiesiny i mieszanki), wartość rozpływu wzrasta dwukrotnie. Tak duża zmiana konsystencji mieszanki betonowej ma znaczący wpływ na mechaniczne cechy stwardniałego betonu. Już przy 5% zawartości zawiesiny w mieszance wytrzymałość betonu na ściskanie oraz na rozłupanie maleje o około 15% (rys. 2). Tak duży spadek wytrzymałości, nawet jeżeli sytuacja taka nastąpi tylko w pewnych obszarach ściany szczelinowej, może być bardzo niebezpieczny dla całej konstrukcji. Dodatkowo podczas wykonywania badań można było dostrzec, że dodanie niewielkiej ilości zawiesiny (5% a nawet jeszcze 10%) nie wpływało na jednorodność mieszanki betonowej. Przy wyższym dodatku zawiesiny, nie możliwe było już całkowite wymieszanie obu substancji (rys.3), natomiast powyżej 25% udziału zawiesiny nastąpiła segregacja mieszanki betonowej (rys.4). Rys. 3. Widoczny brak wymieszania zawiesiny bentonitowej z mieszanką betonową. 169

170 a) b) Rys. 4. Przełom próbki betonowej z dodatkiem zawiesiny bentonitowej a) - 10% udziału zawiesiny bentonitowej; b) - 75% udziału zawiesiny bentonitowej. Jeżeli w rzeczywistości w szczelinie zaistnieje sytuacja taka, że procentowy udział zawiesiny w mieszance betonowej w danej objętości przekroczy 10 %, to wówczas w betonie zamknięte zostaną przestrzenie wypełnione uwodnionym bentonitem. Te miejscowe osłabienia konstrukcji ściany mogą być przyczyną znacznych spękań w jej dolnej części. W takim przypadku nastąpi zwiększona migracja wody gruntowej w głąb struktury betonu, co spowoduje obniżenie szczelności najniższego pasa ściany szczelinowej. 170 Rys. 5. Procentowy spadek wytrzymałości betonu na ściskanie dla różnych rodzajów bentonitów. W praktyce inżynierskiej w zależności od rodzaju i stanu gruntu oraz poziomu wody gruntowej, stosuje się różne bentonity. Najpopularniejsze w naszym kraju są bentonity sodowo wapniowe o różnym udziale bentonitu sodowego bentonitu o najwyższym stopniu aktywności. Aby sprawdzić jaki jest wpływ rodzaju bentonitu na cechy techniczne betonu, autorka przeprowadziła opisane powyżej badania używając trzech różnych bentonitów: bentonitu standard (o najmniejszej zawartości bentonitu sodowego), bentonitu węgierskiego i super bentonitu (o najwyższej zawartości bentonitu sodowego). Jednak bez względu na rodzaj użytego bentonitu, zawiesina zawsze miała

171 jednakową gęstość równą 1,036 g/cm 3. Wyniki uzyskane przy użyciu zawiesin wykonanych przy użyciu trzech różnych bentonitów są porównywalne (rys. 5), co dowodzi, że rodzaj bentonitu nie ma znaczącego wpływu na parametry mieszanki betonowej oraz stwardniałego betonu. Obniżenie wytrzymałości ściany szczelinowej zależało będzie od stopnia wymieszania mieszanki betonowej i zawiesiny bentonitowej oraz od tego w jak dużym obszarze sekcji ściany zaistniała taka sytuacja. 4. Podsumowanie Na podstawie przeprowadzonych badań laboratoryjnych, nie można jednoznacznie odpowiedzieć na pytanie: jak wygląda spadek wytrzymałości betonu w różnych obszarach ściany szczelinowej. Można natomiast stwierdzić, iż nawet niewielkie wymieszanie zawiesiny bentonitowej z mieszanką betonową powoduje znaczny spadek wytrzymałości betonu. Aby właściwie ocenić jakość tego betonu, należy wykonać odwierty z istniejącej konstrukcji. Następnie trzeba zbadać wytrzymałość pobranych próbek na ściskanie oraz na rozłupanie i porównać wyniki z tymi, uzyskanymi z badań wykonanych w skali technicznej. Dopiero taka analiza pozwoli odpowiedzieć na postawione powyżej pytanie. Na podstawie dalszych badań będzie można również stwierdzić, czy właściwe jest podwyższanie klasy betonu przez projektantów. Zabieg taki jest stosowany, aby zniwelować wpływ spadku wytrzymałości betonu na pracę konstrukcji [1]. Nie ma jednak pewności czy wystarczy przyjąć klasę betonu tylko o jedną wyżej niż wynika to z obliczeń konstrukcyjnych i czy takie postępowanie uchroni ścianę szczelinową przed uszkodzeniem, jeżeli w betonowej konstrukcji pozostaną przestrzenie wypełnione żelem bentonitowym. Widać więc, że pomimo coraz bardziej powszechnego stosowania ścian szczelinowych, pozostaje jeszcze wiele nierozwiązanych problemów związanych z projektowaniem i realizacją tych konstrukcji. Literatura [1] Grzegorzewicz K.: Projektowanie i wykonywanie ścian szczelinowych. Geoinżynieria drogi mosty tunele nr 03/2005. [2] Jamroży Z.: Beton i jego technologie, PWN, Warszawa [3] Jarominiak A.: Betonowanie w wodzie i zawiesinie iłowej. Warszawa [4] Kaczyńska A.: Bentonit w zawiesinach i betonach, Materiały Budowlane nr 3/2001. [5] Świerczyński W., Maćkowiak Z.: Modyfikacja betonu stosowanego do budowy ścian szczelinowych i pali wierconych, Materiały Budowlane nr 3/2003. [6] Norma PN-EN 206-1:2003 Beton. Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność. [7] Norma PN-EN 1538 Wykonawstwo specjalistycznych robót geotechnicznych ściany szczelinowe. [8] Instrukcja ITB (Nr 230): Wytyczne projektowania i wykonywania fundamentów szczelinowych. [9] Instrukcja IBDiM: Warunki techniczne wykonywania ścian szczelinowych. 171

