REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Transkrypt

1 VII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE GÓRAŻDŻE CEMENT S.A. Katedra Procesów Budowlanych Wydział Budownictwa Politechniki Śląskiej w Gliwicach GÓRAŻDŻE CEMENT HEIDELBERGCEMENT Group REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2005

2 KOMITET PROGRAMOWY Przewodniczący: prof. dr hab. inż. JANUSZ SZWABOWSKI Politechnika Śląska inż. ANDRZEJ BALCEREK Prezes Zarządu Górażdże CEMENT S.A. Członkowie: mgr inż. ERNEST JELITO Dyrektor Generalny Górażdże CEMENT S.A. mgr inż. FELICJAN SOBCZYK Dyrektor Handlowy Górażdże CEMENT S.A. dr inż. ZBIGNIEW GIERGICZNY Górażdże CEMENT S.A. dr inż. JACEK GOŁASZEWSKI Politechnika Śląska Sekretariat sympozjum: BARBARA PAJER Katedra Procesów Budowlanych Wydział Budownictwa Politechniki Śląskiej ul. Akademicka 5, Gliwice tel. (0-32) fax (0-32)

3 SPIS TREŚCI REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU I sesja Przewodniczący sesji - prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski Politechnika Śląska 1. Beton na cementach zawierających granulowany żużel wielkopiecowy a wymagania normy PN EN str. 5 - dr inż. Zbigniew Giergiczny, Górażdże CEMENT S.A. 2. Wpływ korozji siarczanowej na trwałość zapraw wykonanych z cementów zawierających popioły fluidalne - str prof. dr hab. inż. Jan Małolepszy, dr inż. Radosław Mróz, AGH Kraków 3. Wpływ rodzaju cementu na gazoprzepuszczalność betonów wysokowartościowych - str.31 - mgr inż. Tomasz Tracz, Politechnika Krakowska 4. Cementy żużlowe w budowie obiektów mostowych na drodze ekspresowej S1 Cieszyn Bielsko-Biała - str mgr inż. Mariusz Saferna, mgr inż. Sebastian Kaszuba, mgr inż. Artur Golda, Betotech Sp. z o.o. Dąbrowa Górnicza 5. Cementy żużlowe w technologii betonów natryskowych - str mgr inż. Witold Jawański, SIKA Poland, dr inż. Teresa Zych, Politechnika Krakowska II sesja Przewodniczący sesji - dr inż. Zbigniew Giergiczny Górażdże Cement S.A. 1. Wpływ domieszek napowietrzających na właściwości reologiczne mieszanek na spoiwach cementowych - str dr inż. Jacek Gołaszewski, Politechnika Śląska 2. Wpływ włókien stalowych na właściwości reologiczne i mechaniczne betonów samozagęszczalnych - str dr inż. Tomasz Ponikiewski, Politechnika Śląska 3. Wskaźnik reologiczny zaczynu w projektowaniu samozagęszczalności betonów - str mgr inż. Edmund Czopowski, Politechnika Śląska 3

4 4. Przewodność elektryczna świeżych zaczynów cementowych - str dr inż. Wolodymyr Boychuk, Politechnika Opolska, dr inż. Zbigniew Giergiczny, Górażdże Cement S.A. 5. Stosowanie betonu samozagęszczalnego w produkcji elementów prefabrykowanych - str mg inż. Marcin Klosa, mgr inż. Czesław Pauch, CONSOLIS Polska 4

5 VII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2005 Zbigniew Giergiczny 1 BETON NA CEMENTACH ZAWIERAJĄCYCH GRANULOWANY ŻUŻEL WIELKOPIECOWY A WYMAGANIA NORMY PN-EN Wprowadzenie Obowiązująca norma cementowa PN-EN [1] uwzględnia jako składniki główne szereg dodatków mineralnych. Jednym z głównych dodatków mineralnych stosowanych w produkcji cementu jest granulowany żużel wielkopiecowy. Skład chemiczny żużla stanowią przede wszystkim tlenki CaO, MgO, SiO 2 i Al 2 O 3, których udział wynosi od 90 do 95% jego masy. W zależności od szybkości i sposobu chłodzenia stopu żużlowego można otrzymać żużle o zmiennej zawartości fazy szklistej, zawartość której zazwyczaj stanowi ponad 80%. Prawie zawsze są obecne z żużlu składniki krystaliczne, do których należą przede wszystkim melility, merwinit i monticellit [2-6]. Cementy z dodatkiem granulowanego żużla wielkopiecowego (CEM II, CEMIII, CEM V) [7] posiadają szereg właściwości odmiennych w porównaniu z cementem portlandzkim CEM I. Odmienność cech jakościowych dotyczy przede wszystkim takich właściwości jak: urabialność mieszanki betonowej, ciepła hydratacji i szybkości przyrostu wytrzymałości w okresie początkowym i okresach późniejszych, odporności na działanie czynników korozyjnych [3-6, 8-10]. Cementy z dodatkiem granulowanego żużla wielkopiecowego są także cementami specjalnymi, spełniającymi wymagania normy PN-B [11]. W niniejszym artykule, na przykładzie oferty handlowej Górażdże Cement S.A., zwrócono uwagę na właściwości cementów z dodatkiem granulowanego żużla wielkopiecowego istotne przy produkcji betonu towarowego i produkcji elementów prefabrykowanych. 2. Wpływ dodatku granulowanego żużla wielkopiecowego na właściwości kompozytów cementowych Wprowadzenie granulowanego żużla wielkopiecowego do składu cementu wpływa na mikrostrukturę stwardniałego zaczyny cementowego [12]. Podstawowym składnikiem 1 dr inż., Górażdże Cement S.A., zbigniew.giergiczny@gorazdze.pl 5

6 fazowym stwardniałego zaczynu cementowego z cementu hutniczego jest faza C-S-H o niskim stosunku C/S (1 1,5) [4,11,13]. Posiada ona formy żelowe lub submikrokrystaliczne. Zawartość portlandytu i uwodnionych glinianów wapniowych (składników w głównej mierze odpowiedzialnych za odporność na agresję chemiczną) jest znacznie niższa niż w zaczynie z cementu portlandzkiego CEM I. Morfologia powstających produktów hydratacji wpływa na strukturę porowatości. W miarę wzrostu czasu twardnienia cementów z wysoką zawartością granulowanego żużla wielkopiecowego znacznemu zmniejszeniu ulega porowatość kapilarna, w efekcie czego betony wykonane z tych cementów wykazują wysoką szczelność i małą przepuszczalność dla agresywnych roztworów soli i gazów [5,8-10]. Istotnym czynnikiem decydującym o trwałości betonu jest również budowa warstwy przejściowej kruszywo-zaczyn. Warstwa ta, bezpośrednio związana z kruszywem o grubości 2 3 µm, jest bardziej zwarta i zawiera mniej wodorotlenku wapniowego niż warstwa przejściowa w betonie wykonanym na cemencie portlandzkim. Te wszystkie czynniki pozwalają na wytwarzanie z cementów hutniczych CEM III betonów o wysokiej trwałości. Zgodnie z wymaganiami normy PN-B [11] cementy hutnicze z wysoką zawartością granulowanego żużla wielkopiecowego (powyżej 55%) są cementami o wysokiej odporności na siarczany. Na rys. 1 przedstawiono wyniki badań odporności na korozję siarczanową prowadzone przez IMMB w Krakowie [13]. Z przebiegu krzywych widać, że najmniejsze zmiany wymiarów próbki związane z ekspansją produktów korozji zanotowano dla cementu hutniczego CEM III/A 32,5N-NA/NSR/LH i cementu hutniczego CEM III/B 32,5N-NA/HSR/LH. Ekspansja, % 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 CEM I 32,5R CEM II/B-S 32,5R CEM III/A 32,5N - HSR/LH/NA CEM III/B 32,5N - HSR/LH/NA Czas, tygodnie Rys. 1. Ekspansja zapraw cementowych przechowywanych w roztworze Na 2 SO 4 (badanie odporności na działanie siarczanów) Cementy o wysokiej i podwyższonej odporności na siarczany (cement hutniczy CEM III/A 42,5N-NA zwłaszcza przydatny w okresie obniżonych temperatur) powinny być stosowane do wykonywania nabrzeży portów morskich, zapór wodnych, jazów, śluz, filarów mostów, zbiorników wodnych, obiektów oczyszczalni ścieków oraz inne specjalistyczne obiektów narażonych na agresywne oddziaływanie gruntów lub wód gruntowych, np. fundamenty obiektów budowlanych, pale mostów. 6

7 Cementy hutnicze CEM III/A, B zmniejszają również potencjalną reaktywność alkaliczną kruszyw. Wpływ zawartości granulowanego żużla wielkopiecowego na zmniejszenie reaktywności alkalicznej kruszyw przedstawiono na rys. 2 [1]. Wysuwanych jest kilka hipotez na temat mechanizmu działania dodatków mineralnych i obniżania negatywnych skutków reakcji reaktywnych składników kruszyw z alkaliami: zmniejszenie przepuszczalności, która zmniejsza efektywne współczynniki dyfuzji jonów; wiązanie alkaliów i wodorotlenku wapniowego w reakcji pucolanowej; równomierne rozmieszczenie wodorotlenku wapniowego w zaczynie [3, 14]. Cementy z wysoką zawartością żużla charakteryzują się także szeregiem korzystniejszych właściwości fizycznych, do których zaliczamy wydłużony czas wiązania, mniejsze ciepło hydratacji oraz mniejszą dynamikę narastania wytrzymałości w początkowym okresie twardnienia i wysoką wytrzymałość na ściskanie w dłuższych terminach twardnienia (rys. 3). 2 1,8 Całkowita zawartość alkaliów jako Na 2 O eq, % 1,6 1,4 1,2 1 0,8 0,6 dopuszczalna zawartość alkaliów < Na 2 O eq Zawartość żużla, % Rys. 2. Dodatek granulowanego żużla wielkopiecowego, a zawartość alkaliów w cemencie nie powodująca pęcznienia betonu [2] Wytrzymałość, MPa CEM III/A 32,5N - HSR/LH/NA CEM II/B-S 32,5R CEM I 32,5R 8,6 15,2 21,1 26,4 32,5 34,2 48,3 47,4 48,7 59,6 58,5 52,4 62,7 61,2 55,5 67,2 64,4 56,9 70,1 67, Czas, dni 57,2 Rys. 3. Przyrost wytrzymałości na ściskanie zapraw cementowych 7

8 3. Cementy z dodatkiem granulowanego żużla wielkopiecowego w produkcji betonu towarowego Dobierając rodzaj cementu do wykonania betonu zwykłego zazwyczaj kierujemy się klasą wytrzymałościową betonu, którą chcemy uzyskać. Do betonów niższych klas wytrzymałościowych (C25/30) w praktyce zwykle stosujemy cement klasy wytrzymałościowej 32,5 (N lub R) [15]. Następne pytanie, jakie sobie stawiamy to jaki rodzaj cementu zastosować: portlandzki CEM I, czy portlandzki wieloskładnikowy CEM II, a może hutniczy CEM III. Z punktu widzenia zasad projektowania betonu dla większości klas ekspozycji betonu, według wymagań normy PN-EN [15], nie ma żadnych przeciwwskazań do stosowania cementów z dodatkiem granulowanego żużla wielkopiecowego. Potwierdzeniem niech będzie pokazany na rys. 4 poziom wytrzymałości uzyskany na cementach tej samej klasy wytrzymałościowej (ilość cementu 350 kg/m 3 betonu). Wytrzymałość, MPa w/c = 0,45 21,7 19,3 13,3 10,3 52,7 53,6 53,4 47,4 56,3 58,7 59,2 54,8 Wytrzymałość, MPa w/c = 0,50 19,3 15,9 9,2 7,1 47,3 47,9 46,8 41,2 52,4 52,6 52,7 48,5 0 2 dni 28 dni 90 dni 0 2 dni 28 dni 90 dni Wytrzymałość, MPa w/c = 0,65 33,3 33,1 34,3 10,5 8,2 4,8 2,3 23,2 37,4 38,9 39,6 28,6 2 dni 28 dni 90 dni CEM I 32,5R CEM II/B-S 32,5R CEM III/A 32,5N-HSR/LH/NA CEM III/B 32,5N-HSR/LH/NA Rys. 4. Wytrzymałość na ściskanie betonu w zależności od wartości wskaźnika w/c (350 kg cementu na 1 m 3 betonu) Cementy z wysoką zawartością żużla CEM III są szczególnie przydatne przy wykonywaniu betonów masywnych i betonów narażonych na korozyjne oddziaływanie środowiska (płyty fundamentowe, fundamenty mostów, betony hydrotechniczne). Jak 8

9 wiadomo reakcja cementu z wodą ma charakter egzotermiczny. Wydzielające się ciepło powoduje wzrost temperatury wewnątrz masywu betonowego. Efektem tego procesu może być powstanie naprężeń termicznych w twardniejącym betonie na wskutek różnicy temperatur pomiędzy rdzeniem a jego powierzchnią zewnętrzną. W przypadku, gdy wartość naprężeń przekroczy graniczną wartość wytrzymałości betonu w konstrukcji mogą wystąpić mikrospękania i zarysowania betonu. Tego rodzaju wady wpływają negatywnie na trwałość wznoszonej konstrukcji (obniżona szczelność i odporność na czynniki korozyjne). Te negatywne zjawiska można ograniczyć poprzez stosowanie cementu o niskim cieple hydratacji LH. Ilość wydzielonego ciepła w procesie hydratacji przez cementy hutnicze CEM III/A,B jest znacznie niższa w porównaniu z cementami portlandzkimi CEM I i cementami portlandzkimi mieszanymi CEM II, co pokazano na rys. 5. Przykładem efektywnego wykorzystania cementu o niskim cieple hydratacji może być wykonywanie dużych płyt fundamentowych na jednym z obiektów budowlanych na Śląsku. Przy użyciu cementu hutniczego CEM III/A 32,5N-HSR/LH/NA wykonano betony klas wytrzymałościowych B 30, B 35 i B 40 zgodnie z wymaganiami normy PN-B- 88/06250 Beton zwykły. Grubość płyty fundamentowej wynosiła od 1,5 m do 2,5 m, kubatura betonu m 3. Na rys. 6, na przykładzie betonu klasy B40 przedstawiono pomiar temperatury w trakcie prowadzenia betonowania. Z przebiegu krzywych widać, że najwyższe temperatury wyniosły C. Natomiast różnica temperatur w twardniejącym betonie nie przekroczyła 17 C. Alternatywne rozwiązanie, zakładające użycie cementu portlandzkiego CEM I 42,5N w budowie podpór mostowych, wymaga zazwyczaj dodatkowo skomplikowanego i drogiego systemu chłodzenia formowanego fundamentu w celu obniżenia gradientu temperatur i tym samym wartości naprężeń termicznych. 400 Ciepło, J/g Czas, dni CEM I 42,5R CEM I 32,5R CEM II/B-S 42,5N CEM II/B-S 32,5R CEM III/A 42,5N-NA CEM III/A 32,5N-HSR/LH/NA CEM III/B 32,5N-HSR/LH/NA Rys. 5. Ciepło hydratacji cementu 9

10 Temperatura, C Miejsca pomiaru temperatury 20 cm onad dolną krawędzią płyty w środku wysokości płyty 20 cm poniżej górnej krawędzi płyty Czas, dni Rys. 6. Pomiar temperatury w płycie fundamentowej (beton klasy B 40) Bardzo istotny wpływ na wytrzymałość cementów ma temperatura, zwłaszcza dotyczy to cementów z dodatkami mineralnymi ( rys. 7). Z zamieszczonych wykresów widać wyraźnie, że w okresie obniżonych temperatur należy stosować cementy o wyższym cieple hydratacji, np. CEM II lub cementy wyższych klas wytrzymałościowych, np. cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 42,5N lub cement hutniczy CEM III/A 42,5N-NA. Natomiast w okresie podwyższonych temperatur (od maja do końca października) efektywnym rozwiązaniem jest stosowanie cementów hutniczych CEM III/A,B 32,5N- NA/HSR/LH Wytrzymałość, MPa ,8 3,3 2 1,8 0,9 temperatura + 8 o C 10,6 6,9 7 3,8 3,0 26,6 24,6 20,4 1 dzień 2 dni 7 dni 11,9 9,5 Wytrzymałość, MPa ,2 8,2 temperatura + 20 o C 7,7 4,2 2,1 21,3 16,4 14,9 8,6 7,2 36,4 30,8 30,1 25,7 19,2 1 dzień 2 dni 7 dni Wytrzymałość, MPa temperatura + 38 o C 26,1 23,2 21,1 16,8 9,9 35,1 33,3 30,5 24,7 18,2 47,6 42,5 50,0 38,1 38,2 CEM II/B-S 42,5N CEM II/B-S 32,5R CEM III/A 42,5N-NA CEM III/A 32,5N-HSR/LH/NA CEM III/B 32,5N-HSR/LH/NA 0 1 dzień 2 dni 7 dni Rys. 7. Wytrzymałość wczesna na ściskanie zapraw cementowych w zależności od temperatury dojrzewania 10

11 Cementy hutnicze CEM III/A,B są bardzo dobrymi cementami do produkcji betonów samozagęszczających się (SCC) [12]. Zawarty w ich składzie żużel wielkopiecowy jest składnikiem spoiwa i mikrowypełniaczem. Nie bez znaczenia dla betonów SCC jest wysoka stabilność cech jakościowych tego rodzaju cementów. Cementy z dodatkiem żużla wielkopiecowego w klasach wytrzymałościowych 42,5 (cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 42,5N, cement hutniczy CEM III/A 42,5N-NA) i 52,5 (cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 52,5N) mogą być pełnowartościowymi składnikami betonów wysokowytrzymałościowych i wysokowartościowych [12]. 4. Cementy żużlowe w produkcji elementów prefabrykowanych Cementy stosowane w prefabrykacji betonowej i galanterii budowlanej (kostka brukowa, produkcja krawężników) powinny charakteryzować się wysoką wytrzymałością wczesną, która pozwala na szybką rotację form lub podkładów oraz właściwe magazynowanie i paletyzowanie elementów uformowanych (prefabrykacja drobnowymiarowa). Zazwyczaj wymagane właściwości prefabrykatów w okresie początkowym osiąga się poprzez: stosowanie cementu z wysoką wytrzymałością wczesną (R), stosowanie cementu wysokich klas wytrzymałościowych (42,5; 52,5), przyspieszanie procesu twardnienia cementu poprzez stosowanie domieszek chemicznych (istotne zwłaszcza przy obniżonych temperaturach) lub stosowanie obróbki cieplnej betonu (naparzanie niskoprężne, nagrzewanie betonu, itp.). Wymaganiom tym mogą sprostać właściwie zastosowane cementy żużlowe w klasie 42,5: cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 42,5N; cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 52,5N cement hutniczy CEM III/A 42,5N - NA Cementy zalecanych klas wytrzymałościowych charakteryzują się szybkim przyrostem wytrzymałości początkowej (zwłaszcza cementy o określonym poziomie wytrzymałości wczesnej R) (rys. 8), wysoką wytrzymałością końcową oraz wysokim ciepłem hydratacji. Nie bez znaczenia jest fakt, że przypadku stosowania cementu portlandzkiego wieloskładnikowego CEM II lub cementu hutniczego CEM III uzyskuje się także podwyższoną trwałość elementów prefabrykowanych oraz lepszą urabialność mieszanki betonowej (niższa gęstość właściwa cementu z dodatkiem żużla). a Wytrzymałość, MP ,7 CEM III/A 42,5N-NA CEM I 32,5R CEM IIB-S 42,5N CEM I 42,5R CEM II/B-S 52,5N 12,7 14,2 16,1 16,5 15,6 21,1 21,3 27,6 28,3 20,4 26, ,7 36,7 25,2 32,1 32,8 37,1 42,5 30,1 34,2 36,4 37,5 44, Czas, dni Rys. 8. Przyrost wczesnej wytrzymałości na ściskanie zapraw cementowych 11

12 Szczególnie przydatne są cementy żużlowe w produkcji prefabrykatów w okresie letnim. W takich warunkach dojrzewania (okres od maja do końca września) stosowanie cementu portlandzkiego żużlowego (CEM CEM II/B-S 42,5N i CEM II/B-S 52,5N) oraz cementu hutniczego CEM III/A 42,5N NA jest uzasadnione technologicznie i ekonomicznie. Dużym problemem producentów prefabrykatów betonowych są powstające na ich powierzchni wykwity. Zmniejszona tendencja do występowania wykwitów przy stosowaniu cementów z dodatkiem granulowanego żużla wielkopiecowego (np. CEM II/B- S 42,5N i 52,5N, CEM III/A 42,5N-NA) jest efektem mniejszej zawartości faz krzemianowych w składzie cementu oraz mniejszej porowatości i przepuszczalności stwardniałego betonu. Cementy z wysoką zawartością granulowanego żużla wielkopiecowego (CEM III/A, B) są najjaśniejszymi cementami wśród cementów szarych, co jest istotne przy produkcji elementów prefabrykowanych barwionych. 5. Cementy z dodatkiem granulowanego żużla wielkopiecowego a wymagania normy PN-EN Według zapisów normy PN-EN [15] cement do betonu określonej użyteczności dobiera się spośród cementów o ustalonej przydatności biorąc pod uwagę: realizację robót, przeznaczenie betonu, warunki pielęgnacji, np. niskociśnieniowa obróbka cieplna, wymiary konstrukcji (wydzielanie ciepła); przy betonach masywnych należy stosować cementy o niskim cieple hydratacji LH według wymagań normy PN-EN 197-1:2002/A1 [16](zmiana uwzględniająca cementy o niskimcieple hydratacji), warunki środowiska na które będzie narażona konstrukcja; w przypadku agresji chemicznej w klasie XA2 i XA3 należy stosować cementy odporne na siarczany według wymagań normy PN-B [11]. Jednakże należy mieć świadomość, że sama ochrona materiałowo-strukturalna nie jest wystarczająca, zwłaszcza kiedy zachodzące w ściekach procesy gnilne mogą powodować obniżenie się poziomu ph do 2 i dlatego zgodnie z sugestią autorów [17] należy stosować wówczas dodatkowe zabezpieczenia powierzchniowe (tabela 1); W przypadku agresji mrozowej skuteczną metodą zapewnienia trwałości betonu jest jego właściwe napowietrzenie. Problem ten został szeroko opisany w monografii [18] oraz artykule [19]; potencjalną reaktywność kruszywa z alkaliami zawartymi w składnikach. 12

13 Tablica 1. Dobór środków ochronnych w zależności od stopnia agresywności środowiska [17] Stopień Klasa agresywności agresywności wg PN-EN Ochrona przed korozją Słaby XA1 Materiałowo-strukturalna Średni XA2 Materiałowo-strukturalna i powierzchniowa Ograniczenie działania środowiska na konstrukcję Silny XA3 Materiało-strukturalna i powierzchniowa Całkowite odcięcie dostępu środowiska do konstrukcji W tabeli 2 przedstawiono zakresy i przykłady stosowania cementów z dodatkiem granulowanego żużla wielkopiecowego, zależnie od warunków oddziaływania środowiska na beton (klasy ekspozycji wg PN-EN 206-1). Tablica 2. Zakres i przykłady stosowania cementów w poszczególnych klasach ekspozycji [20] Rodzaj cementu Cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S Cement hutniczy CEM III/A,B Zakres i przykłady stosowania Przydatny we wszystkich klasach ekspozycji z wyłączeniem klasy XA 2 i XA 3 (potrzebne są cementy siarczanodporne HSR). Cementy wyższych klas wytrzymałościowych (42,5 i 52,5) są szczególnie zalecane do produkcji dachówki cementowej, betonowej kostki brukowej, krawężników, obrzeży chodnikowych oraz elementów prefabrykowanych. Są to bardzo dobre cementy do wykonywania betonów wysokich klas wytrzymałościowych ( C40/C50 i wyższych) Cement przydatny we wszystkich klasach ekspozycji (w klasach ekspozycji XA 2 i XA 3 należy stosować cement hutniczy CEM III/A,B HSR), z tym, że w klasie ekspozycji X F4 zaleca się stosowanie cementu hutniczego CEM III/A o mniejszej zawartości granulowanego żużla wielkopiecowego (<50%) i zazwyczaj w klasie wytrzymałościowej 42,5. Cementy hutnicze posiadają właściwości specjalne: niskie ciepło hydratacji (LH), wysoka odporność na korozyjne oddziaływanie środowisk agresywnych chemicznie (HSR) łącznie z agresją alkaliczną (NA). Szczególnie przydatne są w budowie fundamentów, wykonywaniu betonów masywnych, zapór wodnych, oczyszczalni ścieków, obiektów morskich i do prac budowlanych w górnictwie. Cement hutniczy CEM III/A,B 42,5N może być stosowany w produkcji prefabrykatów i galanterii betonowej. 13

14 5. Podsumowanie Cementy z dodatkiem granulowanego żużla wielkopiecowego (CEM II i CEM III) są pełnowartościowym spoiwem w produkcji betonu zwykłego, betonów nowej generacji i elementów prefabrykowanych. Dostępne są na rynku w klasie wytrzymałościowej 32,5 (N i R), 42,5N i 52,5N. Beton zwykły wykonany z cementów żużlowych charakteryzuje się dobrą urabialnością, mniejszym ciepło hydratacji, mniejszą dynamikę narastania wytrzymałości w początkowym okresie twardnienia, wysoką wytrzymałością na ściskanie w okresie normowym i dłuższych terminach twardnienia oraz wysoką odpornością na korozyjne oddziaływanie środowiska. Cementy żużlowe klasy wytrzymałościowej 42,5 i 52,5 mogą być z powodzeniem stosowane w produkcji betonów wysokich klas wytrzymałościowych (powyżej C 55/67) i elementów prefabrykowanych. Literatura [1] PN-EN PN-EN Cement. Część 1. Skład, wymagania i kryteria zgodności dotyczące cementów powszechnego użytku. [2] Bijen J.; Blast Furnace Slag Cement.VNC Association of the Netherlands Cement Industry pp.62. [3] Kurdowski W.; Chemia cementu. Wydawnictwo Naukowe PWN [4] Cement and Concrete Science & Technology (Ed. S.N. Ghosh),Vol. I, Part I, pp ABI Books Pvt.Ltd., New Delhi, [5] Bapat J.D.; Performance of cement concrete with mineral admixtures. Advances in Cement Research. 2001, Vol. 13, No 4, pp [6] Fang Y., Roy Della M., Malek R.E. I.A. Pore structure and chloride diffusion in slag pasts. 3 rd Beijing In. Symp. Cem. Cons., vol 2, 1993, Int. Acad. Pub. China, pp [7] PN-EN Cement. Część 1. Skład, wymagania i kryteria zgodności dotyczące cementów powszechnego użytku. [8] Geiseler J., Kollo H., Lang E.; Influence of blast furnace cements on durability of concrete structure. ACI Mat. J., 1995, vol.92, No 3, [9] Torii K., Sasatani T., Kawamura M.; Chloride penetration into concrete incorporating mineral admixtures in marine environment. 6 th CANMET/ACI Int. Conf. Fly ash, silica fume, slag and natural pozzolans in Concrete. Bangkok, Thailand, 1998, vol. 2, pp [10] Deja J. Odporność korozyjna cementów o wysokiej zawartości granulowanego żużla wielkopiecowego. Materiały Sympozjum Naukowo Technicznego, Chorula 1998 [11] PN-B-19707:2003: Cement. Cement specjalny. Skład, wymagania i kryteria zgodności. [12] Giergiczny Z., Małolepszy J., Szwabowski J., Śliwiński J.: Cementy z dodatkami mineralnymi w technologii betonów nowej generacji. Wydawnictwo Instytut Śląski, Opole, [13] ENV Determination of the resistance of cements to attack by sulphate solution or by sea water. [14] Owsiak Z.: Reakcje kruszyw krzemionkowych z alkaliami w betonie. Ceramika. Polski Biuletyn Ceramiczny. Zeszyt 72. Kraków,

15 [15] PN-EN 206-1: Beton Część 1: Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność. [16] PN-EN 197-1:2002/A1: 2005 Cement. Część 1: Skład, wymagania i kryteria zgodności dotyczące cementów powszechnego użytku [17] Fiertak M., Małolepszy J.: Beton materiał kompozytowy podlegający wpływom czynników środowiskowych. Sympozjum naukowo-techniczne Trwałośc betonu i jej uwarunkowania technologiczne, materiałowe i środowiskowe Kraków 2004, s [18] Rusin Z.: Technologia betonów mrozoodpornych. Polski Cement [19] Glinicki M.: Struktura porów powietrznych w betonie na drogi i mosty wymagania norm europejskich i wyniki diagnostyki. Sympozjum naukowo-techniczne Beton w infrastrukturze wsi i miast, Poznań [20] Giergiczny Z., Pużak T., Sokołowski M.: Cement jako składnik betonu spełniającego wymagania normy PN-EN Budownictwo, Technologie, Architektura, nr 1, 2005, s [21] Beton według normy PN-EN komentarz. Praca zbiorowa pod kierunkiem prof. lecha Czarneckiego. Polski Komitet Normalizacyjny - Polski Cement. Kraków s [22] Krajowe uzupełnienia PN-EN 206-1:2004.Beton Część 1: Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność. CONCRETE ON CEMENTS CONTAINING GRANULATED BLAST FURNACE SLAG REQUIREMENTS OF STANDARD PN-EN Summary The paper presents the analysis of cements with the addition of granulated blast furnace slag and their impact on the performance of concrete. It was stated, that these are the full value binders for the production of usual concrete and prefabricated elements. Concretes containing slag cements are characterized with good workability, high strength and increased chemical corrosion resistance. 15

16 VII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2005 Jan Małolepszy 1 Radosław Mróz 2 WPŁYW KOROZJI SIARCZANOWEJ NA TRWAŁOŚĆ ZAPRAW WYKONANYCH Z CEMENTÓW ZAWIERAJĄCYCH POPIOŁY FLUIDALNE 1. Wstęp Nowoczesne systemy spalania węgla w kotłach fluidalnych powodują, między innymi, powstawanie nowych interesujących rodzajów odpadów. Odpady te charakteryzując się specyficznym składem chemicznym i właściwościami na ogół nie mieszczą się w granicach wymagań norm PN-EN 197 jako dodatku do cementu oraz PN- EN 450 jako składnika betonu. Z tego właśnie powodu odpady z kotłów fluidalnych często traktowane są jako odpad nieprzydatny do wykorzystania w tradycyjnych, zgodnych z ustaleniami normowymi technologiach produkcji cementu. Odmienne od tradycyjnych, właściwości odpadów fluidalnych zarówno lotnych jak i dennych (popiół drobny i złoże denne) czynią je cennym surowcem do wykorzystania przy produkcji różnego rodzaju mieszanych spoiw wiążących [10,24]. Ilość informacji o odpadach z kotłów fluidalnych i ich wpływie na właściwości uzyskanych przy ich zastosowaniu cementów jest nadal niewystarczająca. Dotyczy to zwłaszcza porównań właściwości cementów zawierających popioły lotne i odpady denne. Szczególnie istotnym jest w przypadku odpadów dennych duża zawartość produktów dehydratacji minerałów ilastych [15,20,25,26]. Produkty te występując zazwyczaj w postaci amorficznej wykazują bardzo dobrą aktywność pucolanową, nierzadko wyższą od aktywności popiołów lotnych [25]. Dodatkowo obecność w tych odpadach produktów odsiarczania spalin, głównie anhydrytu, może pozwolić na wyeliminowanie gipsu ze składu tych cementów [24,25]. Przeprowadzone dotychczas badania potwierdzają, że odpady z kotłów fluidalnych mogą znaleźć zastosowanie jako składnik cementów, stanowiąc równocześnie materiał pucolanowy i regulator czasu wiązania [25,26]. Stąd celem podjętych badań było porównanie wybranych właściwości spoiw wykonanych na bazie odpadów dennych z kotłów fluidalnych ze spoiwami zawierającymi popioły z tradycyjnych instalacji spalania węgla. 1 prof. dr hab. inż., Akademia Górniczo-Hutnicza, jmalo@uci.agh.edu.pl 2 dr inż., Akademia Górniczo-Hutnicza, rmroz@uci.agh.edu.pl 17

17 Dane literaturowe podają [3,9,13,17], że cementy zawierające popioły lotne krzemionkowe pochodzące z konwencjonalnych instalacji spalania węgla ulegają korozji siarczanowej w znacznie mniejszym stopniu od cementów portlandzkich. Również zachowanie się tych cementów w obniżonych temperaturach wskazuje na ich lepszą odporność na korozję siarczanową od cementów portlandzkich [3,9]. Trwałość tych cementów w warunkach korozyjnych w obniżonej temperaturze jest determinowana składem chemicznym użytego w postaci dodatku popiołu lotnego [3]. Dobrze rozpoznany w literaturze jest rodzaj korozji siarczanowej w efekcie którego powstaje ekspansywny gips i etryngit [1,11,12]. Wskutek oddziaływania siarczanów na beton rozkładowi może ulegać również faza CSH [4-6,12]. Przykładem tego rodzaju korozji siarczanowej jest korozja siarczanowo-magnezowa a także taumazytowa [4-6,18]. Występowanie taumazytowego rodzaju korozji siarczanowej w betonie jest uwarunkowane działaniem na beton siarczanów alkalicznych i CO 2 w obniżonych temperaturach i środowisku o dużej wilgotności [4-6]. Powstawanie taumazytu wywołuje w betonie działania znacznie bardziej destruktywne niż krystalizacja ekspansywnego etryngitu i gipsu poprzez niszczenie fazy CSH będącej podstawowym szkieletem stwardniałego zaczynu cementowego a tym samym betonu [4-6]. W celu oceny podatności cementów z dodatkami odpadów fluidalnych (złoża dennego) przygotowano w skali laboratoryjnej cementy mieszane, które poddane zostały oddziaływaniu korozyjnemu środowiska siarczanowego w 20 i 5 o C dla określenia ich odporności na taumazytowy rodzaj korozji siarczanowej. Podstawowym przyjętym kierunkiem badań było określenie wpływu dodatku odpadów fluidalnych (złoża dennego) oraz popiołu krzemionkowego do cementu na jego odporność siarczanową w normalnych jak i obniżonych temperaturach. 2. Część doświadczalna 2.1. Przygotowanie cementów Założony cel badań zrealizowany został dla grupy 3 cementów przygotowanych w skali laboratoryjnej na bazie złoża dennego z odpadów fluidalnych z Elektrociepłowni Katowice oraz jednego cementu CEM II/B-V 32,5R (CLO) pochodzącego z Cementowni Górażdże jako cementu porównawczego. Do produkcji cementów użyto klinkieru portlandzkiego z Cementowni Górażdże oraz wspomnianego złoża dennego z EC Katowice. Charakterystykę klinkieru podano w tablicy 1. Natomiast analizę chemiczną złoża w tablicy 2. 18

18 Tablica 1. Skład chemiczny i fazowy klinkieru Górażdże Skład Klinkier Górażdże [%] Straty prażenia 0,13 SiO 2 22,57 Al 2 O 3 5,69 Fe 2 O 3 3,00 CaO 67,37 MgO 1,41 SO 3 0,56 Na 2 O 0,15 K 2 O 0,92 CaO w 0,8 MN 1,90 MK 2,6 MG 0,88 C 3 S 53,75 β C 2 S 22,7 C 3 A 9,6 C 4 AF 8,9 Tablica 2. Analiza chemiczna próbki złoże denne EC Katowice Składnik Zawartość [%] Str. Praż C/1h 4,00 SiO 2 38,68 Fe 2 O 3 3,21 Al 2 O 3 16,18 TiO 2 0,51 CaO 21,48 MgO 1,78 SO 3 13,99 S 2-0,16 CaO W 7,68 19

19 Zawartość SO 3 w przeliczeniu na CaSO 4 daje 23,78%. Dodatkowo, rozpatrując podatność cementów wykonanych z dodatkiem złoża dennego na korozję typu taumazytowego, należy pamiętać o obecności CaCO 3 w złożu dennym, głównie w postaci nieprzereagowanego sorbentu [2,8,14,21,22]. Składy cementów podano w tablicach 3 i 4. Tablica 3. Charakterystyka chemiczna cementu CEM II/B-V 32,5R Składnik Zawartość % Str. Praż C/1h 3,27 SiO 2 26,37 Fe 2 O 3 3,79 Al 2 O 3 10,82 Na 2 O 0,43 K 2 O 1,42 CaO 47,87 MgO 1,67 SO 3 2,21 Tabela 4. Skład przygotowanych w skali laboratoryjnej cementów Składnik Powierzchnia Klinkier złoże denne Oznaczenie cementu CaCO Górażdże EC Katowice 3 właściwa Zawartość % cm 2 /g CL1 CEM II/A CL2 CEM II/B CL3 CEM II/B Zastosowany do cementu CL3 dodatek CaCO 3 miał na celu wprowadzenie dodatkowych ilości jonów wapniowych jak i węglanowych jako źródła CO 2 dla oceny wpływu obecności dodatku kamienia wapiennego na odporność korozyjną tego rodzaju cementów [2,8,14,16,21,26]. Z przygotowanych cementów zostały wykonane beleczki zapraw normowych o wymiarach mm do badań zmian liniowych oraz beleczki 40x40x160 mm do badań wytrzymałościowych. Obydwie serie przechowywano przez 28 dni w wodzie Warunki dojrzewania Po 28 dniowym okresie dojrzewania zaprawy cementowe zostały podzielone na dwie grupy, przechowywane w dwóch różnych zakresach temperatur: - zakres I: 5 ± 1 0 C - zakres II: 20 ± 2 0 C. 20

20 Próbki zapraw zanurzone zostały w roztworze Na 2 SO 4. Równocześnie próbki odniesienia przechowywane były w wodzie destylowanej. Próbki dojrzewały w pozycji poziomej zanurzone 10 mm pod lustrem roztworów. Roztwór soli był wymieniany w odstępach 28 dniowych przez cały okres badania. Badania wykonywane były w terminach zgodnych z przyjętymi procedurami Badanie odporności cementów na działanie środowiska siarczanowego Badanie odporności na korozję siarczanową w roztworze Na 2 SO 4 przeprowadzono na wszystkich przyjętych do badań cementach. Badanie przeprowadzono dwoma metodami. Badanie pierwsze polega na określeniu za pomocą aparatu Graf-Kaufmana względnych zmian liniowych stwardniałych zapraw cementowych zaformowanych w postaci beleczek o wymiarach mm, dojrzewających w warunkach normalnych, następnie przechowywanych w roztworze Na 2 SO 4 o stężeniu SO 4 2- wynoszącym mg/dm 3. Próbki odniesienia przechowywane są w wodzie destylowanej. Pomiary długości beleczek wykonywano co 4 tygodnie. Badanie to jest wykonywane zgodnie z PN-B Cement. Cement specjalny. Skład, wymagania i kryteria zgodności. Badanie drugie polega na określeniu cech wytrzymałościowych stwardniałych zapraw cementowych zaformowanych w postaci beleczek o wymiarach mm. Określenie trwałości korozyjnej polega na określeniu zmian odpowiednio wytrzymałości na zginanie oraz na ściskanie próbek przechowywanych w środowisku siarczanów w stosunku do cech wytrzymałościowych próbek przechowywanych w wodzie. Jak wspomniano w punkcie 2.2. zaprawy cementowe przechowywano równolegle w temperaturze 20 i 5 O C. 3. Wyniki badań 3.1. Wyniki badań zmian liniowych Badania zmian liniowych beleczek prowadzone były po 4, 8, 12, 16, 20, 28, 48 i 52 tygodniach przechowywania próbek w roztworach. Wyniki przeprowadzonych pomiarów zmian liniowych zostały zestawione na rysunkach H 2 O, 20 C 5 4 H 2 O, 5 C wydłużenie [mm/m] wydłużenie [mm/m] tygodnie CLO CL1 CL2 CL3 Rys 1-2. Zmiany liniowe zapraw cementowych przechowywanych w temperaturze 5 i 20 O C w wodzie tygodnie CLO CL1 CL2 CL3 21

21 wydłużenie [mm/m] 21 Na 19 2 SO 4, 20 C tygodnie CLO CL1 CL2 CL3 wydłużenie [mm/m 21 Na 2 SO 4, 5 C tygodnie CLO CL1 CL2 CL3 Rys 3-4. Zmiany liniowe zapraw cementowych przechowywanych w temperaturze 5 i 20 O C w roztworze Na 2 SO 4 Analizując uzyskane wyniki badań (rys. 1-2), dotyczące próbek przechowywanych w wodzie destylowanej, nie zaobserwowano znacznych różnic w zachowaniu się zapraw cementowych w zależności od temperatury przechowywania. Odmienny efekt obserwujemy na rysunkach 3 i 4, które przedstawiają zmiany liniowe próbek poddanych oddziaływaniu roztworu siarczanów. W tym przypadku zaznacza się widoczna ekspansja próbek, która jest zróżnicowana w zależności od rodzaju cementu. Największe wartości ekspansji widoczne są dla próbek zapraw otrzymanych z cementu CL1, czyli dla cementu z 15% dodatkiem złoża dennego, niezależnie od temperatury przechowywania. Ekspansja tego tworzywa jest tak duża, że w niektórych przypadkach prowadzi do powstawania spękań próbek po tygodniach ich przechowywania w roztworze korozyjnym (rys. 5). Rys. 5. Spękania w beleczce zaprawy cementowej CL1 przechowywanej w roztworze siarczanów po 20 tygodniach Wyniki te pozwalają przypuszczać, że 15% dodatek złoża dennego do klinkieru prawdopodobnie nie powoduje ograniczenia podatności użytego klinkieru na korozję siarczanową. Dzieje się tak prawdopodobnie ze względu na niewystarczającą ilość dodatku pucolanowego, jeśli taką nazwą określimy użyte w postaci dodatku złoże denne, co 22

22 uniemożliwia doszczelnienie w wystarczającym stopniu matrycy cementowej. Interesujące, ze względu na założony cel pracy, są natomiast różnice w zachowaniu się cementów CL2 i CL3 (22% dodatku złoża dennego ), które wykazują większą ekspansję w obniżonej temperaturze przechowywania. Zjawisko to można próbować tłumaczyć krystalizacją serii roztworów stałych etryngitu z taumazytem w tych właśnie zaprawach, w przeciwieństwie do zapraw przechowywanych w temperaturze pokojowej, w których ekspansja jest związana jedynie z powstawaniem etryngitu. Można to uzasadnić zawartością wolnego CaO, CaCO 3 i CaSO 4 w tych cementach, wynikającą z 22% dodatku złoża dennego w przypadku cementu CL2 oraz dodatkowo jeszcze wprowadzonym CaCO 3 (5%) do cementu CL Wyniki badań wytrzymałości na ściskanie i zginanie Rezultaty badań odporności cementów na korozję siarczanową poprzez ocenę zmian cech wytrzymałościowych zapraw prowadzone były w następujących terminach: 90, 180 i 270 dni. Wyniki przedstawione są na rysunkach Wytrzymałość na ściskanie [MPa] Wytrzymałość na ściskanie [MPa] H 2 O, 20 C [dni] CLO CL1 CL2 CL3 Wytrzymałość na ściskanie [MPa] H 2 O, 5 C [dni] CLO CL1 CL2 CL3 Rys 6-7. Wytrzymałość na ściskanie zapraw cementowych przechowywanych w temperaturze 5 i 20 O C w wodzie Na 2 SO 4, 20 C [dni] CLO CL1 CL2 CL3 Wytrzymałość na ściskanie [MPa] Na 2 SO 4, 5 C [dni] CLO CL1 CL2 CL3 Rys 8-9. Wytrzymałość na ściskanie zapraw cementowych przechowywanych w temperaturze 5 i 20 O C w roztworze Na 2 SO 4 23

23 Wytrzymałość na zginanie [MPa] H 2 O, 20 C [dni] CLO CL1 CL2 CL3 Wytrzymałość na zginanie [MPa] H 2 O, 5 C [dni] CLO CL1 CL2 CL3 Rys Wytrzymałość na zginanie zapraw cementowych przechowywanych w temperaturze 5 i 20 O C w wodzie Wytrzymałość na zginanie [MPa] Na 2 SO 4, 20 C [dni] CLO CL1 CL2 CL3 Wytrzymałość na zginanie [MPa] Na 2 SO 4, 5 C [dni] CLO CL1 CL2 CL3 Rys Wytrzymałość na zginanie zapraw cementowych przechowywanych w temperaturze 5 i 20 O C w roztworze Na 2 SO 4 Decydujące znaczenie w odmienności zachowania się zapraw użytych do badań odporności na korozję siarczanową poprzez ocenę cech wytrzymałościowych w odniesieniu do badań zmian liniowych ma sposób przygotowania próbek. Próbki do badań wytrzymałościowych posiadają większe rozmiary (40x40x160) oraz charakteryzują się większym zagęszczeniem zaprawy (dłuższe wstrząsanie), co wynika z wymogów preparatyki metody. Wpływa to na zmniejszenie porowatości materiału, a tym samym obniżenie przepuszczalności dla roztworów korozyjnych. Powoduje to także wykształcenia bardziej zwartej struktury, a poprzez to dłuższe zachowanie rdzenia próbki w postaci niezmienionej w warunkach oddziaływania roztworów korozyjnych. W wykonanych badaniach wytrzymałościowych zapraw wykonanych z cementu referencyjnego oraz cementów z wprowadzonym złożem w ilościach dopuszczalnych dla 24