172 THE PROBLEM OF CONCRETE S RESISTANCE AND DURABLITY IN MONOLITHIC DIAGRAM WALLS. Summary. The technology of concreting of diaphragm walls consists in pressing concrete mix through the pipes to prepared ditch starting from its bottom, with simultaneous supersession of tisotropic suspension of wax-spatial ditch s protecting wall. Bentonite suspension is the most frequently used one. During the process of concreting, mixing of the part of concrete mix with bentonite suspension takes place, and it causes the change of resistance properties of hardened concrete. In the paper, the resistance changes of concrete are analyzed, with different proportions of mixing of bentonite suspension and concrete mix. The researches are to test the value of resistance decrease in comparison to assumed concrete s class. Such analysis will allow to evaluate the scale of the problem and state how local decrease of concrete resistance may be dangerous for stability of the whole diaphragm wall. 172

173 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Damian Dziuk 1 Magdalena Piechówka 2 WŁAŚCIWOŚCI CEMENTU PORTLANDZKIEGO WIELOSKŁADNIKOWEGO ZAWIERAJĄCEGO POPIÓŁ LOTNY WAPIENNY 1. Wprowadzenie Najpowszechniej stosowanymi dodatkami mineralnymi w przemyśle cementowym są popioły lotne krzemionkowe (V) i mielony granulowany żużel wielkopiecowy (S). Od momentu wstąpienia Polski w struktury Unii Europejskiej zużycie cementu systematyczne wzrasta. W ciągu najbliższych dwóch lat szacuje się wzrost konsumpcji cementu o około 18% [1]. Można, zatem spodziewać się wzrostu zapotrzebowania na dodatki mineralne stosowane do produkcji cementu. W warunkach krajowych jedną z możliwości zwiększenia zakresu dostępnych surowców jest stosowanie popiołów lotnych wapiennych (W), które dotychczas nie znalazły szerokiego zastosowania w produkcji cementu. Powstają one podczas spalaniu pyłu węglowego z węgla brunatnego w Elektrowniach rejonu konińskiego i Elektrowni Bełchatów. Rocznie produkuje się około 3,0 mln ton tego rodzaju popiołów lotnych [2]. Według wymagań normy na cementy powszechnego użytku PN-EN popiół lotny wapienny (W) może być stosowany w produkcji cementów po spełnieniu określonych wymagań jakościowych [3]. W niniejszej pracy przedstawiono wyniki badań cementów portlandzkich wieloskładnikowych zawierających mielony kamień wapienny (LL) i popiół lotny wapienny (W). Jeden z cementów został wyprodukowany w warunkach przemysłowych w cementowni, a pozostałe przygotowano w laboratorium. Wyniki badań parametrów 1 mgr inż., Górażdże Cement S.A., Politechnika Śląska w Gliwicach damian.dziuk@gorazdze.pl 2 mgr inż., Politechnika Wrocławska 173