24 odmian cementów CEM II/A i CEM II/B przechowywanych w wodzie obserwuje się nieznaczny wzrost wartości cech wytrzymałościowych wraz z upływem czasu (po 90 dniach dojrzewania w warunkach normowych), co świadczy o pucolanowym charakterze wprowadzanych do tych cementów dodatków mineralnych. Również wszystkie cementy przechowywane w roztworze siarczanów w początkowym okresie czasu wykazywały wzrost wytrzymałości, zarówno na ściskanie jak i zginanie, a dopiero po około 90 dniach zaczęły zaznaczać się różnice w ich cechach wytrzymałościowych. Wyniki badań wytrzymałości próbek przechowywanych w roztworze siarczanów wskazują także na różnice w zachowaniu się zapraw w zależności od warunków temperatury przechowywania w dłuższych okresach czasu. Próbki zapraw cementowych z 22% dodatkiem złoża dennego (CL2 i CL3) dojrzewające w temperaturze 20 O C wykazują nieco niższe wytrzymałości na ściskanie od cementu referencyjnego i cementu z 15% dodatkiem złoża dennego (CL1). Wyniki te nie znajdują jednak potwierdzenia w wytrzymałości na zginanie, gdzie cementy CL2 i CL3 wykazują nieco lepsze rezultaty od cementu CL1. Zjawisko spadku wytrzymałości na ściskanie cementów CL2 i CL3 można próbować tłumaczyć pojawieniem się w tych cementach większych ilości etryngitu, ze względu na dostarczenie większej ilości CaSO 4 do tych cementów wraz z dodatkiem złoża dennego. Tym samym powstające w matrycy cementowej, kosztem innych bardziej wytrzymałych faz, większe ilości etryngitu mogły osłabić ich wytrzymałość na ściskanie. Natomiast z drugiej strony wykształcenie słupowe kryształów etryngitu, mogło wpłynąć na poprawę wytrzymałości na zginanie tych właśnie cementów. Większy spadek wytrzymałości na ściskanie ciał próbnych przechowywanych w obniżonych temperaturach można próbować wyjaśnić pojawianiem się taumazytu oraz roztworów stałych etryngit-taumazyt w zaprawach cementowych po około 270 dniach. Pozostaje to w zgodzie z danymi literaturowymi, które podają, że krystalizacja taumazytu występuje w zaprawach cementowych nie wcześniej niż po okresie 0,5-1 roku działania roztworów siarczanowych w obniżonych temperaturach [4-7]. Dodatkowym czynnikiem potwierdzającym taki stan rzeczy jest też większy spadek wytrzymałości na ściskanie cementów CL2 i CL3, czyli bogatszych w CaO, CaCO 3 i CaSO 4 ze względu na dodatek złoża dennego, w odniesieniu do cementu CL Obserwacje SEM EDS W celu potwierdzenia przypuszczeń związanych z powstawaniem taumazytu bądź serii roztworów stałych etryngit-taumazyt w omawianych zaprawach cementowych, przechowywanych w środowisku siarczanów w obniżonych temperaturach przeprowadzono na wybranych próbkach dodatkowe badania przy wykorzystaniu mikroskopii skaningowej oraz analizy rentgenograficznej. O wyborze ciał próbnych do badań posłużyły wyniki badań odporności cementów na siarczany oraz obserwacje makroskopowe próbek (rys. 14). 25

25 Rys. 14. Próbka zaprawy cementowej CL2 (roztwór siarczanów, 5 O C, 270 dni) Obserwacje mikrostruktury SEM-EDS potwierdziły występowanie w warunkach obniżonych temperatur w omawianych spoiwach mieszanin etryngitowo-taumazytowych [7,19] (rys. 15), podczas gdy w warunkach temperatury pokojowej stwierdzono jedynie występowanie etryngitu (rys. 16). Rys. 15. SEM-EDS zaprawy CL2 (roztwór siarczanów, 5 O C, 270 dni) Rys. 16. SEM-EDS zaprawy CL2 (roztwór siarczanów, 20 O C, 270 dni) 26

26 Największe ilości roztworów stałych etryngit-taumazyt zostały stwierdzone w próbkach CL3 po 270 dniach przechowywania w roztworze siarczanów. Celem potwierdzenia uzyskanych rezultatów obserwacji mikroskopowych wraz z analizą rentgenograficzną w mikroobszarach, wykonano dla wybranych próbek badania XRD. Rezultaty analizy rentgenograficznej potwierdziły występowanie roztworów stałych pomiędzy etryngitem a taumazytem w zaprawach cementowych wykonanych z cementów CL2 i CL3 przechowywanych w 5 O C w roztworze siarczanów (rys 17). Rys. 17. Wyniki analizy XRD zaprawy CL2 (roztwór siarczanów, 5 O C, 270 dni) 4. Podsumowanie Powstające odpady fluidalne (zarówno popioły jak i złoże denne) zasadniczo różnią się swoimi właściwościami fizykochemicznymi od popiołów powstających w paleniskach pyłowo-wirowych. Odpady fluidalne w swoim składzie fazowym zawierają, oprócz amorficznych faz powstałych z dehydratacji minerałów ilastych, również nieprzereagowany sorbent w postaci CaCO 3, wolne wapno i anhydryt [25,26]. Wyniki badań wskazują jednoznacznie, że zarówno skład mineralny klinkieru portlandzkiego jak i ilość zastosowanego dodatku decydują o odporności chemicznej otrzymanych na bazie tych składników cementów. Istotną korzyścią wynikającą ze stosowania odpadowego złoża fluidalnego jest eliminacja gipsu jako składnika cementu spełniającego rolę regulatora czasu wiązania. W przypadku badanych cementów rolę regulatora wiązania spełniają produkty odsiarczania spalin zawarte w złożu fluidalnym. Analizując dotychczas uzyskane rezultaty, można stwierdzić, że jest możliwe stosowanie odpadów energetycznych w postaci złoża fluidalnego (złoże denne) do otrzymywania cementów powszechnego użytku odmiany CEM II/A i CEM II/B. Obecność jonów siarczanowych, a dokładnie ich ilość, jest zagadnieniem bardzo istotnym z punktu widzenia odporności chemicznej tych tworzyw. Jony siarczanowe 27

27 reagujące z jonami glinowymi mogą prowadzić do tworzenia opóźnionego etryngitu, a także przy udziale innych faz mineralnych obecnych w matrycy cementowej taumazytu, co może być bezpośrednią przyczyną niszczenia betonu wykonanego przy użyciu takich cementów. Stąd należy podejść do zagadnienia stosowania tego typu odpadów jako dodatku do cementu z dużą ostrożnością, biorąc przede wszystkim pod uwagę zawartość wolnego CaO, CaCO 3 i CaSO 4 w odpadzie fluidalnym stosowanym w formie dodatku. Realnym wydaje się być wprowadzanie jako dodatku do cementu mieszanin popiołu lotnego (o mniejszej zawartości wolnego CaO i CaSO 4 ) wraz z kontrolowaną ilością odpadu dennego dla zachowania odpowiedniej (bezpiecznej) ilości wolnego CaO i CaSO 4 w cemencie. Zapewnienie właściwych proporcji popiołów jako dodatku do cementów typu CEM II może także ograniczyć ich podatność na korozję siarczanową, w tym także taumazytową. Wskazują na to także uzyskane dla cementu referencyjnego CEM II/B-V 32,5R wyniki badań odporności na korozję siarczanową. Występujący w cemencie dodatek popiołu lotnego w warunkach badań prowadzonych zarówno w 20 jak i 5 O C znacznie ograniczył podatność wykonanych na bazie tego cementu zapraw na korozję siarczanową w odniesieniu do cementów z dodatkiem złoża fluidalnego. Literatura [1] E.F. Irassar, V.L. Bonavetti, M. Gonzalez: Microstructural study of sulfate attack on ordinary and limestone Portland cements at ambient temperature, Cement and Concrete Research 33, 2003, s [2] I. Soroka, N. Stern: Effect of calcareous fillers on sulphate resistance of portland cement, Bull. Am. Ceram. Soc. 55(6), 1976, s [3] J. Bensted: Fly Ash for resistance to thaumasite Sulphate Attack, CWB Nr 1, 2000, s [4] J. Bensted: Scientific background to thaumasite formation in concrete, World Cement Research 11, 1998, s [5] J. Bensted, S. P. Varma: Studies of thaumasite, part II, Sil. Ind. T 39, 1974 [6] J. Bensted, S. P. Varma: Studies of Thaumasite, Sil. Ind. T 2, 1973 [7] J. Małolepszy, R. Mróz: The condition of thaumasite formation and its role in concrete, Proceedings of 11 th International Congress on the Chemistry of Cement, Durban, South Africa, 2003, s [8] J. Małolepszy, R. Mróz: Korozja siarczanowa zapraw cementowych z dodatkiem złoża dennego powstającego w procesie fluidalnego spalania węgla, Materiały Konferencyjne Dni Betonu Tradycja i Nowoczesność, Wisła października [9] K. Lipus, H.M. Sylla: Investigations in Germany of the thaumasite form of sulphate attack, Proceedings of the First International Conference on Thaumasite in Cementitious Materials, BRE, Garston, Wielka Brytania, czerwiec 2002 [10] M. Gawlicki, W. Roszczynialski: Ocena możliwości wykorzystania w przemyśle cementowym ubocznych produktów spalania powstających w kotłach fluidalnych, IV Konferencja Naukowo-Techniczna Zagadnienia Materiałowe w Inżynierii Lądowej MATBUD 2003, Politechnika Krakowska, Kraków, czerwca

28 [11] M. Santhanam, M.D. Cohen, J. Olek: Mechanism of sulfate attack: A fresh look. Part 1: Summary of experimental results, Cement and Concrete Research 32, 2002 s [12] M. Santhanam, M.D. Cohen, J. Olek: Mechanism of sulfate attack: A fresh look. Part 2: Proposed mechanisms, Cement and Concrete Research 33, 2003, s , [13] M. Schneider, S. Puntke, M.M. Sylla, K. Lipus: The influence of cement on the sulfate resistance of mortar and concrete, Cement International 1, 2002, s [14] M.A. Gonzalez, E.F. Irassar, Effect of limestone filler on the sulphate resistance of low C 3 A Portland cement, Cement and Concrete Research 28, 1998, s [15] O.S. Baghabra Al.-Amoudi: Attack on plain and blended cements exposed to aggressive sulfate environments, Cement & Concrete Composites 24, 2002, s [16] P. Brown, R.D. Hooton: Ettringite and thaumasite formation in laboratory concretes prepared using sulphate-resisting cements, Cement & Concrete Composites 24, 2002, s [17] P. Nobst, J. Stark: Investigations on the influence of cement type on the thaumasite formation, Proceedings of the First International Conference on Thaumasite in Cementitious Materials, BRE, Garston, Wielka Brytania, czerwiec 2002 [18] P.W. Brown, Thaumasite formation and other forms of sulfate attack, Cement & Concrete Composites 24, 2002, s [19] S. Barnett i inni: Study of thaumasite and ettringite phases formed in sulfate/blast furnace slag slurries using XRD full pattern fitting, Cement & Concrete Composites 24, 2002, s [20] S. Sahu, S.A. Brown, R.J. Lee: Thaumasite formation in stabilized coal combustion by-products, Cement & Concrete Composites 24, 2002, s [21] S.A. Hartshorn, J.H. Sharp, R.N. Swamy, Thaumasite formation in Portlandlimestone cement pastes, Cement and Concrete Research 29, 1999, s [22] S.A. Hartshorn, J.H. Sharp, R.N. Swamy: The Thaumasite form of sulphate attack in Portland-limestone cement mortars stored in magnesium sulphate solution, Cement & Concrete Composites 24, 2002, s [23] Thaumasite Expert Group The thaumasite from of sulfate attack: Risks, diagnosis, remedial works and guidance on new construction. Raport of the Thaumasite Expert Group, DETR, Londyn, 1999 [24] W. Brylicki, J. Małolepszy: The Hydraulic and Pozzolanic Properties of Waste Products from Fluidizes Black Coal Combustion in Circulation Atmosferic Boiler Furnance, 14th Int. Baustofftagung IBAUSIL. Weimar Mat. Konf. s [25] W. Brylicki, J. Małolepszy: Właściwości cementów zawierających odpady z fluidalnego spalania paliw w paleniskach cyrkulacyjnych atmosferycznych, Polish Ceramic Bulletin. CERAMICS Vol. 66/1. Kraków 2001, s [26] Z. Pytel: Wpływ warunków dojrzewania zapraw z cementów zawierających popioły denne z kotłów fluidalnych na ich trwałość w środowisku jonów siarczanowych, IV Konferencja Naukowo-Techniczna Zagadnienia Materiałowe w Inżynierii Lądowej MATBUD 2003 Politechnika Krakowska, Kraków, czerwca

29 THE INFLUENCE OF SULPHATE CORROSION ON DURABILITY OF CEMENT MORTARS PRODUCED FROM CEMENTS CONTAINING BOTTOM-ASHES Summary Desulfurisation of gases from coal fluidised-bet combustion causes formation of interesting waste (deposit/bottom-ash). The bottom-ashes from coal fluidised-bed combustion installation are characterised with high pozzolanic activity and containing anhydrite and CaCO 3. Usage these material as addition in production of cement and concrete is demand by polish standards PN-EN 197 and PN-EN 450. Usage of these material as ash addition in production of ash cement CEM II/A and CEM II/B type is essential part of our research. The objective of this study is to identify the effect of bottom-ash from coal fluidised-bed combustion installation on durability of mortar exposed to sodium sulfate solution in comparison to mortars containing cement with traditional fly-ash. Some authors [5,6] concluded that fly-ash could increase the sulfate resistance of cement. The results of our research will give answer on the following question: Is the sulphate resistance of cements with bottom-ash from coal fluidised-bed combustion installation similar to cements with traditional fly-ash. In addition, special attention is focused on the conditions under which thaumasite can be formed in sodium sulfate attack at low and ambient temperature. Four types of cement were used in the experiment. First one CEM II/B-V 32,5R was produced by the Górażdże Cement plant. The other cements: CEM II/A, CEM II/B and CEM II/B with 5% CaCO 3 were produced at the laboratory. Results of research will show practical limit of the quantity of the bottom-ash from coal fluidised-bed combustion installation as addition to cement. The compressive and flexural strength, linear changes, XRD and SEM-EDS studies will be presented in the article. 30

30 VII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2005 Tomasz Tracz 1 WPŁYW RODZAJU CEMENTU NA GAZOPRZEPUSZCZALNOŚĆ BETONÓW WYSOKOWARTOŚCIOWYCH 1. Wstęp Trwałość mineralnych materiałów budowlanych, które w zdecydowanej większości są ciałami kapilarno-porowatymi, zależy w bardzo dużej mierze od stopnia dostępności ich porowatej struktury dla mediów pochodzących ze środowiska, w którym materiał jest eksploatowany [4, 6, 11, 12,13]. Mediami tymi mogą być gazy lub ciecze. Spośród gazów wymienić trzeba przede wszystkim tlen (O 2 ), azot (N 2 ) oraz dwutlenek węgla (CO 2 ) i powietrze. Głównym medium ciekłym, z jakim kontaktuje się beton jest oczywiście woda, a właściwie woda środowiskowa, czyli wodne roztwory różnych substancji, w tym także roztwory substancji chemicznie agresywnych wobec składników mineralnego szkieletu materiału. Do chwili, gdy w praktyce stosowano niemal wyłącznie betony zwykłe, badanie przepuszczalności określanej przy przepływie wody w wystarczająco dokładnym stopniu pozwalało na ich rozróżnienie pod względem tej cechy. Wobec betonów wysokowartościowych, a więc betonów o niejako z definicji bardziej szczelnej strukturze (i w konsekwencji mniejszej przepuszczalności), badanie to stało się nieprzydatnym [2,20]. W przypadku większości betonów wysokowartościowych niemożliwym okazuje się bowiem uzyskanie skrośnego przepływu wody przez próbkę o reprezentatywnych wymiarach. Gdy pomiarowi podlega tylko głębokość penetracji wody, często mamy do czynienia z tym, że dla istotnie różnych pod względem wytrzymałości betonów tej grupy, głębokość ta okazuje się taka sama [19, 20]. Przydatność znajomości przepuszczalności określanej podczas przepływu gazów potwierdzają wyniki badań przedstawione między innymi w pracach [5, 7, 20], które dotyczą tej cechy w odniesieniu do tak różnych materiałów, jak betony istniejących konstrukcji, cegły ceramiczne w obiektach zabytkowych lub materiały kamienne. Znając przepuszczalność danego materiału można bowiem prognozować jego potencjalną trwałość, a także przydatność do różnych zastosowań technicznych. 1 mgr inż., Politechnika Krakowska, ttracz@imikb.wil.pk.edu.pl 31

31 2. Przepuszczalność mediów ciekłych i gazowych Beton cementowy traktować można jako kompozyt trójskładnikowy, którego komponentami są stwardniały zaczyn cementowy w masie, ziarna kruszywa oraz specyficznie zmodyfikowany zaczyn w bezpośrednim sąsiedztwie ziaren (strefa stykowa). Możliwymi drogami transportu mediów działających pod ciśnieniem, w materiale kapilarno porowatym jakim jest beton, są [18]: sieć otwartych porów w zaczynie, sieć otwartych porów w materiale ziaren kruszywa, pory i inne nieciągłości otwarte w strefie stykowej zaczyn-kruszywo. W praktyce mamy do czynienia z wieloma typami mediów oddziaływujących na porowatą strukturę betonu. Przepływ tych mediów może odbywać się tylko i wyłącznie przez sieć porów otwartych (przelotowych). Porowatość taką, bez wątpienia posiada zaczyn cementowy w masie, jak również w strefie stykowej z kruszywem. Stosując niskie wartości wskaźnika w/c, dodatki mineralne o dużej aktywności pucolanowej oraz domieszki chemiczne, wpływamy znacząco na porowatość zaczynu. Przede wszystkim obniżając całkowitą porowatość, ale również przesuwając rozkład porów w kierunku porów o mniejszych średnicach, co powoduje niewątpliwie spadek przepuszczalności. Starania związane z modyfikacją porowatej struktury zaczynu cementowego mogą doprowadzić do tego, iż beton stanie się całkowicie szczelny wobec wody [20]. Natomiast jest mało prawdopodobne by otrzymać taką szczelność betonu wobec mediów gazowych. Większość materiałów kamiennych stosowanych jako kruszywo do betonu, a zwłaszcza betonu wysokowartościowego, to materiały mało przepuszczalne. W wielu przypadkach są one szczelne całkowicie wobec wody, a przepuszczalność dla gazu jest co najmniej o rząd wielkości mniejsza od przepuszczalności stwardniałego zaczynu cementowego Ruch gazu w materiałach porowatych Przy przepływie gazu przez materiał kapilarno porowaty, wyłączając charakterystykę samego gazu, jego rodzaj uzależniony jest od średnicy kapilar stanowiących drogę przepływu oraz od różnicy ciśnień panujących po obu stronach próbki. O tym, jaki rodzaj przepływu będzie zachodził w kapilarze o danej średnicy, decydować będzie wielkość tzw. średniej drogi swobodnej danego gazu która zależy między innymi od ciśnienia. Według wielu autorów [3, 14] rozróżnić można co najmniej trzy rodzaje przepływu gazu przez ciała porowate: przepływ Poiseuille'a - o prędkości przepływu decyduje opór lepki, przepływ ten nazywany jest lepkościowym, przepływ Knudsena - o prędkości przepływu decydują prawa dyfuzji objętościowej, przepływ Volmera - przepływ odbywa się wskutek dyfuzji powierzchniowej. Obserwowany w badań przepuszczalności nieproporcjonalny wzrost natężenia przepływu gazu przy zwiększającym się gradiencie ciśnienia, wynika z tego, iż wraz ze wzrostem ciśnienia przepływ lepkościowy odbywa się w coraz to większej ilości porów. Porów o takich średnicach, dla których przy mniejszych ciśnieniach zachodził jedynie przepływ Knudsena. 32

32 2.2. Istota wyznaczania przepuszczalności betonu przy przepływie gazu metodą RILEM-Cembureau Laboratoryjna metoda RILEM-Cembureau [17], służy do oceny przepuszczalności betonu wobec gazu. Jako gaz najczęściej stosuje się tlen. Możliwe jest także używanie innych gazów, jak azot lub powietrze. Zaletą stosowania w badaniu przepuszczalności gazów obojętnych wobec składników szkieletu materiału jest możliwość ich wielokrotnego powtarzania. Badania przepuszczalności za pomocą omawianej metody wymagają stosowania próbek walcowych o średnicy 150±1 mm i wysokości 50±1 mm. Próbki te wycinano z normowych walców po uzyskaniu przez beton wieku 28 lub 90 dni. Ponieważ stan wilgotnościowy betonu bardzo silnie wpływa na wynik pomiaru przepuszczalności, ważnym jest proces ich odpowiedniego przygotowania przed badaniem [1, 15]. Przygotowanie próbek polegało na suszeniu w temperaturze +105 o C do stałej masy, tzn. tak długo, aż dwa kolejne ważenia w odstępie 24 godzin nie wykazywały zmiany masy większej niż 0,5 g. Osiągnięcie stałej masy przez próbki trwało około 4 tygodni. Po suszeniu próbki umieszczano w eksykatorze, aby po ostygnięciu do temperatury otoczenia, zazwyczaj następnego dnia przeprowadzić badanie przepuszczalności. Wartość przepuszczalności obliczano według podanego wzoru: 2 Q Pa η L = [m 2 ] (1) 2 A (P P ) k 2 a w którym: Q = V/t - określone doświadczalnie natężenie przepływu [m 3 /s], P - stosowana wielkość ciśnienia (absolutnego) [Pa], P a - ciśnienie atmosferyczne (1 bar = 10 5 Pa), A - powierzchnia przekroju próbki [m 2 ], L - grubość próbki [m], η - lepkość dynamiczna gazu [Pa s]. Widok urządzenia do badania przepuszczalności metodą RILEM-Cembureau [10, 17] przedstawia rys. 1. Urządzenie składa się z butli (1) wypełnionej gazem (azot) do której zainstalowany jest precyzyjny dwustopniowy reduktor membranowy (2). Reduktor ten umożliwia płynną regulację ciśnienia "wejściowego" P w zakresie od 0,02 do 0,3 MPa, oraz stabilne utrzymanie ciśnienia z dokładnością ±1% jego wartości. Przed głowicą (4), w której znajduje się próbka, zainstalowany jest precyzyjny ciśnieniomierz (3) o zakresie 0 do 0,25 MPa, klasy 0,6. Posiada on działkę elementarną 0,005 MPa i dokładność pomiaru ciśnienia ±0,6% jego aktualnej wartości. Jednym z najważniejszych elementów urządzenia jest specjalna komora (4), w której mocuje się i uszczelnia próbkę na jej pobocznicy. W praktyce urządzenie posiada trzy takie komory, co umożliwia równoczesne badanie trzech próbek. Zwiększenie przepływu gazu w reduktorze, przy równoczesnym badaniu trzech próbek, ułatwia ponadto jego regulację. Komory muszą zapewnić, aby przepływ odbywał się wyłącznie przez ściśle określoną powierzchnię przekroju próbki. Uszczelnienie to uzyskuje się poprzez docisk do pobocznicy próbki walcowej kołnierza wykonanego ze specjalnej miękkiej gumy 33

33 silikonowej. Docisk kołnierza do próbki zapewniany jest poprzez wprowadzenie sprężonego powietrza do wnętrza dętki dociskowej. Wprowadzane ciśnienie, zapewniające pełne uszczelnienie próbek betonowych na ich powierzchni bocznej, wynosi około 1,6 MPa. ( 3) ( 5) ( 2) ( 4) ( 1) Rys. 1. Widok kompletnego stanowiska do badania przepuszczalności betonu, zgodnego z zaleceniami RILEM-Cembureau (opis w tekście) [10, 17] Przekrój stosowanej komory (4), spełniającej wymogi zawarte w zaleceniach RILEM-Cembureau [17] przedstawiono na rys. 2, natomiast na rys. 3 pokazano zdjęcie stosowanej komory wraz z zainstalowaną w niej próbką. uszczelnienie lateralne (dętka) ciśnienie Pa pomiar Q próbka φ=150 / h=50 mm obudowa stalowa ciśnienie P Rys. 2. Przekrój komory do mocowania i uszczelniania próbki 34

34 Rys. 3. Widok komory z próbką i dętką dociskającą gumowy kołnierz uszczelniający (widok przy zdjętej górnej pokrywie komory) Pomiar objętości gazu przepływającego przez próbkę w określonym czasie odbywa się za pomocą kalibrowanych rurek (biuret) różnej objętości (5), wyposażonych w pompkę umożliwiającą wytworzenie w niej wskaźnika w postaci bańki mydlanej (ang. bubble flow meter). W celu uzyskania odpowiedniej "elastyczności" urządzenia, pozwalającej na badanie zarówno betonów bardziej, jak i mniej przepuszczalnych, wyposażono go w zestaw rurek kalibrowanych o objętościach pomiarowych 2; 5; 10; 25; 50 i 100 ml. Objętość pomiarową dobierano w zależności od przepuszczalności badanego betonu, tak aby pojedynczy pomiar objętości przepływającego gazu trwał, zgodnie z zaleceniami RILEM [17] od 20 do 60 s. Pomiar czasu przepływu wykonywano z dokładnością ±0,1 s. 3. Przedmiot i ramowy program badań Przedmiotem badań prezentowanych w referacie jest tytułowa ocena wpływu rodzaju stosowanego cementu na przepuszczalność betonów wysokowartościowych. Ze względu na różnorodność stosowanych cementów założono, iż rozpatrywać się będzie betony klas od C60/75 do C90/105 wykonane z kruszywa bazaltowego. Przepuszczalność określano przy przepływie gazu, a konkretnie azotu. Badaniami objęto pięć wariantów betonów wysokowartościowych (oznaczenie od "1" do "2") o identycznych zawartościach składników, wykonanych z zastosowaniem pięciu różnych rodzajów cementu oraz jeden wariant betonu zwykłego (oznaczonego "6"), którego właściwości stanowią porównawcze tło dla właściwości BWW. W ramach badań, oprócz przepuszczalności oznaczanej metodą RILEM-Cembureau [10, 17], przeprowadzono szereg badań towarzyszących, obejmujących właściwości mieszanek betonowych oraz innych właściwości fizycznych i mechanicznych betonów stwardniałych, badania ich mikroporowatości, a także obserwacje mikrostruktury ze szczególnym uwzględnieniem jakości strefy stykowej między zaczynem i kruszywem. 35

35 W ramach prac pomocniczych, dla jednego z analizowanych BWW dokonano także statystycznej oceny jednorodności wyników pomiarów przepuszczalności (patrz pkt. 5.1). 4. Charakterystyka stosowanych cementów Wszystkie używane rodzaje cementów pochodziły z tej samej cementowni Górażdże Cement S.A. wchodzącej w skład Heidelberg Cement Group. We wszystkich więc przypadkach zawierały one niemal identyczny klinkier portlandzki. Jedynym cementem konfekcjonowanym we własnym zakresie był obecnie nie produkowany cement portlandzki z dodatkiem pyłu krzemionkowego CEM II/A-D. Cement ten wykonano przez zmieszanie cementu portlandzkiego CEM I 42,5 z 10% dodatkiem pyłu krzemionkowego Silimic pochodzącego z huty Łaziska. Stosowane cementy posiadały klasę wytrzymałości 42,5 z wyjątkiem cementu CEM II/B-V, który jest produkowany tylko w klasie 32,5. Badania wszystkich właściwości cementów zostały przeprowadzone w laboratorium ich producenta, cementowni Górażdże Cement S.A. Wyniki wybranych badań przeprowadzonych zgodnie z wytycznymi podanymi w normie PN-EN [16] zostały szczegółowo podane w tablicy 1. Cement Tablica 1. Właściwości fizyczne stosowanych cementów Czas początku wiązania [min] Zmiana objętości [mm] Pow. właściwa [cm 2 /g] Ciepło hydratacji (po 7dniach) [J/g] po 2 dniach Wytrzymałość na ściskanie [MPa] po 28 dniach CEM I 42,5R CEM III/A 42,5N CEM II/A-D 42,5 CEM II/B-V 32,5 CEM II/B-S 42, ,0 0,0 1,0 0,5 0, ,4 290,9-278,0 349,0 27,6 15,3 29,4 14,3 20,2 53,1 57,0 61,8 39,7 57,1 Porównując przedstawione wyniki badań właściwości cementów z wymaganiami normy PN-EN [16] stwierdzić należy, że wszystkie cementy wymagania te spełniają. W przypadku wielu właściwości spełniają jej z dużym zapasem. 5. Wyniki badań przepuszczalności i ich analiza 5.1. Ocena jednorodności wyników pomiaru przepuszczalności metodą RILEM-Cembureau Wobec zaleceń RILEM [17] oraz informacji podawanych w pracach Kollek a [10], mówiących o wystarczającej dla oceny przepuszczalności betonu bardzo małej liczbie trzech próbek, postanowiono dokonać oceny jednorodności wyników badania tej cechy. Badania te miały na celu określenie wpływu usytuowania wycinanych próbek 150/50 mm względem mierzonej w kierunku betonowania wysokości walcowej próbki 36

36 wyjściowej 150/300 mm. Problem ten może mieć praktyczne znaczenie, na przykład w przypadku oceny jakości betonu w otulinie górnych i dolnych prętów w przekroju elementu żelbetowego. Prezentowaną ocenę przeprowadzono badając przepuszczalność próbek jednego z analizowanych betonów wysokowartościowych, a mianowicie z betonu z cementu portlandzkiego z dodatkiem pyłu krzemionkowego CEM II/A-D. Beton ten uznano bowiem za najbardziej reprezentatywny dla wykonywanych obecnie i stosowanych w praktyce betonów wysokowartościowych. Łącznie badaniom poddano 75 sztuk próbek 150/50 mm wyciętych z 15 walców 150/300 mm (po 5 z każdego). Rozpatrywane pięć populacji wyników, oznaczono symbolami od _1_ do _5_ określającymi miejsce usytuowania próbek w próbce "wyjściowej". Każda z tych populacji liczyła po 15 wyników uzyskanych w badaniach próbek z każdego z poziomów. Na rys. 4 przedstawiono graficzne porównanie jednorodności wyników badań przepuszczalności określanej na próbkach pochodzących z różnych poziomów próbki wyjściowej. Każda z populacji została tu scharakteryzowana przez wartości średnie i wartości skrajne. 9, przepuszczalność 10 [m ] 8,0 7,0 6,0 5,0 4,0 3,0 Średnia Min - Maks 300 mm 50 mm 50 mm 50 mm 50 mm 50 mm 150 mm powierzchnia zacierana 2,0 1,0 _ _ poziom w próbce wyjściowej Rys. 4. Charakterystyka jednorodności populacji wyników badań przepuszczalności określanej na próbkach pochodzących z różnych poziomów próbki wyjściowej Powyższy rysunek wyraźnie pokazuje, że analizowane populacje posiadają różną jednorodność. Z im niższej partii próbki wyjściowej zostały wycięte próbki, na których badano przepuszczalność, tym jednorodność ta jest większa. Najbardziej od pozostałych odbiegają populacje wyników badań próbek wyciętych z poziomów _1_ i _2_. Populacje te charakteryzują się dużymi wartościami rozstępu, odchylenia standardowego, skośności i kurtozy. Zmianie ulega także średnia wartość przepuszczalności, która jest tym mniejsza, im z niższej partii próbki wyjściowej została wycięta próbka, na której cechę tą określano. 37

37 Przyczyny zaobserwowanego zróżnicowania jednorodności wyników pomiarów przepuszczalności oraz ich wartości średnich wydają się dosyć oczywiste. Wpływ no to musi mieć zapewne niejednorodny rozkład stopnia zagęszczenia mieszanki betonowej na wysokości formowanej próbki walcowej 150/300 mm, i co za tym idzie, niejednorodny rozkład porowatości betonu stwardniałego. Wyniki tych badań obrazują, jak subtelną właściwością jest przepuszczalność mierzoną przy przepływie gazu Przepuszczalność Wyniki badań przepuszczalności, w postaci wartości średniej z badania dziewięciu próbek każdego betonu po 90 dniach dojrzewania, oraz wartości skrajnych, zestawiono zbiorczo na rys. 5. Dla porównania pokazano też wartości przepuszczalności wyznaczone po 28 dniach dojrzewania. Przypomnieć należy, że wszystkie próbki przed badaniem przepuszczalności były suszone do stałej masy w temperaturze 105 o C. Na rys. 5 podano ponadto obliczone względne wartości przepuszczalności odniesione do przepuszczalności betonu wykonanego z cementu CEM I oraz wartości wskaźników zmienności charakteryzujących jednorodność wyników przepuszczalności poszczególnych betonów po 90 dniach dojrzewania BETON WYSOKOWARTOŚCIOWY BETON ZWYKŁY maksymalna minimalna średnia po 90 średnia po 28 2,288x10-16 v=22,3% k 2 przepuszczalność [m ] ,323x10 v=25,7% k 3,212x10-17 v=22,6% k 2,723x10-17 v=11,9% k 1,010x10-16 v=26,7% k 4,121x10-17 v=31,3% k 100% 96,7% 81,9% 303,9% 124,0% 688,5% "1" CEM I 42,5 "2" CEM III/A 42,5 "3" CEM II/A-D 42,5 "4" CEM II/B-V 32,5 "5" CEM II/B-S 42,5 "6" CEM III/A 32,5 Rys. 5. Przepuszczalność analizowanych betonów wykonanych z różnych rodzajów cementu, po 28 i 90 dniach dojrzewania Wyniki badania przepuszczalności rozpatrywanych 90 dniowych betonów wysokowartościowych są dosyć wyraźnie zróżnicowane. Dziwić może jednak ich 38

38 "spłaszczenie", w tym także małe zróżnicowanie przepuszczalności betonów wykonanych z cementu CEM I 42,5 i betonu z cementu CEM III/A 42,5. Wyraźnie największą przepuszczalnością wśród tych betonów cechował się beton wykonany z cementu popiołowego CEM II/B-V 32,5. Przepuszczalności ta jest ponad trzykrotnie większa od przepuszczalności betonu z czystego cementu portlandzkiego. Jednorodność wyników jest w tym przypadku relatywnie dobra, o czym świadczy współczynnik zmienności wynoszący 26,7%. Najmniejszą przepuszczalność posiadał beton wykonany z cementu CEM II/A-D, który w swym składzie zawierał 10% pyłu krzemionkowego. Jego przepuszczalność jest o ponad 18% mniejsza od przepuszczalności betonu z cementu portlandzkiego CEM I. Jednorodność wyników pomiaru była w tym przypadku bardzo wysoka. Współczynnik zmienności wynosił 11,9%. Interesującym jest, że przepuszczalność betonu z cementu portlandzkiego CEM I 42,5 okazała się praktycznie taka sama jak beton z cementu hutniczego CEM III/A 42,5, mimo bardzo zróżnicowanej charakterystyki składu fazowego obydwu cementów. Beton z cementu portlandzkiego z dodatkiem żużla CEM II/B-S 42,5 wykazał przepuszczalność o 24% większą niż beton z czystego cementu portlandzkiego CEM I 42,5. Przepuszczalność betonu z cementu CEM II/B-S 42,5 jest jednak blisko 2,5 krotnie mniejsza niż przepuszczalność betonu z cementu portlandzkiego popiołowego CEM II/B-V 32,5. Przepuszczalność betonu zwykłego z cementu hutniczego CEM III/A 32,5 w sposób bardzo wyraźny różni się od przepuszczalności betonów wysokowartościowych. Jest ona blisko siedem razy większa od przepuszczalności betonu z cementu portlandzkiego CEM I 42,5 oraz ponad dwa razy od najbardziej przepuszczalnego betonu wysokowartościowego z cementu popiołowego CEM II/B-V 32,5. Przepuszczalność określona po 28 dniach dojrzewania nie różnią się istotnie od przepuszczalności po 90 dniach. We wszystkich przypadkach są one jednak nieznacznie mniejsze od przepuszczalności po 90 dniowym okresie dojrzewania. Jest to niezgodne z logiką, według której dłuższy czas dojrzewania i wyższy w związku z tym stopień hydratacji cementu powinien sprzyjać obniżeniu przepuszczalności. Stwierdzone podobieństwo przepuszczalności betonów wysokowartościowych może mieć dwie przyczyny. Jedną z nich może być brak istotnych zmian porowatej struktury w okresie między 28 i 90 dniem dojrzewania (niewielkie zmiany wytrzymałości na ściskanie w tym okresie). Drugą przyczyną, zdaniem autora bardziej istotną, być może zalecane przez RILEM [17] i w pracy Kollek'a [10] suszenie próbek do stałej masy w temperaturze 105 o C Właściwości cementu mające wpływ na przepuszczalność betonów wysokowartościowych Związek dosyć ścisły z przepuszczalnością wykazują: powierzchnia właściwa cementu i związana z nią jego rzeczywista wytrzymałość, a w konsekwencji także i wytrzymałościowe cechy betonu stwardniałego. Wraz ze wzrostem wartości wymienionych cech przepuszczalność betonu maleje. Nie można jednak stwierdzić proporcjonalności między zmianami tych cech i zmianami przepuszczalności. 39

39 Wyniki wskazują także na wyraźny wpływ całkowitej porowatości wyizolowanej z betonu zaprawy na jego przepuszczalność. Każdorazowo jej wzrostowi lub obniżeniu towarzyszy odpowiednio wzrost lub obniżenie przepuszczalności. Na rys. 6 przedstawiono wpływ wymienionych wyżej właściwości cementu czy też właściwości betonów które wydają się mieć najściślejszy związek z badaną przepuszczalność betonów wysokowartościowych CEM II/B-V 32, przepuszczalność k [10 m ] CEM II/B-S 42,5 CEM I 42,5 CEM III/A 42,5 CEM II/A-D 42, powierzchnia właściwa cementu [cm /g] wytrzymałość cementu na ściskanie po 28 dniach [MPa] porowatość całkowita zaprawy [cm /cm ] Rys. 6. Zaobserwowane tendencje zależności przepuszczalności rozpatrywanych betonów wysokowartościowych od wybranych właściwości cementów i porowatości zapraw Pozostałe czynniki, takie jak ciepło hydratacji i czas początku wiązania cementu, zawartość powietrza w mieszance betonowej, gęstość pozorna betonów wysokowartościowych oraz ich nasiąkliwość, wydaje się w świetle prowadzonych badań nie posiadać wpływu na przepuszczalność badanej grupy betonów. W przypadku zawartości powietrza w mieszance betonowej oraz nasiąkliwości betonów stwardniałych wynika to z praktycznej niezmienności tych cech. 6. Wnioski Przeprowadzone badania, ich wyniki oraz dokonane analizy upoważniają do sformułowania podanych dalej wniosków. Należy podkreślić, że wnioski te dotyczą przede wszystkim grupy rozważanych w pracy betonów wysokowartościowych posiadających pewne specyficzne charakterystyki dotyczące zarówno ich składu, jak i właściwości. 40

40 Rodzaj cementu posiada wpływ na przepuszczalność wykonanego z jego udziałem betonu wysokowartościowego. W zależności od rodzaju cementu (w rozpatrywanym w pracy zakresie jego rodzajów) uzyskać można betony klasy około C90/105 o przepuszczalności w granicach od 2,5 do m 2. Wyraźny wpływ na przepuszczalność betonu posiada powierzchnia właściwa stosowanego cementu, związana z nią jego rzeczywista wytrzymałość, a także całkowita ilość porów otwartych w zawartej w betonie zaprawie, określana metodą porozymetrii rtęciowej. Z przepuszczalnością skorelowane są także wytrzymałościowe cechy betonów. Przepuszczalność betonów wysokowartościowych różni się bardzo od przepuszczalności betonu zwykłego. W zależności od rodzaju zastosowanego cementu jest ona od 2 krotnie (beton z CEM II/B-V 32,5) do 8,5 krotnie (beton z CEM II/A-D 42,5) mniejsza, niż betonu zwykłego. Zalecenie RILEM dotyczące zabiegu suszenia próbek w temperaturze C powinno zostać poddane weryfikacji. Zabieg ten, zwłaszcza stosowany wobec betonów wysokowartościowych może powodować istotne zmiany w mikrostrukturze materiału i przez to zniekształcać wyniki badań tej cechy. Literatura [1] Abbas A., Carcasses M., Ollivier J.-P.: Gas permeability of concrete in relation its degree of saturation, Materials and Structures, Vol. 32, 1999, 3-8. [2] Ajdukiewicz A.: Rozwój badań i zastosowań betonów wysokowartościowych, materiały Konferencji Beton na progu nowego millenium, organizowanej przez Stowarzyszenie Producentów Cementu i Wapna oraz Polski Cement SP. z o.o., Kraków, 2000, [3] Aksielrud G.A., Altszuler M.A.: Ruch masy w ciałach porowatych, WNT, Warszawa, [4] Baron J., Ollivier J-P.: Durablité des bétons, Collection de l'association Technique de l'industrie des Liants Hydrauliques, Press de I'ENPC, [5] Birgine J-M, Auger F., Rivas Brea T.: Changes in the permeability to gas of calcareous stone core samples exposed to salt spray, Materials and Structures, Vol. 33, 2000, [6] Fiertak M., Małolepszy J.: Beton jako materiał kompozytowy podlegający wpływom czynników środowiskowych, Sympozjum Naukowo-Techniczne, Trwałość betonu i jego uwarunkowania technologiczne, materiałowe i środowiskowe, Kraków [7] Gallé C., Sercombe J.: Permeability and pore structure evolution of silica-calcareous and hematite high-strength concretes submitted to high temperatures, Materials and Structures, Vol. 34, 2001, [8] Grodzicka A., Małolepszy J.: Wpływ pyłu krzemionkowego na proces hydratacji cementów, II Konferencja Naukowo-Techniczna, Zagadnienia Materiałowe w Inżynierii Lądowej, MATBUD'98, Kraków-Mogilany, 1998, [9] Grube H.: Permeability of concrete to oxygen, Proc. of the RILEM Seminar on the Durability of concrete structures under normal outdoor exposure, Hannover,1984,

41 [10] Kollek J. J.: The determination of the permeability of concrete to oxygen by the Cembureau method - a recommendation, Materials and Structures, Vol. 22, 1989, [11] Kurdowski W., Małolepszy J.: Wpływ rodzaju cementu na trwałość betonu, Cement-Wapno-Beton, 5/1999, [12] Kurdowski W.: Dodatki mineralne do cementu a trwałość, Cement Wapno Gips nr 6, [13] Małolepszy J.: Trwałość betonów z cementów żużlowych, Materiały Konferencji Dni Betonu - tradycja i nowoczesność, organizowanej przez Stowarzyszenie Producentów Cementu i Wapna oraz Polski Cement SP. z o.o., Szczyrk, [14] Monlouis-Bonnaire J.P., Verdier J., Perrin B.: Prediction of the relative permeability to gas flow of cement-based materials, Cement and Concrete Research, Vol. 34, 2004, [15] Neville A.M. Właściwości betonu, Polski Cement, Kraków [16] PN-EN "Cementy Część 1: Skład, wymagania i kryteria zgodności dotyczące cementów powszechnego użytku". [17] RILEM Technical Recommendation: Tests for gas permeability of concrete, TC 116-PCD: Permeability of concrete as criterion of its durability, Materials and Structures, Vol. 32, April 1999, [18] Śliwiński J.: Beton o niskim skurczu, betony ekspansywne i betony o małej przesiąkliwości, XVII Ogólnopolska Konferencja Warsztaty Pracy Projektanta Konstrukcji, Ustroń, [19] Śliwiński J., Tracz T.: Wpływ rodzaju cementu na przesiąkliwość betonów, materiału Sympozjum Naukowo Technicznego, Cementy w budownictwie, robotach wiertniczo-inżynierskich oraz hydrotechnice Górażdże Cement, AGH Kraków, Piła, maj 2001, [20] Tracz T.: Ocena przydatności badań wodoszczelności i gazoprzepuszczalności betonów wysokowartościowych, Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, nr 1559, zeszyt 95, 2002, INFLUENCE OF A KIND OF CEMENT ON GAS PERMEABILITY OF HIGH PERFORMANCE CONCRETES Summary The aim of the research was the influence of a kind of applied cement on gas permeability of high performance concretes. The range of the research included high performance concretes possessing the similar quantitative composition, however the type of cement used was always different. The investigation of gas permeability was defined as the flow of nitrogen according to the RILEM-Cembureau method. On the basis of performed studies it has been stated that gas permeability of high performance concretes changes within the limits from 2.5 to m 2. The gas permeability of high performance concrete depends on the specific surface of cement, the compressive strength of cement and the total porosity of mortal, defined by the method of mercury intrusion porosimeter. The permeability depends also on the strength of hardened concrete. 42