174 sporządzonych spoiw porównano z właściwościami cementu CEM II/B-M (V-LL) 32,5R, który jest produkowany na skalę przemysłową. 2. Charakterystyka materiałów stosowanych w badaniach Do przygotowania cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II/B-M(W- LL) użyto cementu portlandzkiego CEM I 42,5R, mielonego kamienia wapiennego (LL) oraz popiołu lotnego wapniowego o dwóch różnych powierzchniach właściwych (W pobrany w elektrowni; W+ - dodatkowy domielony w młynku laboratoryjnym). Właściwości fizyczne składników podano w tabeli 1, a skład chemiczny w tabeli 2. Tablica 1. Właściwości fizyczne składników cementów wieloskładnikowych Nazwa składnika Gęstość [g/cm 3 ] Cement CEM I 42,5R 3, Mielony kamień wapienny (LL) 2, Popiół lotny wapienny (W) 2, Dodatkowo mielony popiół lotny wapienny (W+) Powierzchnia właściwa wg Blaine`a [cm 2 /g] 2, Tablica 2. Skład chemiczny materiałów wykorzystanych do przygotowania cementów CEM II/B-M (W-LL) oraz cementów porównawczych Zawartość w % masy Nazwa składnika Strata praż. SiO 2 Al 2 O 3 Fe 2 O 3 CaO MgO SO 3 Na 2 O K 2 O Cl - Cement CEM I 42,5R 3,5 19,5 4,9 2,9 63,3 1,3 2,8 0,1 0,9 0,05 Popiół lotny wapienny 2,9 42,9 17,2 4,3 25,9 2,0 3,5 0,3 0,1 0,00 (W; W+) Mielony kamień wapienny 42,3 2,7 0,4 0,7 53,0 0,8 0,1 0,1 0,4 0,01 (LL) CEM II/B-M (W- LL) 32,5R (P) 8,8 21,0 6,4 2,9 54,9 2,3 2,3 0,2 0,7 0,06 CEM II/B-M (V- LL) 32,5R (P) 8,8 21,8 7,1 3,2 54,1 1,5 2,2 0,3 1,1 0,06 W oparciu o składniki wymienione w tabeli 1 i 2 przygotowano 6 cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II/B-M (W-LL) o składzie podanym w tabeli 3. Jako cementy porównawcze stosowano cementy otrzymane w skali przemysłowej: cement portlandzki wieloskładnikowy CEM II/B-M(W-LL) 32,5R (P) (skład: klinkier portlandzki 60%; reagips 5%; kamień wapienny LL 20%, popiół lotny wapienny W 15%) o gęstości 2,99 g/cm 3, powierzchni właściwej 4170 cm 2 /g i składzie chemicznym podanym w tabeli 2.; 174

175 Wodożądność [%] cement portlandzki wieloskładnikowy CEM II/B-M(V-LL) 32,5R (P) o gęstości 2,90 g/cm 3, powierzchni właściwej 3790 cm 2 /g i składzie chemicznym podanym w tabeli 2. Rodzaj cementu Tablica 3. Skład przygotowanych cementów CEM II/B-M (W-LL) CEM I 42,5R Zawartość składnika w składzie cementu, %wag. mielonego kamienia wapiennego (LL) popiołu lotnego wapiennego (W) mielonego popiołu lotnego wapiennego (W+) CEM II/B-M-1 (W-LL) 65,0 25,0 10,0 --- CEM II/B-M-2 (W-LL) 65,0 15,0 20,0 --- CEM II/B-M-3 (W-LL) 65,0 5,0 30,0 --- CEM II/B-M-1 (W+-LL) 65,0 25, ,0 CEM II/B-M-2 (W+-LL) 65,0 15, ,0 CEM II/B-M-3 (W+-LL) 65,0 5, ,0 3. Wyniki badań cementów portlandzkich wieloskładnikowych Na rys. 1 zestawiono wyniki oznaczeń wodożądności badanych cementów. Parametr ten w przypadku prawie wszystkich sporządzonych cementów jest bardzo zbliżony do produkowanego od wielu lat cementu portlandzkiego wieloskładnikowego CEM II/B-M (V-LL) 32,5R i zawiera się w granicach 27±1%. Wyjątek stanowi cement portlandzki wieloskładnikowy CEM II/B-M-3 (W+-LL), którego wodożądność wynosi 30,3%. Cement ten zawiera w swoim składzie 30% domielonego popiołu wapiennego, który zwiększył wodożądność. Przyczyną wyższej wodożądności może być wyższa reaktywność tego popiołu lub przyspieszona hydratacja zawartego w jego składzie niezwiązanego CaO. Poziom wodożądności tego cementu jest zbliżony do wodożądności cementu hutniczego CEM III zawierającego w swoim składzie mielony granulowany żużel hutniczy [6] , ,8 27,1 27,1 28,0 27,6 26,0 26, CEM II/B-M(V-LL)32,5R (P) CEM II/B-M(W-LL) 32,5R (P) CEM II/B-M-1 (W-LL) CEM II/B-M-2 (W-LL) CEM II/B-M-3 (W-LL) CEM II/B-M-1 (W+-LL) CEM II/B-M-2 (W+-LL) CEM II/B-M-3 (W+-LL) 0 Rys.1. Porównanie wyników badań wodożądności cementów 175

176 Wytrzymałość na ściskanie po 2 dniach [MPa] Początek czasu wiązania [min] Porównując początki czasu wiązania (rys. 2) można zauważyć, że cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II/B-M zawierające popiół lotny wapienny (W) charakteryzują się krótszym początkiem czasu wiązania w porównaniu do cementu bazowego CEM II/B-M (V-LL) 32,5R (P). Źródłem tego jest wyższa aktywność popiołu lotnego wapiennego W we wczesnym okresie hydratacji w porównaniu do popiołu lotnego krzemionkowego (V) [7]. Pod uwagę należy także brać wyższą zawartość SO 3 pochodząca głownie z anhydrytu CEM II/B-M(V-LL)32,5R (P) CEM II/B-M(W-LL) 32,5R (P) CEM II/B-M-1 (W-LL) CEM II/B-M-2 (W-LL) 100 CEM II/B-M-3 (W-LL) CEM II/B-M-1 (W+-LL) CEM II/B-M-2 (W+-LL) 50 CEM II/B-M-3 (W+-LL) 0 Rys. 2. Początek czasu wiązania Większa aktywność w początkowym okresie twardnienia popiołu lotnego wapiennego (W) w stosunku do popiołu lotnego krzemionkowego (V) znajduje potwierdzenie również w wyższej wytrzymałości na ściskanie po 2 dniach, co obrazuje rys ,9 15,7 16,2 16,7 15,2 16,0 15,8 14,3 CEM II/B-M(V-LL)32,5R (P) CEM II/B-M(W-LL) 32,5R (P) CEM II/B-M-1 (W-LL) CEM II/B-M-2 (W-LL) CEM II/B-M-3 (W-LL) CEM II/B-M-1 (W+-LL) CEM II/B-M-2 (W+-LL) CEM II/B-M-3 (W+-LL) Rys. 3. Wytrzymałość na ściskanie po 2 dniach twardnienia 176

177 Wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach [MPa] Podkreślić należy, że wszystkie badane cementy portlandzkie wieloskładnikowe spełniają wymaganie wytrzymałości wczesnej stawiane klasie 32,5R lub 42,5N. W przypadku wytrzymałości normowej (po 28 dniach dojrzewania), którą przedstawia rys. 4, wyraźnie jest efekt zwiększenia aktywności przez dodatkowy przemiał popiołu lotnego wapiennego W ,4 38,1 33,0 35,0 36,2 34,7 38,8 42,1 CEM II/B-M(V-LL)32,5R (P) CEM II/B-M(W-LL) 32,5R (P) CEM II/B-M-1 (W-LL) CEM II/B-M-2 (W-LL) CEM II/B-M-3 (W-LL) CEM II/B-M-1 (W+-LL) CEM II/B-M-2 (W+-LL) CEM II/B-M-3 (W+-LL) 5 0 Rys. 4. Wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach twardnienia [badania własne] Wzrost wytrzymałości jest tym wyraźniej widoczny im wyższa jest zawartość aktywowanego przemiałowo popiołu wapiennego W+ w składzie cementu. Wszystkie badane cementy osiągnęły wytrzymałość na ściskanie powyżej 32,5 MPa jednak rozrzut między wynikami jest znaczny (od 33,0MPa do 42,1 MPa). Można zauważyć, że poziom wytrzymałości normowej cementu CEM II/B-M (V-LL) 32,5R(P) produkowanego na skalę przemysłową i cementu CEM II/B-M (W-LL) (P) wyprodukowanego podczas próby technologicznej w cementowni są do siebie zbliżone (odpowiednio 39,4 MPa i 38,1 MPa). Wyniki badań wytrzymałości na ściskanie zestawione na rys. 5 pokazują, że różnica w wytrzymałości po 90 dniach pomiędzy cementami zawierającymi popiół lotny wapienny w postaci niemodyfikowanej (W) a cementami zawierającym dodatkowo mielony popiół lotny wapienny (W+) jest jeszcze wyraźniejsza niż po 28 dniach. Wzrost wytrzymałości na ściskanie pomiędzy 28 a 90 dniem jest tym większy im wyższa jest zawartość popiołu lotnego wapiennego (W+) w składzie cementu. Wytrzymałość cementu CEM II/B-M-1 (W+-LL) zawierającego 10% popiołu wapiennego wzrosła o 7,9MPa, a wytrzymałość cementu CEM II/B-M-3 (W+-LL) zawierającego 30% popiołu wapiennego wzrosła o 14,1 MPa w stosunku do wytrzymałości 28 dniowej. 177