42 VII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2005 Mariusz Saferna 1 Sebastian Kaszuba 2 Artur Golda 3 CEMENTY ŻUŻLOWE W BUDOWIE OBIEKTÓW MOSTOWYCH NA DRODZE EKSPRESOWEJ S1 CIESZYN BIELSKO-BIAŁA 1. Aktualny stan prawny dotyczący zastosowania cementów do wykonywania konstrukcji mostowych. Projektanci, firmy wykonawcze oraz wytwórcy betonu towarowego doczekali sytuacji w której obowiązują co najmniej trzy dokumenty regulujące dobór rodzaju cementu i pozostałych składników do produkcji betonu przeznaczonego na konstrukcje mostowe. Dwa z nich to znane i popularne wśród mostowców dokumenty: Zarządzenie Nr 1 Generalnego Dyrektora Dróg Publicznych (GDDP) z r. oraz Rozporządzenie Ministra transportu i Gospodarki Morskiej Nr 735 z dnia w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać drogowe obiekty inżynierskie i ich usytuowanie. Zapisy w nich zawarte mają bezpośredni wpływ na rodzaj i jakość zastosowanych materiałów. Na podstawie tych rozporządzeń tworzone są najważniejsze dokumenty na budowie każdego mostu specyfikacje techniczne. Niestety niektóre wymagania, szczególnie dotyczące doboru cementu do wykonania betonu, nie uwzględniają postępu w technologii jaki dokonał się na przestrzeni ostatnich kilkunastu lat. Sztywne zapisy nakazujące stosowanie cementu CEM I 42,5 do betonów klas od B30 do B40, zaś do betonów klas B45 i wyższych cementu CEM I 52,5 brzmią w świetle dzisiejszego stanu wiedzy - jak archaizm. Na dodatek specyfikacje wymagają stosowania cementów portlandzkich klasy nie mniejszej niż CEM I 42,5 bagatelizując zupełnie ważny problem termiki konstrukcji. Nie uwzględnia się w ogóle ścisłej zależności pomiędzy kubaturą danego elementu konstrukcji mostowej, wysokim ciepłem hydratacji wymienionego cementu a panującymi w trakcie betonowania warunkami atmosferycznymi zależnymi od 1 mgr inż., BETOTECH Sp. z o.o., mariusz.saferna@betotech.pl 2 mgr inż., BETOTECH Sp. z o.o., sebastian.kaszuba@betotech.pl 3 mgr inż., BETOTECH Sp. z o.o., artur.golda@betotech.pl 43

43 pory roku. Podobny problem dotyczy szczegółowych ograniczeń składu mineralnego cementu [1]: C 3 A poniżej 7%, C 4 AF+2C 3 A nie więcej niż 20%, oraz zawartości alkaliów poniżej 0,6%. W tym przypadku najdziwniejszy jest fakt, iż wymagań powyższych nie spełnia prawie żaden cement w naszym kraju! Trzecim dokumentem, niejako przeciwstawnym poprzednim dwóm, będącym niezwykle pomocnym w doborze właściwego rodzaju cementu do danej konstrukcji jest norma PN-B [2] będąca krajowym uzupełnieniem normy PN-EN [3]. Dokument ten wprowadza nowy zakres przydatności cementów wszystkich rodzajów w zależności od warunków pracy (ekspozycji) elementów konstrukcji. Fragment tablicy A.1 i A.2 tej normy [2] obrazuje tablica 1. Jak łatwo zauważyć norma PN-B dopuszcza możliwość zastosowania do konstrukcji mostowych nie tylko cementów z grupy CEM I, lecz stawia na równi z nimi cementy z grupy CEM II/B-S a nawet CEM III/A. Dotyczy to klas ekspozycji odpowiadającym warunkom w jakich pracują mosty, czyli: XC4, XD3, XF2 oraz XF4. Oczywiście zapis ten zakłada, że stosujący normy technolog potrafi je czytać i umiejętnie interpretować oraz posiada gruntowna wiedzę z zakresu właściwości cementów, betonów i domieszek chemicznych. Szczególna uwagę należy zwrócić przy stosowaniu cementu CEM III/A 32,5NA. Musimy tu zastosować klasę wytrzymałości 42,5 lub klasę wytrzymałości 32,5R, zaś udział granulowanego żużla wielkopiecowego nie może przekroczyć 50%. 2. Cement w konstrukcjach mostowych Cement oraz pozostałe surowce do betonów przeznaczonych na konstrukcje inżynierskie powinno dobierać się w oparciu o aktualnie obowiązujący stan wiedzy. Cement jest tylko jednym ze składników mieszanki betonowej jednak wybór jego klasy i rodzaju winien być podyktowany dokładnym rozpatrzeniem i analizą wszystkich czynników mających wpływ na trwałość konstrukcji. Zapis dotyczący doboru cementu zawarty w normie PN-EN uwzględnia: realizację robót, przeznaczenie betonu, warunki pielęgnacji, wymiary konstrukcji, warunki środowiska, na które narażona będzie konstrukcja, potencjalną reaktywność kruszywa z alkaliami zawartymi w składnikach. Z równie dobrym, a nawet większym powodzeniem można zastosować do konstrukcji mostowych cementy portlandzkie wieloskładnikowe CEM II/B-S i hutnicze CEM III/A. Wykres przedstawiający wielkość ciepła hydratacji poszczególnych cementów przedstawia rys. 1 [5]. Cementy te są dostępne na rynku we wszelkich, niezbędnych klasach. Z punktu widzenia termiki konstrukcji zastosowanie cementów o niższym cieple hydratacji pozwala na znaczne obniżenie gradientu temperaturowego pomiędzy rdzeniem i jej wierzchnią warstwą, będącego bezpośrednią przyczyną powstawania rys i spękań. 44

44 Tablica 1. Zakresy stosowania cementów zgodnych w PN-EN [4] do produkcji betonu. Karonantyzacja Chlorki nie pochodzące z wody morskiej Klasy ekspozycji Chlorki z wody morskiej Zamrażanie / rozmrażanie Agresja chemiczna Agresja przez ścieranie X0 XC1 XC2 XC3 XC4 XD1 XD2 XD3 XS1 XS2 XS3 XF1 XF2 XF3 XF4 XA1 XA2 a) XA3 a) XM1 XM2 XM3 CEM I CEM II/B-S CEM III/A b) a) Powyżej klasy ekspozycji XA1 w przypadku agresji chemicznej wywołanej siarczanami (z wyjątkiem ich pochodzenia morskiego) stosuje się cement o wysokiej odporności na siarczany HSR, zgodny z wymaganiami PN-B W celu wyprodukowania betonu o dużej odporności na siarczany przy zawartości siarczanów w wodzie na poziomie SO mg/l zamiast cementu HSR można stosować mieszankę cementu i popiołu lotnego. b) Klasa wytrzymałości 42,5 lub klasa wytrzymałości 32,5R z udziałem granulowanego żużla wielkopiecowego w ilości 50% (masowo). 45

45 W praktyce przyjmuje się, iż dopuszczalna wartość gradientu temperaturowego wynosi 20 o C. Oczywiście niebagatelne znaczenie ma również odpowiednio prowadzona pielęgnacja. ciepło hydratacji, J/g czas, dni CEM I 42,5R CEM I 32,5R CEM II/B-S 42,5N CEM III/A 42,5N CEM II/B-S 32,5R CEM III/A 32,5N CEM III/B 32,5N Rys. 1. Ciepło hydratacji cementów. Mieszanka betonowa oparta na cementach żużlowych pozwala na utrzymanie odpowiedniej konsystencji w dłuższym czasie, a zaznaczyć trzeba, że w warunkach letnich na typowej budowie jest to cecha najbardziej pożądana. Efekt ten jest ściśle związany z wydłużonym działaniem domieszek chemicznych, lepiej oddziaływujących z cementami tej grupy [1]. Fakt tez potwierdzają rysunki 2 i 3. Przedstawiają one pomiar stopnia konsystencji mieszanek betonowych o identycznym składzie ilościowym, różniących się tylko zastosowanymi cementami: CEM I 42,5R oraz CEM II/B-S 42,5R. Rys. 2. Pomiar konsystencji CEM I 42,5R. Opad stożka 21 cm. 46

46 Rys. 3. Pomiar konsystencji CEM II/B-S 42,5N. Opad stożka 21 cm. Jak widać na rys. 3 obecność granulowanego żużla wielkopiecowego pozwoliła na uzyskanie mieszanki bardziej spójnej niż oparta na CEM I 42,5R Otrzymano też wyższy stopień konsystencji dzięki lepszemu oddziaływaniu domieszek na cement żużlowy. Odpowiednio dobrana konsystencja ułatwia prawidłowe układanie i zagęszczanie świeżego betonu. Łatwość wyprowadzenia uwięzionego w betonie powietrza gwarantuje ciągłość struktury monolitu w całej jego objętości ograniczając wnikanie mediów agresywnych, a co za tym idzie podwyższając jego trwałość. 3. Realizacja drogi ekspresowej S1 Cieszyn Bielsko - Biała Budowa drogi ekspresowej S1 składa się z czterech etapów: I etap: Cieszyn Skoczów, II etap: Bielsko Biała Jasienica, III etap: obwodnica Skoczowa, IV etap: obwodnica Grodźca. Najciekawszym pod względem zastosowanych cementów jest II odcinek z Bielska - Białej do Jasienicy. Po licznych spotkaniach dostawcy betonu Górażdże Beton, zakład w Rybarzowicach oraz przedstawicieli laboratorium Betotech z osobami reprezentującymi wykonawcę (Budimex Dromex) doszło do porozumienia w zakresie zastosowania cementów innych niż CEM I. Podjęto decyzję o wykorzystaniu cementu CEM III/A 32,5R do wykonania pali oraz cementu CEM II/B-S 42,5N do wykonania konstrukcji mostowych. Od jesieni 2003 roku ruszyła zabudowa pali, a od kwietnia 2004 rozpoczęto budowę 22 obiektów mostowych wchodzących w skład II etapu. Zmiana podejścia w wykorzystaniu surowców innych niż narzucone w specyfikacji dotyczyła nie tylko cementu ale także kruszyw. Skład betonu na pale oparty był bowiem na kruszywie otoczakowym. Przekonujące okazały się argumenty o bezcelowości stosowania grysów bazaltowych (kruszyw o wyższej mrozoodporności) do konstrukcji usytuowanych pod ziemią, a więc nie narażonych na oddziaływanie mrozu. Uzgodniono też stopień konsystencji niezbędny przy zabudowie tego typu elementów na K5. Skład receptury na pale oraz średnie wartości uzyskanych parametrów przedstawia tablica 2. 47

47 Tablica 2. Skład i parametry betonu przeznaczonego na pale. Klasa betonu B30 (C25/30) CEM III/A 32,5NA 415 Piasek, żwir 1722 Plastyfikator 2,28 kg (0,55% m.c.) Woda 197 W/C 0,47 Opad stożka 16 cm 42 MPa R 28 Do wykonania poszczególnych filarów, podpór i części nośnych mostów zastosowano mieszankę betonową czterech klas wytrzymałości. Ich składy oparte były na cemencie CEM II/B-S 42,5N oraz na grysach bazaltowych. Jak w przypadku konsystencji mieszanki betonowej na pale tak i w mieszankach opartych na cemencie żużlowym podwyższono konsystencję z K3 (zapisanej w specyfikacji) na K4. Fakt ten znacznie ułatwił układanie i wibrowanie mieszanki w szalunkach. Po ich zdjęciu potwierdził się fakt, iż beton wykonany z zastosowaniem cementów żużlowych posiada wysoka jakość powierzchni elementów. Składy i parametry mieszanek betonowych przedstawiono w tablicy 3. W tablicy 4 podano średnie wartości otrzymanych parametrów betonu. Tablica 3. Skład mieszanek betonowych przeznaczonych na konstrukcje mostowe (kg/m 3 ) wraz z parametrami Składnik B30 (C25/30) B35 (C30/37) B40 (C35/45) B45 (C35/45) Piasek, bazalt CEM II/B-S 42,5N Woda Superplastyfikator 4,26 4,38 4,56 4,68 Napowietrzacz 0,50 0,51 0,50 0,51 Opad stożka 10 cm 10 cm 9,0 cm 9,5 cm Zawartość powietrza 4,4 % 4,3 % 4,5 % 4,6 % Parametry betonu Tablica 4. Średnie parametry betonów mostowych B30 (C25/30) B35 (C30/37) B40 (C35/45) B45 (C35/45) Wytrzymałość po 7 dniach [MPa] 29,4 32,1 34,1 35,6 Wytrzymałość po 28 dniach [MPa] 44,2 47,1 51,8 56,2 Wodoprzepuszczalność W8 W8 W8 W8 Mrozoodporność F150 F150 F150 F150 48

48 Łączna ilość betonu zabudowanego do pali wyniosła 1335 m 3, zaś ilość betonu wykorzystanego do konstrukcji wsporczych i nośnych doszła prawie do m 3. Rysunki od 4 do 6 przedstawiają poszczególne etapy realizacji wybranych obiektów. Rys. 4. Przygotowanie placu budowy. Rys. 5. Fragment płyty nośnej mostu. 49

49 Rys. 6. Realizacja przepustu pod trasą S1. 4. Wnioski 1. Wzajemnie wykluczające się zapisy specyfikacji technicznych i norm przedmiotowych wymuszają na producentach betonu i ich laboratoriach podejmowanie rozmów z projektantami i wykonawcami konstrukcji mostowych w celu znalezienia optymalnych rozwiązań łączących aktualny stan wiedzy i doświadczeń z archaicznymi często wymaganiami zawartymi w dokumentach. 2. Zastosowanie dodatku mielonego granulowanego żużla wielkopiecowego w cemencie zwiększa objętość zaczynu, poprawia parametry reologiczne jak również pompowalność mieszanki betonowej. Zmniejszenie udziału klinkieru w cemencie zmniejsza efekt termiczny hydratacji co pośrednio wpływa na efektywność współdziałania domieszek chemicznych z cementem. 3. Dzięki zastosowaniu w mieszankach betonowych CEM II/B-S 42,5N oraz zmianie konsystencji z K3 na K4 osiągnięto: stabilne w czasie parametry mieszanki betonowej, wysoką jakość powierzchni elementów, skrócenie czasu wibracji, poprawa stopnia zagęszczenia mieszanki. Literatura [1] M. Saferna, S. Kaszuba - Termika betonu w konstrukcjach mostowych: Reologia w technologii betonu, VI Sympozjum Naukowo Techniczne, Gliwice [2] PN-B Krajowe uzupełnienia PN-EN Beton Część 1: Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność. [3] PN-EN Beton Część 1: Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność. [4] PN-EN Cement, Część 1: Skład, wymagania, i kryteria zgodności dotyczące cementów powszechnego użytku. [5] Cementy w ofercie handlowej Górażdże Cement S.A. Rodzaje, właściwości zastosowanie. Chorula,

50 SLAG CEMENTS USED FOR BULIDING BRIDGE CONSTRUCTIONS ON CIESZYN - BIELSKO BIAŁA S1 EKSPRESSWAY Summary The paper describes technical problems between specifications requirements of the bridge constructions and Polish standards. Specifications dictate terms of selection and properties of cement, aggregates and admixtures used in concrete production. Polish and European standards give many possibilities and solutions to use. The paper present practical applications CEM II/B-S 42,5N and CEM III/A 32,5NA from the bridge constructions on the Cieszyn Bielsko Biała expressway S1. 51

51 VII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2005 Witold Jawański 1 Teresa Zych 2 CEMENTY ŻUŻLOWE W TECHNOLOGII BETONÓW NATRYSKOWYCH 1. Wstęp Podczas remontów i modernizacji (zwłaszcza w przypadku obiektów o zróżnicowanym obszarze uszkodzeń i utrudnionym dostępie) oraz gdy koszty wykonania deskowań w nowo wznoszonych obiektach są znaczne stosowany jest beton natryskowy czyli beton wykonywany metodą natryskiwania. Natryskiwanie jest sposobem układania mieszanki betonowej, polegającym na narzucaniu mieszanki pod ciśnieniem sprężonego powietrza na odpowiednio przygotowaną powierzchnię (narzucanie odbywa się warstwami, zwykle grubości kilku centymetrów). Ta metoda betonowania znana jest już prawie 100 lat. Po raz pierwszy została zastosowana w 1910 roku w USA przez kustosza Field Museum of Natural Science w Chicago, dr Carla Ethana Akeley a, który narzucając mieszankę na szkielety wykonane z siatek stalowych tworzył modele prehistorycznych zwierząt [20,21,22,27]. Natryskiwanie nazywane jest także torkretowaniem, a beton uzyskany tą metodą betonowania torkretem. Określenie torkret wywodzi się od niemieckiej firmy z Berlina Torkret Gmbh (nazwa firmy utworzona z dwóch łacińskich słów: tectorium tynk, powłoka i concretum zbity, zagęszczony), która od początku lat 20-tych XX wieku produkowała maszyny do natryskiwania i była szeroko znana w okresie międzywojennym [5]. Właściwości torkretu zależą zarówno od czynników technologicznych (zastosowanej metody torkretowania /sucha; mokra/ (rozdz. 2)), jak również od czynników materiałowych. Dobór składu decyduje o przyczepności narzucanej mieszanki do podłoża i jej zagęszczeniu. Przyczepność mieszanki ma wpływ na wielkość strat spowodowanych odbiciem mieszanki. Dobre zagęszczenie mieszanki zapewnia uzyskanie materiału o dużej wodoszczelności, mrozoodporności, odporności na korozję oraz wytrzymałości. Polepszenie przyczepności i zagęszczenia mieszanki można uzyskać stosując domieszki (rozdz. 3) i dodatki. Jednym z dodatków jest granulowany żużel wielkopiecowy, który zgodnie z Europejską Specyfikacją dla Betonu Natryskowego [8] powinien posiadać 1 mgr inż., Sika Poland Sp. z o.o., jawanski.witold@pl.sika.com 2 dr inż., Politechnika Krakowska, tzych@imikb.wil.pk.edu.pl 53

52 minimalną powierzchnię właściwą 4500 cm 2 /g wg Blaine a, a jego zawartość nie powinna przekraczać 30% masy cementu. Jest to dodatek hydrauliczny. Cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 42,5 N, produkowany w Polsce jedynie przez Górażdże Cement S.A. (od 2001 roku) [12,13], zawierający żużel w ilości 30% masy cementu zastosowano jako spoiwo w betonach natryskowych (wykonanych metodą suchą), dla których przeprowadzono badania konsystencji, nasiąkliwości, wodoszczelności oraz wytrzymałości na ściskanie i zginanie. Uzyskane wyniki badań potwierdziły, że większą trwałość betonu uzyskuje się stosując cementy żużlowe niż portlandzkie. 2. Metody torkretowania Stosowane są dwie metody torkretowania: sucha i mokra. Metoda sucha (zastosowana przez dr Akeley a) polega na pneumatycznym transportowaniu suchej mieszanki (cementu, kruszywa, dodatków) i jej natryskiwaniu po dodaniu wody (rys. 1). W metodzie mokrej (zastosowanej po raz pierwszy w połowie lat 70. XX wieku) suche składniki najpierw mieszane są z wodą, następnie transportowane jako mokra mieszanka hydraulicznie lub pneumatycznie, a potem natryskiwane (rys. 2). Metody te różnią się miejscem podania wody zarobowej do suchych składników mieszanki betonowej. W metodzie suchej połączenie z wodą suchej mieszanki następuje w dyszy natryskowej (czyli tuż przed narzuceniem), po przetransportowaniu suchej mieszanki do dyszy. Natomiast w metodzie mokrej wodę zarobową miesza się najpierw z suchymi składnikami (tak, jak podczas tradycyjnego wykonania mieszanki), a następnie odbywa się transport mokrej mieszanki do dyszy natryskowej [3]. Zatem w metodzie suchej transportowana jest sucha mieszanka betonowa (bez wody), a w metodzie mokrej mokra mieszanka betonowa (stąd nazwy tych metod torkretowania). Metody te ulegają ciągłym modyfikacjom w zakresie technologii i sprzętu. Rys. 1. Schemat procesów technologicznych natryskiwania metodą suchą [2, 29] 54

53 Rys. 2. Schemat procesów technologicznych natryskiwania metodą mokrą (przy transporcie hydraulicznym) [2, 29] Wybór metody natryskiwania zależy od rodzaju i wielkości robót. Rodzaje robót budowlanych, w których stosowany jest beton natryskowy to: naprawa i wzmocnienie konstrukcji żelbetowych (jazów, bystrzy, przelewów, śluz, tam, zapór, nabrzeży portowych i kontenerowych, mola, falochronów, basenów kąpielowych, zbiorników wodnych i oczyszczalni ścieków, silosów, bunkrów, kominów i chłodni kominowych, wiaduktów drogowych i kolejowych, mostów) oraz konstrukcji kamiennych i ceglanych (np. ceglanych sklepień krzyżowożebrowych), zabezpieczenie (stabilizacja) zboczy skalnych, stromych ścian wykopów i nasypów ziemnych, wykonanie powłok, kopuł, konstrukcji o szczególnie skomplikowanym kształcie (najczęściej cienkościennych /grubości do 20 cm/), powłok stanowiących przeciwkorozyjne i ognioodporne zabezpieczenie konstrukcji, obudowa wyrobisk górniczych (korytarzowych i komorowych), tuneli drogowych i kolejowych, metra, koryt kanałów wodnych i ściekowych. W metodzie suchej dopływ wody zarobowej do suchych składników mieszanki w dyszy regulowany jest ręcznie przez operatora dyszy i możliwa jest natychmiastowa korekta konsystencji mieszanki odpowiednio do zmieniających się warunków zewnętrznych (wilgotność podłoża, nasłonecznienie, siła wiatru itp.) oraz żądanej grubości warstwy natryskiwanego betonu. W metodzie mokrej takie zmiany są możliwe dopiero po przerwaniu procesu natrysku i skomponowaniu nowego składu mieszanki. Dlatego metoda sucha jest odpowiedniejsza przy konieczności częstych zmian miejsca i czasu wykonywanych robót (w robotach remontowych, np. przy rekonstrukcji otuliny zbrojenia, wypełnianiu ubytków, odtwarzaniu geometrii), do prowadzenia niewielkich robót, do wykonywania powłok, warstw ochronnych i konstrukcji o szczególnie skomplikowanym kształcie oraz do wzmocnień skarp i wykopów. Metoda mokra jest wskazana przy wykonywaniu konstrukcji monolitycznych o dużym froncie robót, zapewniającym utrzymanie ciągłości procesu natrysku (np. do obudowy tuneli) oraz w pomieszczeniach zamkniętych (występuje mniejsze pylenie niż w metodzie suchej). Różnice w cechach technologicznych, które mogą być brane pod uwagę przy wyborze jednej z podanych metod przedstawiono w tablicy 1. 55

54 Cecha technologiczna odbicie/ odprysk/ odskok prędkość wylotu mieszanki z dyszy natryskowej współczynnik w/c transport konsystencja mieszanki czas trwania procesu technologicznego Tablica 1. Porównanie metody suchej i mokrej Metoda sucha większa ilość strat na odskok, 20-50% m/s m/s - możliwość uzyskania minimalnego współczynnika, - w/c=0,35 0,45, co daje pozytywny wpływ na jakość betonu - pneumatyczny, m w pionie, m w poziomie - niejednorodna (wyraźne uwarstwienie, ponieważ homogenizacja suchej mieszaniny z wodą w momencie osiągnięcia powierzchni natryskiwanej nie jest zakończona), - brak dokładnej kontroli ilości dozowanej wody zarobowej niewrażliwość na przerywanie procesu (również na dłuższy okres, wynikająca z możliwości przechowywania w instalacji mieszanki suchej) Metoda mokra mniejsza ilość strat na odskok, 5-10% - stałość współczynnika w trakcie procesu natryskiwania betonu, - w/c=0,40 0,55, - wyższy niż w metodzie suchej - pneumatyczny; hydrauliczny, m w pionie, m w poziomie - bardziej zhomogenizowana (w wyniku uprzedniego lepszego wymieszania wszystkich składników) trudności przy przerywaniu procesu z powodu możliwości wiązania mieszanki betonowej w instalacji maszyny do natrysku i stąd wynikającej konieczności czyszczenia maszyny przy każdej dłuższej przerwie pylenie duże brak (istotne podczas robót w pomieszczeniach zamkniętych) prowadzenie robót - jakość betonu zależy od kwalifikacji operatora dyszy dozującego wodę, - możliwość dostawy gotowych suchych mieszanek (w workach) do miejsca prowadzenia robót często pulsacyjny charakter wyrzutu mieszanki z dyszy natryskowej i związane z tym trudniejsze operowanie dyszą 56

55 3. Czynniki materiałowe mające wpływ na przyczepność i zagęszczenie mieszanki w metodzie suchej W Polsce najczęściej stosowaną metodą torkretowania jest metoda sucha. W metodzie tej występuje duże odbicie (odprysk/odskok). Odbicie mieszanki betonowej od podłoża, występujące szczególnie w pierwszej fazie torkretowania, wynika z dużej prędkości ( m/s) narzucanej mieszanki. Dzięki dużej prędkości następuje głęboka penetracja zaczynu cementowego w podłoże. Ziarna cementu oraz kropelki wody, posiadając mniejszą prędkość od grubszych ziaren kruszywa (które rozpędzone odbijają się od podłoża stąd duże odbicie w metodzie suchej) penetrują w podłoże tworząc coraz to grubszą warstwę zaczynu cementowego, stopniową przyjmującą coraz grubsze ziarna (początkowo cząstki pylaste i piasek, a następnie ziarna kruszywa grubego, zagęszczające ułożoną warstwę) [7]. Im mieszanka jest bardziej sucha, tym straty mieszanki wywołane odbiciem są większe. Zatem wielkość odbicia zależy od konsystencji mieszanki betonowej. W metodzie suchej konsystencję uzyskuje się dozując wodę do dyszy natryskowej. Ilość wody powinna być tak regulowana, aby uzyskać dobrą przyczepność mieszanki do podłoża (mieszanka powinna wiązać z podłożem bez objawów spływania i odpadania) i jej zagęszczenie przy minimalnym odprysku. Ale konsystencja mieszanki, decydująca o przyczepności i podatności mieszanki na zagęszczenie zależy nie tylko od ilości wody, ale również od rodzaju i ilości pozostałych składników mieszanki. Do domieszek i dodatków, które zapewniają uzyskanie dużej przyczepności mieszanki do podłoża i pozwalają na bardzo dobre jej zagęszczenie należą domieszki upłynniające (superplastyfikatory), przyspieszające wiązanie oraz pył krzemionkowy, popiół lotny oraz granulowany żużel wielkopiecowy. Domieszki upłynniające (0,5-3,5% /przeważnie 1,0-1,5%/ w stosunku do masy cementu [15]) podwyższając zwilżalność ziaren cementu i kruszywa dają efekt dużego upłynnienia mieszanki, przez co polepszają urabialność mieszanki betonowej i pozwalają na redukcję ilości wody zarobowej. Zmniejszając ilość wody zarobowej uzyskuje się większą spójność mieszanki. Domieszki przyspieszające wiązanie (2-8% w stosunku do masy cementu [15]) (niealkaliczne [8] /najczęściej na bazie wodorotlenku glinu/; domieszki alkaliczne powodują znaczne obniżenie końcowej wytrzymałości na ściskanie /nawet o 50%/ [10,24]) zapewniają szybkie wiązanie mieszanek natryskowych, a przez to lepszą przyczepność. Pył krzemionkowy (5-15% w stosunku do masy cementu [8]) jest dodatkiem pucolanowym, który dzięki małym wymiarom ziaren (ziarna o średnicy mniejszej od 1 µm /powierzchnia właściwa około 60 razy mniejsza od powierzchni właściwej cementu/) dodany do mieszanki natryskiwanej powoduje jej zagęszczenie i wzrost spójności [3,24]. Według Morgan a dodatek 10% pyłu krzemionkowego powoduje zmniejszenie odskoku mieszanki (w metodzie suchej) o około 50% [17,19]. Przy dodaniu pyłu krzemionkowego uzyskuje się również znaczny przyrost wytrzymałości wczesnej na ściskanie i przyspieszenie początku wiązania [16,21]. Popioły lotne oraz zmielony granulowany żużel wielkopiecowy (do 30% w stosunku do masy cementu [8]), podobnie jak pył krzemionkowy, poprawiają urabialność mieszanki betonowej, dzięki małym ich wymiarom. Wymagana powierzchnia właściwa dla popiołów wynosi cm 2 /g wg Blaine a [21], a dla zmielonego żużla minimum 4500 cm 2 /g wg Blaine a [8]. 57

56 Przez dobre zagęszczenie mieszanki podczas natryskiwania uzyskuje się materiał o dużej trwałości (małej nasiąkliwości, wodoprzepuszczalności, dużej mrozoodporności, odporności na agresję chemiczną) i wytrzymałości. Największą obecnie realizacją na świecie jest zastosowanie betonów natryskowych do stabilizacji wyrobisk i wykonania obudów wstępnych dwuprzewodowego tunelu kolejowego Gotthard-Base o długości 2 x 57 km pod masywem św. Gottharda w Szwajcarii. Torkret natryskiwany metodą suchą stosowany jest tam w niewielkich ilościach do natryskowego tamponażu przecieków oraz szybkiej stabilizacji wyrobisk w skałach luźnych. Torkret natryskiwany metodą mokrą stanowi podstawowy materiał konstrukcyjny obudów wstępnych. Materiał komponowany jest z kruszyw do 8 mm, cementu CEM I 42,5R lub CEM II/A-S 42,5R, niewielkiego dodatku popiołów lotnych, superplastyfikatorów Sika ViscoCrete oraz nie zawierających alkaliów przyspieszaczy wiązania i twardnienia Sigunit-49 AF oraz Sigunit-L 53 AF. Na fotografii pokazano torkret natryskiwany metodą mokrą układany kombajnem Aliva PM-500. Rys. 3. Torkretowanie metodą mokrą w tunelu Gotthard-Base 4. Cel i zakres badań przedstawionych w referacie. W literaturze bardzo często przywoływane są wyniki badań betonów natryskowych, brak natomiast podstawowych informacji na temat różnic parametrów mieszanek betonowych zagęszczanych przez wibrację oraz przez natrysk. W ramach prac prowadzonych przez Katedrę Materiałów Budowlanych i Ochrony Budowli Politechniki Krakowskiej przeprowadzono podstawowe badania porównawcze we współpracy z firmami Betotech z Dąbrowy Górniczej, Torkret z Poznania oraz Sika Poland Sp. z o.o. Oddział Południowo-Wschodni w Krakowie. 58

57 Do badań zaprojektowano suchą mieszankę torkretową na bazie piasku płukanego 0/2 mm Kotlarnia oraz grysu bazaltowego 2/8 mm Gracze stosując wariantowo 2 rodzaje cementu : CEM I 42,5 R Górażdże oraz CEM II/B-S 42,5 N Ekocem, z dodatkiem (6% masy klinkieru) lub bez dodatku zagęszczonego pyłu krzemionkowego Silimic z Huty Łaziska. Dawka pyłów krzemionkowych w ilości 6% masy klinkieru zawartego w danym cemencie jest już dawką wystarczającą dla poprawy wielu istotnych parametrów, potwierdzały to również praktyczne doświadczenia firm Torkret [22] oraz Sika Poland [9]. Do każdej mieszanki dodawano ponadto sproszkowane domieszki : superplastyfikator Addiment FM 6 Konzentrat (0,43% masy cementu) oraz nie zawierający alkaliów przyspieszacz Sigunit 49 AF (3% masy cementu). W ten sposób skomponowano 4 mieszanki o stałej krzywej uziarnienia, różniące się składem spoiwa, które zagęszczono laboratoryjnie przez wibrację oraz poddano typowym badaniom mostowym sprawdzając rozwój wytrzymałości na ściskanie i zginanie, wodoszczelność, nasiąkliwość oraz mrozoodporność. Podczas tych badań przyjęto założenie stałej urabialności przy minimalnym W/C ustalonym doświadczalnie, dla którego zachowana była spoistość mieszanki podczas badania konsystencji na stoliku rozpływowym do zapraw wg DIN. Wymóg ten był spełniony przy osiągnięciu rozpływu 10,0 10,5 cm. Należy podkreślić, że konwencjonalne zagęszczenie w laboratorium mieszanki piaskowo-grysowej 0/8 mm o ograniczonej ilości cementu z przyspieszaczem (znacznie obniżającym ciekłość), nawet przy stosowaniu superplastyfikatora wymaga wartości W/C powyżej 0,45 i powoduje, że uzyskiwane parametry są na pograniczu wymaganych w budownictwie mostowym, a zwłaszcza nie osiągnie się nasiąkliwości poniżej 4, czy nawet 5%. W zamian za to lepiej widoczne są różnice między poszczególnymi rodzajami spoiw. KRZYWA UZIARNIENIA 100,0 90,0 80,0 70,0 60,0 50,0 40,0 30,0 20,0 10,0 0,0 0,063 0,125 0,25 0, Rzędna A C Rys. 4. Krzywa uziarnienia mieszanki torkretowej 59

58 Tablica 2. Składy teoretyczne badanych mieszanek SKŁAD TEORETYCZNY kg/m3 C I C I PK C II C II PK CEM I 42,5 R Górażdże CEM II/B-S 42,5 N Ekocem pył krzemionkowy 31,5 22 woda piasek 0/2 Kotlarnia grys bazaltowy 2/8 Gracze Addiment FM 6 Konzentrat 1,8 1,8 1,8 1,8 Sigunit - 49 AF 12,6 12,6 12,6 12,6 SUCHE SKŁADNIKI kg/to C I C I PK C II C II PK CEM I 42,5 R Górażdże 182,5 CEM II/B-S 42,5 N Ekocem 182,5 pył krzemionkowy 13,7 9,6 piasek 0/2 Kotlarnia grys bazaltowy 2/8 Gracze Addiment FM 6 Konzentrat 0,78 0,78 Sigunit - 49 AF 5,47 5,47 Po wstępnej analizie wyników do badań mieszanek ułożonych natryskiem wytypowano 2 mieszanki zawierające pył krzemionkowy. W ten sposób możliwe było również bezpośrednie porównanie w praktyce 2 cementów klasy 42,5 opartych na tym samym klinkierze z cementowni Górażdże : CEM I 42,5 R z Górażdży oraz CEM II/B-S 42,5 N z Ekocemu. Dwie mieszanki natryśnięto metoda suchą zgodnie z zaleceniami specyfikacji EFNARC [8] do skrzynek drewnianych 50 x 50 x 11 cm, stosując torkretnicę Aliva Podczas natrysku obserwowano ciągłość strugi, zagęszczenie, odskok i pylenie mieszanek. Według zgodnej opinii obserwatorów oraz operatora dyszy zauważalnie lepiej pracowało się na mieszance z cementem CEM II/B-S 42,5 N. Po stwardnieniu z płyt betonowych wycięto próbki do badań po 7 i 28 dniach. 60

59 Rys. 4. Natrysk próbek torkretowanie metodą suchą Rys. 5. Prawidłowe układanie mieszanki torkretowej w skrzynce 61

60 Rys. 6. Torkret suchy w skrzynkach naturalna faktura po natrysku Badania serii laboratoryjnych (4 receptury: C I, C I PK, C II, C II PK) obejmowały : wytrzymałość na ściskanie i zginanie po 1, 2, 7 i 28 dniach, nasiąkliwość, wodoszczelność głębokość penetracji wody pod ciśnieniem 0,5 MPa, mrozoodporność ubytek masy i spadek wytrzymałości po 150 cyklach. Badania serii ułożonych natryskiem (2 receptury: C I PK, C II PK) obejmowały : wytrzymałość na ściskanie i zginanie po 7 i 28 dniach, nasiąkliwość, wodoszczelność głębokość penetracji wody pod ciśnieniem 0,5 MPa, mrozoodporność ubytek masy i spadek wytrzymałości po 150 cyklach. Wyniki badań zestawiono graficznie na poniższych wykresach (Rys. 7. Rys. 16.) : 62

61 ,5 6,2 6,2 nasiąkliwość [%] CEM I 42,5R CEM I 42,5R + PK CEM II/B-S 42,5N CEM II/B-S 42,5N + PK Rys. 7. Nasiąkliwości próbek zagęszczonych laboratoryjnie nasiąkliwość [%] ,5 6,2 6,1 CEM I 42,5R + PK 5,6 CEM II/B-S 42,5N + PK próbki zagęszczone na stole wibracyjnym w laboratorium próbki wykonane metodą natrysku Rys. 8. Nasiąkliwości próbek zagęszczonych laboratoryjnie i natryskiem 14 12,6 głębokość penetracji wody [cm] ,8 10 6,4 CEM I 42,5R CEM I 42,5R + PK CEM II/B-S 42,5N CEM II/B-S 42,5N + PK Rys. 9. Głębokość penetracji wody w próbkach zagęszczonych laboratoryjnie 63

62 głębokość penetracji wody [cm] ,4 5,8 1,6 1,6 CEM I 42,5R + PK CEM II/B-S 42,5N + PK próbki zagęszczone na stole wibracyjnym w laboratorium próbki wykonane metodą natrysku Rys. 10. Głębokość penetracji wody w próbkach zagęszczonych laboratoryjnie i natryskiem wytrzymałość na ściskanie [MPa] dzień 2 dni 7 dni 28 dni czas dojrzewania [dni] CEM I 42,5R CEM II/B-S 42,5N CEM I 42,5R + PK CEM II/B-S 42,5N + PK Rys. 11. Wytrzymałość na ściskanie próbek zagęszczonych laboratoryjnie 64

63 wytrzymałość na ściskanie [MPa] ,8 73,8 68, ,6 41,2 39,7 51,6 7 dni 28 dni 7 dni 28 dni CEM I 42,5R + PK CEM II/B-S 42,5N + PK próbki zagęszczone na stole wibracyjnym w laboratorium próbki wykonane metodą natrysku Rys. 12. Wytrzymałość na ściskanie próbek zagęszczonych laboratoryjnie i natryskiem wytrzymałość na zginanie [MPa] dzień 2 dni 7 dni 28 dni czas dojrzewania [dni] CEM I 42,5R CEM I 42,5R + PK CEM II/B-S 42,5N CEM II/B-S 42,5N + PK Rys. 13. Wytrzymałość na zginanie próbek zagęszczonych laboratoryjnie 65

64 wytrzymałość na zginanie [MPa] ,3 8,3 8,5 8,3 7,2 7,2 6,4 5,6 7 dni 28 dni 7 dni 28 dni CEM I 42,5R + PK CEM II/B-S 42,5N + PK próbki zagęszczone na stole wibracy jny m w laboratorium próbki wy konane metodą natry sku Rys. 14. Wytrzymałość na zginanie próbek zagęszczonych laboratoryjnie i natryskiem Mrozoodporność na podstawie ubytku masy i spadku wytrzymałości , , ,83 0, ,24 0 CEM I 42,5 R CEM I 42,5 R + PK CEM II/B-S 42,5 N CEM II/B-S 42,5 N + PK średni ubytek masy (%) średni spadek wytrzymałości (%) Rys. 15. Mrozoodporność próbek zagęszczonych laboratoryjnie 66

65 Mrozoodporność na podstawie ubytku masy i spadku wytrzymałości 60 51, ,95 2,36 0 0,31 0,24 0,27 0 średni ubytek masy (%) średni spadek wytrzymałości (%) średni ubytek masy (%) średni spadek wytrzymałości (%) CEM I 42,5R + PK CEM II/B-S 42,5N + PK próbki wykonane w laboratorium próbki wykonane metodą natrysku Rys. 16. Mrozoodporność próbek zagęszczonych laboratoryjnie i natryskiem 5. Podsumowanie Wyniki badań i obserwacji potwierdziły, że parametry mieszanek betonowych zagęszczanych przez wibrację oraz natryskiem różnią się, niekiedy w znacznym stopniu. Stąd podstawą do oceny przydatności mieszanki natryskiwanej może być jedynie obserwacja materiału podczas natrysku i badania próbek wyciętych z odpowiednich płyt wykonanych natryskiem. Niemal wszystkie wyniki wykazały korzystniejsze parametry spoiwa, w skład którego obok klinkieru wchodzą zarówno dodatki hydrauliczne (w tym przypadku mielony żużel wielkopiecowy zawarty w cemencie CEM II/B-S 42,5 N) jak i pucolanowe (pył krzemionkowy). Jedynie wytrzymałości na ściskanie i zginanie były wyraźnie lepsze w przypadku cementu CEM I z pyłem krzemionkowym przy zagęszczaniu tradycyjnym. Przy układaniu maszynowym najlepsze rezultaty dał już cement żużlowy z pyłem krzemionkowym. Wytrzymałość tego samego materiału układanego natryskiem była zawsze o 10 25% większa, niż zagęszczonego przez wibrowanie (efekt nie tylko lepszego zagęszczenia, ale również niższego W/C) Badania mrozoodporności próbek zagęszczonych przez wibrację dały zastanawiające rezultaty: dodatek pyłu krzemionkowego do cementu CEM I spowodował znaczny spadek mrozoodporności (spadek wytrzymałości o rząd 50%, podczas gdy beton bez pyłów krzemionkowych osiągnął klasę F 150!). Odwrotnie było w przypadku cementu żużlowego (beton bez pyłów krzemionkowych miał spadek wytrzymałości rzędu 30%, podczas gdy po ich dodaniu ze sporym zapasem zmieścił się w klasie F 150!). Różnice te zupełnie zanikły po ułożeniu obu mieszanek z pyłami krzemionkowymi natryskiem: spadki wytrzymałości nie przekroczyły 4%. 67

66 Badania nasiąkliwości wykazały niewielki, ale wyraźny korzystny wpływ zastosowania dodatków hydraulicznych i pucolanowych. Również zmiana sposobu układania z wibracji na natrysk spowodowała niewielką redukcję nasiąkliwości. Bardzo wyraźnie widoczny jest natomiast wpływ zastosowania dodatków i sposobu zagęszczania na wodoszczelność (badano głębokość penetracji wody przy ciśnieniu 0,5 MPa). Zastosowanie dodatku ograniczyło głębokość penetracji prawie dwukrotnie, a ułożenie mieszanki natryskiem ograniczyło ją dodatkowo aż czterokrotnie. Cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 42,5 N okazał się spoiwem szczególnie korzystnym w technologii betonów natryskowych. Najlepsze efekty uzyskano stosując dodatkowo pyły krzemionkowe. Przedstawione wyniki badań i obserwacji potwierdzają zasadność stosowania spoiw mieszanych nie tylko z uwagi na trwałość konstrukcji, ale również dla poprawy parametrów kojarzonych dotychczas przede wszystkim z cementami czysto klinkierowymi, takich jak wysoka wytrzymałość i mrozoodporność. Literatura [1] Armelin H.S., Dantas F.A.S., Figueiredo A.D., Helene P., Silva M.G., Tango C.E.S.: Shotcrete permeability considerations on the durability of tunnel linings. ACI Materials Joural, May-June 1992, [2] Advanced concrete technology. Elsevier Ltd. (edited by John Newman, Ban Seng Choo), 2003, Chapter 10: Taylor G: Sprayed concrete, 10/1-10/18. [3] Balaguru P.N., Shah S.P.: Fiber reinforced cement composites. McGraw Hill, Inc., 1992, Chapter 12: Fiber-reinforced shotcrete, [4] Burakiewicz A., Skawiński M.: Wymagania techniczne wykonania i odbioru fibrobetonu z włóknami stalowymi do naprawy obiektów mostowych. WTW nr 5M/91, Generalna Dyrekcja Dróg Publicznych, Studia i Materiały, z. 38/91, Warszawa [5] Brzeski E.: Torkret stan techniki i zastosowania. Przegląd Budowlany, 2/1989, [6] Cementy z dodatkiem granulowanego żużla wielkopiecowego. Rodzaje, właściwości, zastosowanie, Wyd. Górażdże Cement S.A., [7] Dziurla M., Nowak W.: Zastosowanie betonu natryskowego (torkretu) do napraw obiektów mostowych. Instytut Badawczy Dróg i Mostów, Studia i Materiały, z. 32, Warszawa [8] European Specification for Sprayed Concrete. EFNARC, UK, [9] Jawański W.: Praktyczne zastosowanie cementów żużlowych dla poprawy urabialności i trwałości betonu na przykładzie doświadczeń firmy Sika Poland. Sympozjum Naukowo-Techniczne Trwałość betonu i jej uwarunkowania technologiczne, materiałowe i środowiskowe, Kraków, kwiecień 2004, [10] Gebler S.H., Litwin A., McLean W., Schutz R.: Durability of dry-mix shotcrete containing rapid-set accelerators. ACI Material Journal, May-June 1992, [11] Instrukcja ITB nr 299. Wykonywanie betonu natryskowego. Warszawa [12] Giergiczny Z., Małolepszy J., Szwabowski J., Śliwiński J.: Cementy z dodatkami mineralnymi w technologii betonów nowej generacji. Wyd. Instytut Śląski Sp. z o.o. w Opolu, Opole [13] Giergiczny Z., Pużak T.: Cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 42,5. Materiały Budowlane, 5/2002,