178 Wytrzymałość na ściskanie po 90 dniach [MPa] 60 56, ,4 46,7 38,7 43,5 46,0 42,6 48,8 CEM II/B-M(V-LL)32,5R (P) CEM II/B-M(W-LL) 32,5R (P) CEM II/B-M-1 (W-LL) CEM II/B-M-2 (W-LL) CEM II/B-M-3 (W-LL) CEM II/B-M-1 (W+-LL) CEM II/B-M-2 (W+-LL) CEM II/B-M-3 (W+-LL) 10 0 Rys. 5. Wytrzymałość na ściskanie po 90 dniach twardnienia [badania własne] 5. Podsumowanie Przeprowadzone badania pokazują, że cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II/A,B-M(W-LL) zawierające w swoim składzie odpowiedniej jakości popiół lotny wapienny (W) posiadają zbliżone właściwości do cementu portlandzkiego wieloskładnikowego CEM II/B-M (V-LL) 32,5R produkowanego na skalę przemysłową. Zastąpienie popiołu lotnego krzemionkowego (V) przez popiół lotny wapienny (W) w składzie cementów portlandzkich mieszanych nie wpływa w znaczący sposób na zmianę wodożądności, jednak początek czasu wiązania uległ wyraźnemu skróceniu. Cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II/A,B-M(W-LL) zawierające w swoim składzie aktywowany mechanicznie popiół lotny wapienny (W+) charakteryzują się znacznie wyższą wytrzymałością na ściskanie niż cementy zawierających ten dodatek w postaci nieprzetworzonej (W). Literatura [1] Informator Stowarzyszenia Producentów Cementu 2009 [2] Informator Działalność PGE Elektrowni Bełchatów w dziedzinie ochrony środowiska 2007 [3] PN-EN 197-1:2002 Cement. Część 1: Skład, wymagania i kryteria zgodności dotyczące cementów powszechnego użytku [4] Z. Giergiczny Rola popiołów lotnych wapniowych i krzemionkowych w kształtowaniu właściwości współczesnych spoiw budowlanych i tworzyw cementowych Monografia 325 Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej Kraków

179 [5] E. Giergiczny; Z. Giergiczny; A. Weryńska; Właściwości materiałów wiążących zawierających popiół lotny ze spalania węgla brunatnego Cement Wapno Gips nr 11/1988 [6] Giergiczny Z., Małolepszy J., Szwabowski J., Śliwiński J., Cementy z dodatkami mineralnymi w technologii betonów nowej generacji, Wydawnictwo Instytut Śląski Sp. z o.o., Opole 2002 [7] D. Dziuk Aktywność dodatków mineralnych stosowanych w produkcji cementu i betonu Wybrane zagadnienia z dziedziny budownictwa badania naukowe doktorantów Wydawnictwo Politechniki Śląskiej Gliwice 2009; str.: PROPERTIES OF PORTLAND-COMPOSITE CEMENTS CONTAINING HIGH CALCIUM FLY ASH Summary Paper describes the influence of high calcium fly ash (W acc. to EN 197-1) on the properties of Portland-composites cements (CEM II/B-M). Authors prepared the sets of cements with lime stone (LL) and calcium fly ash (W) addition and tested parameters like: initial setting time, cement paste water demand and development of compressive strength in time. Results were compared to the properties of Portland-composite cement CEM II/B-M (V-LL) 32,5R, produced on industrial scale. Results shows that the parameters of cement with calcium fly ash (W) and lime stone (LL) addition are similar to the properties of cements with silicous fly ash (V) and lime stone (LL) addition. 179

180 180

181 XII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2010 Michał Drewniok 1 WŁAŚCIWOŚCI REOLOGICZNE MIESZANKI SAMOZAGĘSZCZALNEJ A JEJ PARCIE BOCZNE NA DESKOWANIE 1. Wprowadzenie Znaczne upłynnienie mieszanki samozagęszczalnej powoduje, że wymagania stawiane konstrukcji deskowań są większe niż w przypadku mieszanek zagęszczanych tradycyjnie. Nieodpowiednia szczelność oraz wytrzymałość szeroko stosowanych w dzisiejszym budownictwie systemowych rozwiązań deskowań ściennych niejednokrotnie powoduje większe lub mniejsze awarie podczas betonowania z zastosowaniem SCC [2,5]. Aby temu zapobiec większość autorów prac dotyczących tej tematyki, przy projektowaniu deskowania na mieszankę betonu samozagęszaczalnego, proponuje stosować i przyjmować parcie boczne na deskowanie równe ciśnieniu hydrostatycznemu o wysokości obliczeniowej równej jednorazowemu betonowaniu. Należy jednak zauważyć, że jest to znaczne uproszczenie. W związku z utratą urabialności przez zmniejszenie płynności mieszanki z upływem czasu (zesztywnieniem mieszanki) wraz z występowaniem nie do końca jeszcze poznanego efektu tiksotropowego żelowania [8,11,15,16-17,19-25], projektowanie deskowania na parcie hydrostatyczne okazuje się podejściem niezbyt właściwym, które w znaczący sposób wpływa na kosztochłonność wykonywanych ustrojów. 2. Parcie SCC na deskowanie We współczesnej literaturze m.in. [13,14] przedstawiane są liczne metody wyznaczania parcia bocznego mieszanki betonowej na deskowanie, uwzględniające najbardziej niekorzystną sytuację jaką jest wysokość niezwiązanej mieszanki betonowej, a więc uwzględnia parcie hydrostatyczne na ścianki deskowania oraz prędkość betonowania (a ta w wielu przypadkach jest z góry założona). Wielkości te obliczyć można następującymi metodami: modelem niemieckim (Beton Kalender), wg wzoru ACI , 1 mgr inż., Katedra Inżynierii Materiałów i Procesów Budowlanych Wydziału Budownictwa Politechniki Śląskiej w Gliwicach, michal.drewniok@polsl.pl 181

182 wg DIN 18218, wzorami obliczeniowymi wg CIRIA (Construction Industry Research Information Association Raport 108), metodą L Hermite a, metodą wg O.O. Litwinowa. Każda z tych metod (oprócz wytycznych DIN 18218) bazuje na najbardziej niekorzystnych naprężeniach mogących wystąpić podczas betonowania a mianowicie: p = γ h [kn/m 2 ] lub p max = GH [kn/m 2 ] (1) gdzie: γ, G ciężar mieszanki betonowej h, H głębokość poniżej powierzchni świeżo ułożonej mieszanki, wysokość słupa świeżej mieszanki Przytoczone modele charakteryzują parcie mieszanki ze względu na: - prędkość wypełniania formy mieszanką (wszystkie metody) - skład chemiczny mieszanki (wg ACI ) - temperatury mieszanki podczas betonowania (wg ACI , DIN 18218, wg CIRIA, met. O.O. Litwinowa) - współczynniki określające wpływ domieszek (DIN 18218, wg CIRIA) - współczynnik przekroju poprzecznego (wg CIRIA) - kąt nachylenia deskowania od poziomu (metoda L Hermitte a) - głębokość działanie wibratora wgłębnego (metoda L Hermitte a) - kąt tarcia oraz kąt skoku naturalnego mieszanki betonowej (metoda L Hermitte a) - współczynnika zależnego od konsystencji mieszanki betonowej (met. O.O. Litwinowa) Żadna z tych metod nie przewiduje jednak zachowania wbudowywanej mieszanki samozagęszczalnej. Liczne badania wykazują, iż rzeczywiste parcie mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie, w zależności od prędkości betonowania, może być wyraźnie mniejsze [7,8] niż parcie z zastosowaniem betonu zwykłego, zagęszczanego tradycyjnie. Taką własność SCC zauważono już podczas pierwszej realizacji, budowy mostu Akashi Kaikyo w Japoni, gdzie parcie wbudowywanej mieszanki w deskowanie o wysokości 5,4 m (Rys. 1) wyniosło tylko 18 kpa (betonowanie odbywało się w przeciągu 60 min od zmieszania składników, konsystencja odpowiadała mieszance samozagęszczalnej). Podczas betonowania nastąpił aż 86 % zapas nośności deskowania w porównaniu z parciem hydrostatycznym, które wynieść miało 127 kpa [7,8]. Rys. 1. Parcie na ściany deskowania w elemencie mostu Akashi Kaikyo w Japoni [8]. 182