67 [14] Kaczorowski A., Kalisz H.: Stosowanie betonów natryskowych w robotach remontowych. Inżynieria i Budownictwo, 6/1993, [15] Lukas W., Kusterle W., Pichler W.: Innovations in shotcrete technology. Proceedings, International Conference Shotcrete for underground support VII, Telfs, Austria, , [16] Mateja J., Durczyńki S.: Beton natryskowy z mikrokrzemionką. Materiały Budowlane, 6/1992, [17] Morgan D.R.: Dry-mix silica fume shotcrete in western Canada. Concrete International, January 1988, [18] Morgan D.R.: Freeze-thaw durability of shotcrete. Concrete International, August 1989, [19] Morgan D.R., Wolsiefier J.T.: Silica fume in shotcrete. Proceedings CANTEM/ACI International Workshop on the use of silica in concrete, Washington, USA, April [20] Słowek G.: Beton natryskowy (torkret). Izolacje, 9/2004, [21] Słowek G.: Technologia i badania torkretu. Inżynieria i Budownictwo, 9/1994, [22] Słowek G.: Majchrzak W.: Naprawy konstrukcji żelbetowych metodą torkretowania. XIII Ogólnopolska Konferencja Warsztat pracy projektanta konstrukcji, Ustroń, , [23] Słowek G.: Szczerba J.: Cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S właściwości i możliwości zastosowania w budownictwie. Sympozjum Naukowo-Techniczne Cement z dodatkami mineralnymi. Rodzaje, właściwości i możliwości zastosowania w budownictwie, Poznań, kwiecień 1999, [24] Zaffaroni P., Pistolesi C., Dal Negro E., Coppola L. Collepardi M.: High performance shotcrete. L Industria Italiana del Cemento, 7-8/2000, [25] PN-G-14100: Podziemne wyrobiska korytarzowe i komorowe. Beton natryskowy. Wymagania i badania, grudzień [26] pren Sprayed concrete Part 1: Definitions, specifications and conformity. [27] pren Sprayed concrete Part 2: Execution. [28] pren 14488:Series Sprayed concrete Test methods. [29] SLAG CEMENTS USED IN SPRAYED CONCRETE Summary Sprayed concrete has been successfully used for almost 100 years. Since the European Specification for Sprayed Concrete [8] allows to use up to 30% of slag as a cement additive, the authors have made a range of tests comparing two types of cement : CEM I 42,5R and CEM II/B-S 42,5N based on the same clinker. As the second optional additive densified silicafume has been used with the dosage of 6% on clinker. The selected mixes had been compacted by both vibration (lab series) and dry spraying (site series) and than tested for strength, water absorption, water permeability and freeze-thaw resistance. The composite slag cement CEM II/B-S has given better performance than CEM I during and after dry spray application especially. The best results have been achieved after combining of slag cement with silicafume. The advantages of additive blends (hydraulic and pozzolanic) can be widely used in dry sprayed concrete technology. 69

68 VII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2005 Jacek Gołaszewski 1 WPŁYW DOMIESZEK NAPOWIETRZAJĄCYCH NA WŁAŚCIWOŚCI REOLOGICZNE MIESZANEK NA SPOIWACH CEMENTOWYCH 1. Wprowadzenie Wymaganą wysoką trwałość betonu w środowisku w którym narażony jest on na zawilgocenie, a następnie cykliczne zamrażanie i rozmrażanie uzyskuje się przez jego napowietrzenie. Napowietrzenie polega na wytworzeniu w mieszance betonowej i betonie małych (o średnicy 0,05-0,1 mm), równomiernie rozproszonych (0,15-0,20 mm od siebie), pęcherzyków powietrza [1, 2]. W napowietrzonym betonie nadmiar zwiększającej w trakcie zamarzania swoją objętość wody przemieszcza się do pęcherzyków, co zapobiega niszczeniu jego struktury. Pęcherzyki te zapobiegają także powstaniu sieci ciągłych porów kapilarnych, dzięki czemu obniżają przepuszczalność betonu, dodatkowo zwiększając jego trwałość. Napowietrzenie betonu uzyskuje się stosując domieszki napowietrzające (AE), które są związkami powierzchniowo czynnymi zmniejszającymi napięcie powierzchniowe wody. Napowietrzenie powodując wzrost mrozoodporności betonu, zmienia w znaczącym stopniu inne właściwości mieszanki betonowej i betonu. Projektując skład napowietrzanego betonu należy uwzględnić te zmiany, szczególnie w odniesieniu do spadku wytrzymałości betonu oraz do zmian właściwości reologicznych mieszanki (a więc zmian jej urabialności). W przypadku mieszanek betonów zwykłych, o relatywnie wysokim wskaźniku W/C i bez dodatku superplastyfikatora (SP), napowietrzenie powoduje obniżenie granicy płynięcia i lepkości plastycznej mieszanki [3, 6]. Zakres zmniejszenia lepkości plastycznej jest przy tym ponad dwukrotnie większy niż granicy płynięcia. Dzięki takiemu efektowi działania domieszki AE dodatkowo upłynniają mieszankę, powodując generalnie poprawę urabialności. Taki wpływ domieszek AE na urabialność betonu pozwala na częściową redukcję spadku jego wytrzymałości, poprzez obniżenie wskaźnika W/C [1-3]. Stosowanie domieszek AE jest zadaniem zdecydowanie bardziej skomplikowanym w przypadku wykonywania BWW. Po pierwsze, mieszanka BWW musi spełniać znacznie ostrzejsze kryteria urabialności niż mieszanka betonu zwykłego, a w ich świetle efekt napowietrzenia nie zawsze jest korzystny z punktu widzenia urabialności [4]. Po drugie, obecność domieszki AE wpływa na kompatybilność układu cement - SP, a w konsekwencji 1 dr inż. Politechnika Śląska, Jacek.Golaszewski@polsl.pl 71

69 na właściwości reologiczne i urabialność mieszanki BWW. Po trzecie, napowietrzenie obniża wytrzymałość na ściskanie betonu. Skuteczne projektowanie BWW wymaga rozpoznania i uwzględnienia tych wpływów. Niestety ilość dostępnych danych eksperymentalnych w tym zakresie jest ograniczona. W referacie przedstawiono wyniki badań wpływu domieszek AE na właściwości reologiczne i wytrzymałość odpowiednio modyfikowanych ze względu na zastosowanie różnych układów cement - SP zapraw normowych. Zaprawy te traktowano jako model mieszanki i betonu. Na tej podstawie określono procedurę korygowania wpływu napowietrzenia na urabialność i wytrzymałość betonu. 2. Model reologiczny i pomiar parametrów reologicznych zapraw W pracach [5,6] wykazano, że właściwości reologiczne zapraw, podobnie jak mieszanek betonowych, mogą być aproksymowane modelem Binghama o postaci: τ = τ + ηpl γ& (1) o gdzie τ (Pa) jest naprężeniem stycznym przy prędkości ścinania γ& (1/s), a τo (Pa) i η pl (Pas) są odpowiednio granicą płynięcia i lepkością plastyczną zaprawy. Granica płynięcia określa wartość naprężeń stycznych po przekroczeniu której następuje płynięcie mieszanki; lepkość plastyczna jej prędkość płynięcia pod obciążeniem. Pomiar parametrów reologicznych zapraw wykonuje się za pomocą reometrycznego testu urabialności (RTU). Pod tym terminem należy rozumieć metodykę wyznaczania parametrów reologicznych mieszanki przy założeniu adekwatności modelu reologicznego Binghama (1) z wykorzystaniem reometrów rotacyjnych działających na zasadzie stałej prędkości odkształceń. RTU polega na: doświadczalnym wyznaczeniu momentów oporu ścinania M stawianych przez próbkę mieszanki odkształceniu wywołanemu ustalonymi, co najmniej dwoma różnymi prędkościami obrotowymi N sondy lub naczynia pomiarowego reometru; wyznaczeniu metodą regresji liniowej jednokrotnej wartości parametrów reologicznych mieszanki zgodnie z równaniem: M = g + N h (2) gdzie g (Nmm) i h (Nmmmin) są parametrami odpowiadającymi odpowiednio granicy płynięcia τ o i lepkości plastycznej η pl. Dzięki odpowiedniej kalibracji reometru wartości g i h można wyrazić w jednostkach fizycznych. W niniejszej pracy, której celem było określenie charakteru wpływu domieszki AE na parametry reologiczne zapraw, kalibracja taka nie była konieczna. Zasady pomiarów reologicznych przedstawiono szczegółowo w [3, 6], a właściwości reologiczne zapraw i mieszanek betonowych w [3-6]. 3. Metodyka badania 3.1. Czynniki zmienne w badaniach Badania wykonano w dwóch etapach. W pierwszym etapie określono wpływ domieszki AE na właściwości reologiczne i wytrzymałość na ściskanie zapraw z różnymi układami cement - SP. W drugim etapie zweryfikowano doświadczalnie skuteczność różnych sposobów korygowania wpływu domieszki AE na parametry reologiczne i wytrzymałości na ściskanie zapraw. W badaniach uwzględniono następujące czynniki: skład cementu - 4 cementy CEM I 42,5 o różnej zawartości C 3 A i Na 2 O eq wg tabl. 1; 72

70 rodzaj SP - 2 SP na bazie polieterów o różnej masie cząsteczkowej wg tabl. 2; dawka domieszki AE - 0, 0.3, 0.6% C wagowo. SP do badań wybrano ze względu na ich wyraźnie odmienny wpływ na właściwości reologiczne mieszanki - SP PE1 (LMW) umożliwia uzyskanie mieszanki o zdecydowanie niższej wartości h niż SP PE3. Ze względu na bardzo istotny wpływ zawartości C 3 A w cemencie na parametry reologiczne mieszanki, dawkę SP dobrano doświadczalnie tak, aby zaprawy z cementami o różnej zawartości C 3 A charakteryzowały się zbliżoną wartością g. Tak dobrana dawka SP wynosi dla zapraw z cementami o 2% lub 12% zawartości C 3 A odpowiednio0,5% lub 3% C wagowo. Dawkę domieszki AE dobrano tak, aby uzyskać typowy lub wysoki dla betonów napowietrzanych stopień napowietrzenia (ilość powietrza w mieszance betonowej odpowiednio od 4 do 8% lub od 10 do 12%). Dzięki temu możliwe jest określenie wpływu napowietrzenia w szerokim zakresie jego zmienności oraz zweryfikowanie skuteczności korygowania urabialności i wytrzymałości betonów napowietrzonych zawierających bardzo wysoką ilość powietrza Właściwości materiałów i składy zapraw Właściwości zastosowanych w badaniach cementów przedstawiono w tabl. 1, właściwości SP w tabl. 2, a domieszek AE w tabl. 3. Składy badanych zapraw, bazujące na składzie zapraw normowych wg EN 196-1:1996, przedstawiono w tabl. 4. Stosunek piasek/cement dla takich zapraw wynosi 3:1 i generalnie odpowiada stosunkowi kruszywo - cement dla mieszanek BWW. SP i AE dozowano wagowo, w postaci handlowej, nie zmniejszając ilości wody zarobowej o wodę w nich zawartą. Wskaźnik W/C (= 0,40), moment dozowania SP (razem z wodą zarobową) i temperaturę (20 o C) przyjęto w badaniach jako czynniki stałe. Tablica 1. Skład i właściwości cementu. Cement Składniki [%] Powierzchnia C 3 S C 2 S C 3 A C 4 AF SO 3 Na 2 O eq właściwa [m 2 /kg] Cement #1 (LA) 59,6 19,3 2,01 16,6 3,0 0,3 370 Cement #2 (HA) 59,6 19,3 2,01 16,6 3,0 1,1 370 Cement #3 (LA) 57,9 14,5 12,1 9,5 3,0 0,3 370 Cement #4 (HA) 58,9 16,4 12,2 8,5 3,0 1,1 370 Tablica 2. Właściwości SP. SP Składnik bazowy Gęstość [g/cm 3 ] Stężenie [%] PE1 polieter o niskiej masie cząsteczkowej 1,09 18 PE3 polieter o wysokiej masie cząsteczkowej 1,05 36 Tablica 3. Właściwości AE. AE Składnik bazowy Gęstość [g/cm 3 ] Stężenie [%] AE sole alkaliczne żywic drzewnych 1,01 1,73 AE2 sole alkaliczne żywic drzewnych 1,00 1,75 Tablica 4. Skład zapraw (g/zarób). Cement Cement Piasek W/(C+ PL) SP AE Cement #1, # ,40 0,5% 0, 0,3; 0,6 Cement #3, # ,40 3% 0, 0,3; 0,6 73

71 3.3. Przygotowanie próbek i metoda badania Zaprawy przygotowywano zgodnie z procedurą mieszania wg PN EN 196-1:1996, dozując SP razem z wodą zarobową a domieszkę AE opóźnieniem (0,5 min przed końcem mieszania). RTU wykonano za pomocą reometru Viskomat PC; metodykę pomiaru parametrów reologicznych zapraw za jego pomocą szczegółowo przedstawiono w pracach [3, 4]. Pomiar parametrów reologicznych wykonano zgodnie z procedurą przedstawioną na rys. 1. Procedura ta symuluje proces przygotowania mieszanki, jej transport samochodem z mieszalnikiem i układanie za pomocą pompy do betonu. Ponieważ pomiar oporu ścinania dla jednej prędkości odkształcenia nie pozwala na wyznaczenie parametrów reologicznych, dla ich określenia po 10 i 60 min założono wykonanie pomiaru krzywych płynięcia dla malejących od 120 do 20 obr/min prędkości obrotowych. RTU wykonywano w warunkach zgodnych z PN EN 934-2:1999. Próbki do badania wytrzymałości na ściskanie formowano bezpośrednio po zakończeniu RTU zgodnie z PN EN 196-1:1996, a po rozformowaniu do czasu badania przechowywano w wodzie w temperaturze 20 o C. Ilość powietrza w zaprawie określono dla wybranych zapraw zgodnie z EN :1999. Prędkość obrotowa [1/min] Pomiar g i h po 10 i 60 min Czas [m in] Rys. 1. Procedura pomiaru właściwości reologicznych 4. Wpływ domieszki napowietrzającej na właściwości reologiczne i wytrzymałość na ściskanie modelowych zapraw Wartości g i h zapraw z cementami o 2% zawartości C 3 A i bez domieszki AE zależą od rodzaju SP i zawartości Na 2 O eq w cemencie (rys. 2a). Przy danej dawce SP, zaprawy z SP PE3 charakteryzują się niższym g i znacząco wyższym h od zapraw z SP PE1. SP PE1 działa efektywniej kiedy stosowany jest do upłynnienia zapraw z cementem HA, natomiast SP PE3 gdy stosowany jest do zapraw z cementem LA. Dodanie domieszki AE1 powoduje obniżenie g i h zapraw. Spadek g zapraw jest generalnie niewielki i niezależny od rodzaju SP i cementu. Towarzyszący mu spadek h zapraw jest bardzo znaczący, szczególnie w przypadku zapraw z SP PE3. W wyniku dodania domieszki AE1 wartość h zapraw z SP PE3 obniża się 2,5-3,5-krotnie, wartość h zapraw z SP PE1 1,8-1,9-krotnie. Dzięki temu zaprawy z SP PE1 i SP PE3 po dodaniu 0,3% AE1 (zawartość powietrza w zaprawie 5-7%) nie różnią się istotnie wartością h. Wartość spadku h zależy również od zawartości Na 2 O eq w cemencie - jest większa w przypadku zapraw z cementem HA. 74

72 60 50 Cement LA, PE1 Cement HA, PE1 Cement LA, PE3 Cement HA, PE3 0,6 0,5 Cement LA, PE1 Cement HA, PE1 Cement LA, PE3 Cement HA, PE3 g, N mm h, N mm min... 0,4 0,3 0, % 5-7% 9-12% 0 a 0 0,3 0,6 ILOŚĆ AE, %C 0, ,3 ILOŚĆ AE, %C 0,6 dg/dt, N mm / min... 2,5 2 1,5 1 0,5 0-0,5 Cement LA, PE1 Cement HA, PE1 Cement LA, PE3 Cement HA, PE ,3 0,6 b ILOŚĆ AE, %C dh/dt, N mm min / min... 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0-0,5-1 -1,5-2 -2,5-3 -3,5 0 0,3 ILOŚĆ AE, %C Cement LA, PE1 Cement HA, PE1 Cement LA, PE3 Cement HA, PE3 0,6 Rys. 2. Wpływ domieszki AE1 na parametry reologiczne zapraw z cementami o 2% C 3 A. a - g i h zapraw po 10 min, b - prędkość zmian g i h w czasie (dg/dt, dh/dt). Cementy #1 (LA); #2 (HA); SP PE1, PE3-0,5%; W/C = 0,40; 2 - ilość powietrza w zaprawie [%]. Wartość g zapraw bez domieszki AE wzrasta w czasie, natomiast wartość h maleje (rys. 2b), a prędkość tych zmian zależy od rodzaju cementu i SP. Dodanie domieszki AE1 zmniejsza prędkość wzrostu g w czasie, a ten technologicznie korzystny efekt jest szczególnie wyraźny w przypadku zaprawy z cementem LA i SP PE1. Bez domieszki AE zaprawa ta odznacza się od 7 do 14 razy szybszym wzrostem g w czasie od pozostałych badanych zapraw. Dodanie 0,6% domieszki AE1 aż 15-krotnie zmniejsza prędkość wzrostu g w czasie tej zaprawy, redukując ją do poziomu nie odbiegającego znacząco od innych zapraw (w przypadku pozostałych zapraw prędkość wzrostu g w czasie spadała w wyniku 75

73 g, N mm Cement LA, PE1 Cement HA, PE1 Cement LA, PE3 Cement HA, PE3 h, N mm min... 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 Cement LA, PE1 Cement HA, PE1 Cement LA, PE3 Cement HA, PE3 10 0,1 2-4% 6-8% 10-13% 0 a 0 0,3 0,6 ILOŚĆ AE, %C 0 0 0,3 ILOŚĆ AE, %C 0,6 dg/dt, N mm / min... 2,5 2 1,5 1 0,5 0-0,5 Cement LA, PE1 Cement HA, PE1 Cement LA, PE3 Cement HA, PE3-1 b 0 0,3 0,6 ILOŚĆ AE, %C dh/dt, N mm min / min... 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0-0,5-1 -1,5-2 -2,5-3 -3,5 0 0,3 ILOŚĆ AE, %C Cement LA, PE1 Cement HA, PE1 Cement LA, PE3 Cement HA, PE3 0,6 Rys. 3. Wpływ domieszki AE1 na parametry reologiczne zapraw z cementami o 12% C 3 A. a - g i h zapraw po 10 min, b - prędkość zmian g i h w czasie (dg/dt, dh/dt). Cementy #3 (LA); #4 (HA); SP PE1, PE3-3,0%; W/C = 0,40; 2 - ilość powietrza w zaprawie [%]. dodania 0,6% domieszki AE1 o połowę). W wyniku dodania domieszki AE1 zmienia się charakter zmian h zapraw w czasie - wartość h napowietrzonych zapraw wzrasta z upływem czasu. Prędkość tego wzrostu, podobnie jak prędkość spadku dla zapraw bez domieszki AE, zależy od rodzaju SP i zawartości Na 2 O eq w cemencie. Jednakże, o ile w przypadku zapraw bez domieszki AE wyraźnie większą prędkość spadku h w czasie wykazywały zaprawy z SP PE3, to po napowietrzaniu prędkość wzrostu h w czasie tych zapraw była niższa od zapraw z SP PE1. W wyniku napowietrzenia bezwzględna prędkość zmian h w czasie zapraw z SP PE1 wzrasta, a zapraw z SP PE3 maleje. Prędkość wzrostu h 76