183 Historię opublikowanych badań oraz wyników związanych z pomiarami parcia na deskowanie SCC przedstawia Rys. 2. Jak można łatwo zauważyć rozrzut procentowej wartości P maximum /P hydrostatic wacha się od ok. 18 do 99 %. Rys. 2. Przykłady zarejestrowanych wartości parcia mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie [8]. W 2006 r. w [18] przedstawiono kolejne wyniki badań parcia mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie. Wynika z nich, że ze względu na prędkość betonowania, parcie mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie znacznie różni się od obliczeniowych wartości, zależności przedstawionych powyżej. Rys. 3 przedstawia zachowanie mieszanki w zależności od szybkości betonowania, a więc czasu, który jest m.in. czynnikiem bezpośrednio związanym z utratą urabialności (jak również z efektem tiksotropowego żelowania patrz rozdz. 4). Jak widzimy przy prędkości betonowania mniejszej od 2 m/h parcie mieszanki samozagęszczalnej na deskowania jest wyraźnie mniejsze od hydrostatycznego, a w przypadku prędkości 0,8 i 1,0 m/h nawet mniejsze niż przy prędkości betonowania wynoszącej 1,5 m/h dla betonu zwykłego, zagęszczanego tradycyjnie. Przy prędkości większej, wykres parcia mieszanki na ściany deskowania zbliża się do wykresu obrazującego parcie hydrostatyczne. Bardzo podobne zależności przedstawiają wyniki badań [18] wraz z próbą analitycznego zobrazowania charakteru zachowania się samozagęszczalnej mieszanki podczas betonowania zarówno podając mieszankę z góry jak i z dołu deskowania (Rys. 4). W zależności od składu SCC (niskiej zawartości cieczy na bazie polisacharydów VEA i TEA) w [25] przedstawione zostały wyniki parcia mieszanek betonowych na deskowanie zaraz po zamieszaniu, po 1-ej, 2-giej, 3-iej i 4-tej godzinie od zaformowania. Jak łatwo zauważyć, zaraz po wypełnieniu formy mieszanką, osiągnięte naprężenia w dolnej części deskowania wyniosły 93% wartości parcia hydrostatycznego i z upływem czasu sukcesywnie malały (Rys. 5). Te zaskakujące zjawiska występują w następstwie płynności mieszanki, która zmniejsza się z upływem czasu. Efekt ten nazywa się utrata urabialności. Ponadto mieszanka pozostawiona w spoczynku wykazuje często efekt odwracalnego zesztywnienia, 183

184 tzw. żelowania tiksotropowego [6,8,11,15,16]. Mieszanka taka staje się sztywna i nie wykazuje zdolności do rozpływu samoczynnego. Rys. 3. Parcie na ściany deskowania w zależności od szybkości betonowania (1,2) mieszanka samozagęszczalna (w/c - 0,40 i 0,45), (3) mieszanka betonu zwykłego (w/c - 0,397) [18]. Rys. 4. Parcie na deskowanie - doświadczalne i obliczeniowe: dla mieszanki układanej od dołu (a) oraz od góry (b): (1) parcie hydrostatyczne, (2) doświadczalne, (3) obliczeniowe bez współczynnika, (4) obliczeniowe ze współczynnikiem korekcyjnym [18]. Rys. 5. Parcie na deskowanie mieszanki samozagęszczalnej o niskiej zawartości polisacharydów (N-Poly-L). 184

185 3. Właściwości reologiczne samozagęszczalnej mieszanki betonowej W literaturze, zachowanie się ciała pod obciążeniem, a tym samym najbliższe właściwościom reologicznym mieszanki betonowej i najbardziej właściwym wydaje się model reologiczny ciała Bighama, który uwzględnia zależność naprężenia stycznego, Pa od sumy granicy płynięcia o, Pa oraz iloczynu lepkości plastycznej pl, Pa s i prędkości odkształcenia postaciowego, s -1 (2) [1,6-10]. Naprężenie pozostające poniżej wartości granicy płynięcia o - w sposób uproszczony odkształcenie dla < o, w rozważaniach dotyczących betonu, pozbawione jest znaczenia technologicznego (linia przerywana na Rys. 6) Ciało Binghama, po osiągnięciu granicy płynięcia o (1) reprezentuje ciało o właściwościach nieliniowych, które przeciwstawia się odkształceniu nie tylko dzięki swojej granicy płynięcia o, ale także dzięki lepkości plastycznej pl. (2) Rys. 6. Przebieg odkształcenia i płynięcia mieszanki betonowej pod obciążeniem [1] Aby uszczegółowić równanie reologiczne mieszanki betonowej, zdaniem autora [1], oraz biorąc pod uwagę zróżnicowaną jego strukturę wraz z osobliwościami jej zachowania pod obciążeniem, równanie reologiczne mieszanki betonowej przyjmuje postać (3) lub równoważną (4): = (H + - v pm ) tg + pl (3) = c + ( - v pm ) tg + pl (4) gdzie: H tg v pm ciśnienie spójności kapilarnej, naprężenie normalne, współczynnik tarcia wewnętrznego, stosunek objętości porów międzyziarnowych kruszywa do objętości mieszanki. o 185

186 Aby mieszanka uważana była za samozagęszczalną, musi charakteryzować się następującymi właściwościami: musi posiadać odpowiednią płynność, zdolność do samoodpowietrzenia oraz stabilność. Płynność mieszanki musi być taka, aby zapewnić szybkie i dokładne wypełnienie formy, zachować projektowane otulenie zbrojenia oraz wypoziomować górną powierzchnię pod własnym ciężarem [1] (Rys. 7). Rys. 7. Reologiczne kryteria samozagęszczalności mieszanki betonowej [11] Charakter parametrów reologicznych zmienia się z upływem czasu. Efekt ten nazywa się utratą urabialności. Charakter parametrów reologicznych w zależności od czasu przedstawiono na Rys. 8. Ponadto, mieszanka samozagęszczalna pozostawiona w spoczynku, wykazuje często efekt odwracalnego zesztywnienia, tzw. żelowania tiksotropowego [6,8,11,15,16]. Mieszanka taka staje się sztywna i nie wykazuje zdolności do rozpływu samoczynnego. Rys. 8. Parametry reologiczne w zależności od czasu [16] 186

187 4. Efekt tiksotropowego żelowania Efekt tiksotropii ( pamięć cieczy ) jest z założenia procesem odwracalnym. Przedstawia on ciało (ciecz), które będąc dłuższy czas w spoczynku uległo zastygnięciu tj. zwiększyło swoją lepkość. Gdy poddamy go ścinaniu (dostarczymy energię), w miarę upływu czasu, jego lepkość pozorna zacznie się zmniejszać [11]. Dzieje się tak na skutek stopniowego niszczenia jego struktury. Szybkość rozpadania się wiązań zależy od ich ilości, które mogą ulec destrukcji. Po ustąpieniu ścinania, w miarę wzrostu potencjalnej ilości wiązań z czasem, szybkość odbudowy zaczyna rosnąć. Prosty model ciała tiksotropowego opracował Roussel [20], w który pozwala na przewidywanie lepkości materiału w zależności od historii przepływu. Schematycznie, badanie krzywej przepływu, w tym tiksotropii, przedstawiono na Rys. 9. W najbardziej uproszczonej formie, model Roussel a zakłada, że granica płynięcia zależna jest od liniowego czasu odpoczynku (5), (6). gdzie: 0(t) = 00 + A t h i x t (5) A t h i x = 0/T (6) 00 dynamiczna granica płynięcia (zaraz po poddaniu mieszanki silnemu ścinaniu), A t h i x współczynnik tiksotropowy (Pa/s), t czas spoczynku (po silnym ścinaniu), T moment w czasie t. W przypadku samozagęszczalnej mieszanki betonowej, efekt tiksotropowego żelowania, występuje przed początkiem wiązania cementu (lub do pierwszych chwil wiązania). W związku z tym, że brak jest jasnych wytycznych dotyczących wyznaczania wartości tiksotropii, Autor [8] zaleca wyznaczać ją jako pole powierzchni ( breakdown area ) pomiędzy wykresami krzywych szybkości ścinania cieczy tiksotropowej, sporządzone wpierw dla rosnącej, później dla malejącej szybkości ścinania (Rys. 10, Rys. 11). Rys. 9. Schemat badania krzywej przepływu, w tym tiksotropii [10] 187

188 Jest to jednak kłopotliwe ze względu na sposób wyznaczania tej powierzchni za pomocą reometru. Wg autora niniejszego opracowania nie daje to jednak jednoznacznego i obiektywnego wyniku efektu tiksotropowego żelowania mieszanki betonowej. Rys. 10. Przykład pętli tiksotropowej dla mieszanki betonowej dla zwiększającej i zmniejszającej prędkości ścinania [20] Rys. 11. Breakdown area - naprężenia ścinające mieszanki samozagęszczalnej w zależności od szybkości ścinania [16] Parcie mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie W zależności od właściwości mieszanki samozagęszczalnej autorzy [19], wykonując badania parcia mieszanki betonowej na deskowanie posługując się modelem ściany o wymiarach 150 x 200 x 25 cm oraz symulowaniu prędkości betonowania wynoszącej 3.5,

189 7, 14, 28, 56 m/h dla ściany o wysokości 1, 3 oraz 6 m, zaproponowali równania (7) i (8) umożliwiające obliczenie parcia mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie przy uwzględnieniu tiksotropowego efektu sztywnienia mieszanki stosując założenia przedstawione na Rys. 12. Dla wysokości ściany wynoszącej 3 m wyniki badań poligonowych jak i teoretycznych (Rys. 13) wykazało bardzo dobrą zgodność, wskazującą na praktyczną przydatność tych zależności. Rys. 12 Założenia przyjęte do rozważań wyprowadzających równania parcia bocznego mieszanki samozagęszczalnej na deskowanie (oznaczenia w tekście) σ h = σ v - 2 C tix t (7) σ v = γ v t σ i m p (d a /d) (C tix v t 2 )/d (8) gdzie: σ h naprężenie na ściany deskowanie, σ v naprężenie pionowe, C thix współczynnik tiksotropii, ` t czas od momentu ułożenia mieszanki, γ ciężar mieszanki, v szybkość betonowania, σ imp naprężenie dynamiczne od podawania mieszanki betonowej, d grubość elementu, d A średnica podajnika, h wysokość słupa świeżej mieszanki betonowej granica płynięcia o 189