74 w czasie napowietrzonych zapraw z cementem LA wzrasta wraz ze wzrostem ilości AE1, natomiast zapraw z cementem HA wykazuje maksimum przy ilości AE1 na poziomie 0,3%. Przy mniejszych dawkach domieszki AE1 nieznacznie większą prędkością wzrostu h charakteryzują się zaprawy z cementem HA, przy większych - zaprawy z cementem LA. Wartości g i h zapraw z cementami o 12% zawartości C 3 A bez domieszki AE, podobnie jak zapraw z cementami o 2% zawartości C 3 A, zależą od rodzaju SP i zawartości Na 2 O eq w cemencie (rys. 3a). Jednak w tym przypadku oba badane SP współdziałają efektywniej z cementem LA, a SP PE1, stosowany w tej samej dawce co SP PE3, pozwala na uzyskanie zapraw o wyraźnie niższym g (wynika to prawdopodobnie z lekko napowietrzającego działania SP PE1). Wartość h zapraw z cementem o 12% zawartości C 3 A i z SP PE3 jest znacząco wyższa tak od zapraw z SP PE1, jak i od zapraw z cementem o 2% zawartości C 3 A. Dodanie domieszki AE1 obniża g zapraw z cementem o 12% zawartości C 3 A, w stopniu wyraźnie większym niż w przypadku odpowiadających zapraw z cementem o 2% C 3 A (spadek g wynosi średnio 46% dla zapraw z cementem o 12% i 29% dla zapraw z cementem o 2% C 3 A). Spadek g po dodaniu domieszki AE1 jest większy w przypadku zapraw z SP PE3 oraz zapraw z cementem HA. W wyniku napowietrzenia różnice g występujące dla zapraw bez domieszki AE z różnymi układami cement - SP generalnie zanikają. Wartość h zapraw z SP PE3 gwałtownie spada w wyniku dodania domieszki AE1, równoczesne zmiany h zapraw z SP PE1 są wyraźnie mniejsze (h zapraw z SP PE3 spada w wyniku napowietrzenia o ok. 70%, zapraw z PE1 tylko o 35%). Wartość g zapraw z cementem o 12% zawartości C 3 A bez domieszki AE1 wzrasta w czasie, natomiast wartość h maleje (rys. 3b). Prędkość tych zmian zależy od rodzaju cementu i SP, i jest szczególnie wysoka dla zapraw z cementem HA i SP PE3. Należy również zauważyć, że prędkość zmian h w czasie zapraw z cementem o 12% C 3 A, prawdopodobnie ze względu na większą dawkę SP (a dokładniej większą ilość wolnego SP w roztworze [5]), jest mniejsza niż zapraw z cementem o 2% C 3 A. Dodanie domieszki AE1 zmniejsza prędkość wzrostu g w czasie, zwłaszcza zapraw z cementem HA. Efekt ten jest szczególnie silny w przypadku zaprawy z cementem HA i SP PE3 - prędkość wzrostu g spada w wyniku napowietrzenia z 1,92 Nmm/min do 0,02 Nmm/min, a więc blisko 100 razy. Dodanie 0,3% AE1 spowalnia spadek h w czasie zapraw. Dalszy wzrost dawki AE1 powoduje zmianę charakteru zmian h w czasie - wartość h takich zapraw wzrasta w czasie. Bezwzględna prędkość zmian h w czasie napowietrzonych zapraw z cementami o 12% C 3 A jest zwykle mniejsza niż zapraw bez napowietrzenia. Uogólniając, przy danym wskaźniku W/C, rodzaju i uziarnieniu kruszywa parametry reologiczne g i h zależą przed wszystkim od właściwości układu cement - SP. Dodatek domieszki AE zwykle obniża g i h mieszanki z SP, przy czym dominującym efektem jest zmniejszenie h. Zmniejszenie to jest tym większe, im wyższe było h mieszanki bez domieszki AE. Ponieważ h mieszanki jest w znaczącym stopniu konsekwencją rodzaju SP, zachodzi wyraźne współdziałanie pomiędzy domieszką AE a SP. Należy podkreślić, że w wyniku tego współdziałania znaczące nieraz różnice właściwości reologicznych mieszanek wynikające ze stosowania różnych SP zacierają się. Właściwości reologiczne mieszanek bez domieszki AE zmieniają się z upływem czasu - wartość g wzrasta, a jednocześnie wartość h maleje, a szybkość tych zmian jest głównie konsekwencją właściwości układu cement - SP. Dodatek domieszki AE zwykle redukuje zakres zmian g i h mieszanki w czasie. Wartość h mieszanek napowietrzonych, w przeciwieństwie do mieszanek bez dodatku AE, wykazuje tendencję do wzrostu lub nie zmienia się z upływem czasu. 77

75 Zmiany wartości g i h zachodzące po dodaniu domieszki AE wynikają przede wszystkim ze zmian struktury mieszanki po jej napowietrzeniu oraz, jak wskazują powyższe badania, z interakcji domieszki AE z układem cement - SP. Obecność bardzo niewielkich pęcherzyków powietrza w zaczynie powoduje wzrost jego pozornej objętości z jednoczesnym spadkiem jego lepkości. Stąd też dominującym efektem działania domieszek AE jest zmniejszenie h. Towarzyszące temu zredukowanie g tłumaczy się redukcją mostków kapilarnych w mieszance, spowodowaną wzrostem objętości zaczynu. Większa objętość zaczynu tłumaczy również mniejszą szybkość zmian parametrów reologicznych w czasie napowietrzonych mieszanek. Wzrost h w czasie napowietrzonych mieszanek jest zapewne konsekwencją powolnego spadku jej napowietrzenia. Większy wpływ domieszki AE na właściwości reologiczne mieszanek z SP PE3 oraz jej wpływ na zakres zmian parametrów reologicznych w czasie jest wynikiem wspomnianej wyżej interakcji AE z układem cement - SP. Mechanizm tego współdziałania jest jednak skomplikowany i wciąż stanowi przedmiot prowadzonych badań min 60 min ,6 0,5 10 min 60 min g, N mm h, N mm min... 0,4 0,3 0,2 20 0,1 0 PE1 PE1, AE1 PE1, AE2 PE3 PE3, AE1 PE3, AE2 0 PE1 PE1, AE1 PE1, AE2 PE3 PE3, AE1 PE3, AE2 Rys. 4. Wpływ rodzaju domieszki AE na parametry reologiczne zapraw. Cement #4 - SP PE1; cement #3 - PE3; AE - 0.3%; W/C = 0,40; 1 - ilość powietrza w mieszance [%]. Przedstawiony powyżej charakter wpływu AE1 został potwierdzony szeregiem innych badań [np. 5, 8], w związku z czym można go uznać za typowy. Niemniej jednak, łączne stosowanie domieszek AE i SP może zaskakująco zmieniać właściwości reologiczne mieszanki. Jak pokazuje rys. 4, dodanie do zaprawy z SP PE1 domieszki AE2, o właściwościach wg danych producenta niemal identycznych jak AE1, powoduje wzrost g (a nie spadek jak zwykle w przypadku stosowania AE1) oraz nie wpływa na szybkość zmian g w czasie (zwykle szybkość tych zmian po dodaniu AE1 spada). Należy przy tym zwrócić uwagę, że stopień napowietrzenia zapraw z AE1 i AE2 jest praktycznie taki sam. Takie efekty działania domieszki AE2 jednoznacznie świadczą o tym, że jej obecność wpływa na interakcję układu cement - SP osłabiając efektywność działania SP. Z tego też względu wpływ danej domieszki AE na właściwości reologiczne mieszanki powinien być doświadczalnie sprawdzony na etapie doboru kompatybilnego układu cement -SP. 78

76 100 bez AE 0,3% AE 0,6% AE 100 bez AE 0,3% AE 0,6% AE Rb28, MPa Rb28, MPa PE1; LA PE1; HA PE3; LA PE3; HA 0 PE1; LA PE1; HA PE3; LA PE3; HA a b Rys. 5. Wpływ AE1 na wytrzymałość na ściskanie zapraw po 28 dniach. a - zaprawy z cementami o 2% C 3 A; b - zaprawy z cementami o 12% C 3 A. LA - cement o zawartości Na 2 O eq = 0,3%; HA - cement o zawartości Na 2 O eq = 1,1%. Dodanie domieszki AE1 zgodnie z oczekiwaniami powoduje znaczący spadek 28 dniowej wytrzymałości na ściskanie zapraw (rys. 5). W przypadku dodania 0,3% AE1 (a więc przy napowietrzeniu 5-8%) spadek wytrzymałości, niezależnie od zastosowanego cementu i SP, wynosi 40-50% w stosunku do zapraw bez dodatku AE. Dalszy wzrost dawki AE1 (a więc przy napowietrzeniu 10-13%) powoduje tylko relatywnie niewielkie obniżenie wytrzymałości na ściskanie. Zwraca przy tym uwagę niższa wytrzymałość zapraw z SP PE1 i z cementem HA, która jest wynikiem napowietrzającego działania tego SP, gdy jego dodatek jest duży. 5. Korygowanie urabialności i wytrzymałości na ściskanie napowietrzonych BWW Uzyskanie napowietrzonego BWW o wymaganych ze względu na urabialność parametrach reologicznych oraz o wymaganej wytrzymałości na ściskanie wymusza konieczność odpowiedniego skorygowania składu mieszanki. Przedstawiony powyżej wpływ napowietrzenia mieszanki BWW domieszką AE na jej właściwości reologiczne, a więc i urabialność, może być generalnie korygowany na dwa sposoby - poprzez zmniejszenie dawki SP przy jednocześnie stałym W/C lub poprzez redukcję W/C przy niezmienionej dawce SP. Obniżanie dawki SP przy stałym W/C powodować będzie wzrost wartości g napowietrzonej mieszanki któremu będzie towarzyszył spadek wartości h. Dzięki odpowiedniemu obniżeniu dawki SP możliwe więc będzie uzyskanie przez napowietrzoną mieszankę betonową wymaganej wartości g, jednakże wartość h tej mieszanki pozostanie niższa od wymaganej. Taki charakter zmian parametrów reologicznych napowietrzonych mieszanek przy redukcji dawki SP pokazują rezultaty badań przedstawione na rys. 6. Tak 79

77 więc korygowanie urabialności napowietrzonej mieszanki BWW poprzez redukcję dawki SP, pomimo zalecania go w wielu opracowaniach, trzeba uznać za mało skuteczne, a w niektórych przypadkach wręcz za szkodliwe. Należy bowiem zwrócić uwagę, że wartość h decyduje o stabilności i szybkości odpowietrzenia mieszanki. Niskie h sprzyja wystąpieniu segregacji mieszanki oraz zmniejszeniu stopnia jej napowietrzenia ponad efekt działania domieszki napowietrzającej. Trzeba przy tym również podkreślić, że samo obniżenie dawki SP nie wpływa istotnie na uzyskanie większej wytrzymałości na ściskanie przez napowietrzony beton. g, N mm min 60 min h, N mm min... 0,3 0,2 0,1 10 min 60 min 0 SP 3% AE, SP3% AE, SP 2,5% AE, SP 2,0% 0 SP 3% AE, SP3% AE, SP 2,5% AE, SP 2,0% Seria SP=3% SP=3%; AE1 SP=2,5%; AE1 SP=2%; AE1 Wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach 45,4 MPa 19,4 MPa 21,7 MPa 25,3 MPa Rys. 6. Korekta wpływu dodania AE na parametry reologiczne i wytrzymałość na ściskanie zapraw z cementem #4 i W/C = 0,4 poprzez zmiany dawki SP PE1, AE1-0,6%; 1 - ilość powietrza [%]. Uzyskanie wymaganej urabialności napowietrzonych mieszanek jest możliwe poprzez redukcję W/C przy stałej dawce SP. W takim przypadku zarówno wartość g jak i h wzrasta, a przy odpowiednio zredukowanym W/C możliwe jest uzyskanie wymaganych dla danej mieszanki parametrów reologicznych. Korygowanie urabialności napowietrzonych BWW poprzez obniżenie W/C jest równocześnie korzystne ze względu na możliwość zwiększenia wytrzymałości na ściskanie betonu napowietrzonego. Przykłady korygowania efektu napowietrzenia na urabialność i wytrzymałość na ściskanie zapraw z różnymi układami cement - SP przedstawiono na rys. 7 i 8. Potwierdzają one skuteczność korygowania efektów działania AE poprzez redukcję wskaźnika W/C zarówno na urabialność jak i na wytrzymałość. 80

78 min 60 min 10 0,3 10 min 60 min 120 g, N mm h, N mm min... 0,2 0, W/C 0,4 AE, W/C 0,4 AE, W/C 0,35 AE, W/C 0,3 0 W/C 0,4 AE, W/C 0,4 AE, W/C 0,35 AE, W/C 0,3 Seria W/C=0,4 W/C=0,4; AE1 W/C=0,35; AE1 W/C=0,3; AE1 Wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach 40,6 MPa 26,6 MPa 28,7 MPa 45,2 MPa Rys. 7. Korekta wpływu AE na parametry reologiczne i wytrzymałość na ściskanie zapraw z cementem #1 i 0,5% PE1 poprzez zmiany W/C, AE1-0,6%; 1 - ilość powietrza [%] min 60 min 0,6 0,5 10 min 60 min 120 g, N mm h, N mm min... 0,4 0,3 0, ,1 0 W/C 0,4 AE, W/C 0,4 AE, W/C 0,35 AE, W/C 0,3 0 W/C 0,4 AE, W/C 0,4 AE, W/C 0,35 AE, W/C 0,3 Seria W/C=0,4 W/C=0,4; AE1 W/C=0,35; AE1 W/C=0,3; AE1 Wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach 64,0 MPa 27,4 MPa 32,7 MPa 48,2 MPa Rys. 8. Korekta wpływu AE na parametry reologiczne i wytrzymałość na ściskanie zapraw z cementem #4 i 1% PE3 poprzez zmiany W/C; AE1-0,6%; 1 - ilość powietrza [%]. 81

79 6. Podsumowanie W referacie przedstawiono podstawowe zależności wpływu domieszki AE na właściwości reologiczne zapraw z różnymi układami cement - SP. Dodanie domieszki AE powoduje generalnie spadek g i h oraz redukuje prędkość zmian parametrów reologicznych w czasie mieszanki. Zakres tych zmian zależy od dawki AE oraz właściwości układu - cement - SP. Jednocześnie w wyniku dodania domieszki AE spada wytrzymałość na ściskanie. Skutecznym sposobem korygowania urabialności i wytrzymałości na ściskanie BWW jest redukcja wskaźnika W/C. Dobór kompatybilnego układu cement - SP stanowi o skutecznym kształtowaniu urabialności BWW. Ponieważ domieszka AE może wpływać na kompatybilność tego układu, należy go dobierać uwzględniając obecność i przewidywaną dawkę domieszki AE. Domieszki AE mogą mieć bardzo zróżnicowane właściwości, a zakres zmian wywołany ich stosowaniem zależy od rodzaju cementu i SP, dawki SP, wskaźnika W/C oraz obecności dodatków mineralnych. Z tego też względu dobór właściwego w danym przypadku układu cement - SP - AE powinien być zweryfikowany doświadczalnie. Reometryczny test urabialności przeprowadzany na zaprawach normowych (wg PN EN 196-1:1996) stanowi efektywny sposób badania i oceny kompatybilności układu cement - SP w obecności tak domieszek chemicznych jak i dodatków mineralnych. Literatura [1] Neville A. M.: Właściwości betonu. Polski Cement, Kraków, 2000 [2] Ramachandran V S.: Concrete Admixtures Handbook. Properties, Science and Technology. 2nd Edn, Noyes Publications, Park Ridge, USA, 1995, [3] Szwabowski J.: Reologia mieszanek na spoiwie cementowym. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice, 1999, p. 239 [4] Gołaszewski J.: Kształtowanie urabialności mieszanki betonowej superplastyfikatorami. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice, 2003, p. 216 [5] Banfill P.F.G.: The rheology of fresh mortar. Magazine of Concrete Research, 43 (154), 1991, [6] Tattarsall G.H., Banfill P.F.G.: The Rheology of Fresh Concrete. Pitman Books Limited, Boston, 1983 THE EFFECT OF AIR ENTRAINING AGENTS ON RHEOLOGICAL PROPERTIES OF FRESH CEMENT MIXES Summary In the paper the results of investigation into influence of AE on rheological properties and compressive strength of standard mortars modified by using different cement -superplasticizer systems as a model of HPC are presented and discussed. On the ground of obtained data general relationships of AE influence on HPC workability are presented and the method of correction of AE influence on workability and compressive strength is developed. 82

80 VII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2005 Tomasz Ponikiewski 1 WPŁYW WŁÓKIEN STALOWYCH NA WŁAŚCIWOŚCI REOLOGICZNE I MECHANICZNE BETONÓW SAMOZAGĘSZCZALNYCH 1. Wprowadzenie Jedną z nowych tendencji w badaniach betonów samozagęszczalnych jest analizowanie wpływu włókien na urabialność oraz parametry wytrzymałościowe tychże betonów [1][2]. Projektowanie betonów samozagęszczalnych nie jest zagadnieniem łatwym; niedokładność w dozowaniu składników, zmienne właściwości materiałów i warunków dojrzewania mogą spowodować niepowodzenia w uzyskaniu wymaganych właściwości betonów samozagęszczalnych: płynności, zdolności do przepływu bez blokowania między prętami zbrojenia oraz odporności na segregację [4]. Autor na podstawie wcześniejszych badań [5], wytypował włókna stalowe o zróżnicowanych parametrach geometrycznych, celem określenia wpływu ich udziału objętościowego, długości oraz kształtu na właściwości reologiczne i mechaniczne betonów samozagęszczalnych. Istota stosowania w mieszankach na spoiwach cementowych włókien stalowych, polipropylenowych i innych była już omawiana we wcześniejszych publikacjach [3][5][6]. Ogólna tendencja poprawy charakterystyk stwardniałego betonu samozagęszczalnego wraz ze wzrostem zawartości włókien w jego objętości, powoduje pogarszanie urabialności tychże mieszanek w trakcie ich formowania. Aktualnym problemem, także w przypadku betonów samozagęszczalnych modyfikowanych włóknami stalowymi, jest technologiczna trudność ich wykonywania oraz realizacji procesów technologicznych w trakcie robót betonowych. Zmusza to do rozpoznania rzeczywistej natury ich urabialności i określenia wpływu dodawania włókien na zjawiska zachodzące w świeżym i stwardniałym betonie samozagęszczalnym. Analiza wykluczających się nawzajem czynników zachodzących w wyniku dodania włókien stalowych do betonu samozagęszczalnego: pogarszania się urabialności i poprawy właściwości mechanicznych betonów samozagęszczalnych jest przedmiotem niniejszego artykułu. 1 dr inż., Katedra Procesów Budowlanych Politechniki Śląskiej, Tomasz.Ponikiewski@polsl.pl 83

81 2. Założenia i metodyka badań W referacie zostały przedstawione wyniki badań urabialności w ujęciu reologicznym oraz wytrzymałościowych mieszanek samozagęszczalnych modyfikowanych włóknami stalowymi. Badania metodą reometrycznego testu urabialności (RTU) zostały przeprowadzone za pomocą reometru do zapraw i mieszanek betonowych ROD-1E (rys.1). Istota RTU została omówiona szczegółowo w literaturze [8]. a) b) Rys. 1. Reometr do wyznaczania parametrów reologicznych mieszanek betonowych a) widok ogólny wraz z komputerem sterującym; b) zaprogramowana procedura pomiaru reometrycznego w trakcie badań Wykonano aproksymację wyników pomiarów dwuparametrowym modelem reologicznym Bingham`a i trójparametrowym modelem Hershell`a-Bulkey`a. Pozwoliło to na określenie dwóch podstawowych parametrów reologicznych granicy płynięcia g oraz lepkości plastycznej h, których wartości przedstawiono na podstawie analizy modelem dwuparametrowym. Skład badanej mieszanki samozagęszczalnej przedstawiono w tablicy 1. Mieszanka betonowa była modyfikowana ze względu na zmienny w badaniach rodzaj i udział objętościowy włókien stalowych. Tablica 1. Skład mieszanki samozagęszczalnej Składnik na zarób na 1m 3 CEM II B-S 42,5 [kg] 12,3 344 Popiół lotny [kg] 4,9 138 Woda [kg] 5,9 164 SP Viscocrete 3 [1,5% m.c.] [kg] 0,19 5 Kruszywo 2-8 [kg] 29,0 810 Piasek 0-2 [kg] 27,8 776 Włókna stalowe [%] 0,25-0,50-0,75 W/(C+D) 0,34 0,34 84

82 Włókna stalowe do badań zostały wytypowane z dosyć licznej grupy dostępnych na rynku. Jednakże pomimo ich dostępności i różnorodności, trudno jest zakupić włókna o zbliżonych parametrach geometrycznych i kształcie. W artykule prezentowane są wyniki badań mieszanek samozagęszczalnych modyfikowanych trzema rodzajami włókien stalowych (rys. 2) Rys. 2. Elementarne włókna stalowe zastosowane w badaniach; od lewej: H 64x0,8 mm, F 30x0,7 mm, P 25x0,4 mm Charakterystykę geometryczną badanych włókien oraz rozpatrywany ich udział objętościowy w mieszance betonowej przedstawiono w tablicy 2. Badania rozpoznawcze wykazały trudności pomiarowe RTU przy zawartości włókien stalowych na poziomie 1%. Duży przedział długości zastosowanych włókien (25 64 mm) ograniczył ich udział objętościowy do poziomów 0,25 0,50 0,75%, co odpowiada zawartości 19,5 39,0 58,5 kg/m 3. Kształt włókien ze względu na zmienność ich geometrii jest dodatkowym czynnikiem, wpływającym na wyniki badań lecz nakładającym się na rozpatrywane pozostałe parametry zmienne włókien. Tablica 2. Charakterystyka geometryczna badanych włókien stalowych oraz rozpatrywany ich udział objętościowy w samozagęszczalnej mieszance betonowej Mieszanka Zawartość włókien stalowych [%] H 64x0,8 mm F 30x0,7 mm P 25x0,4 mm B B2 0, B3-0,50 - B4-0,25 - B5 0, B6-0,75 - B7 0, B ,50 85

83 3. Wyniki badań i ich omówienie W tablicy 3 przedstawiono wyniki badań ośmiu mieszanek samozagęszczalnych. Właściwości samozagęszczalne mieszanek badano określając czas i średnicę rozpływu stożkiem Abramsa oraz ustalając parametry reologiczne wyznaczone metodą RTU. Wytrzymałość na ściskanie określono po 28 dniach. Dodatkowo wykonano badania wytrzymałości na zginanie, celem określenia odporności na pękanie przy zginaniu w postaci tzw. równoważonej wytrzymałości na zginanie [13]. Tablica 3. Wyniki badań właściwości betonów samozagęszczalnych z włóknami stalowymi Mieszanka Urabialność Rozpływ Parametry reologiczne ƒ c,cube T 50 [s] r [mm] g [Nm] h [Nmmin] r 2 [MPa] B ,65 0,33 0,997 50,3 B ,46 0,50 0,913 66,0 B ,61 0,63 0,956 60,7 B ,92 0,66 0,993 55,1 B ,11 0,63 0,975 56,4 B ,53 0,68 0,947 61,2 B ,28 0,63 0,683 65,1 B ,24 0,64 0,948 62,5 Wykazano wydłużenie czasu rozpływu i średnicy rozpływu wraz ze wzrostem udziału objętościowego włókien w mieszance betonowej (rys. 3). Wartości te są zbliżone dla wszystkich rozpatrywanych długości włókien do poziomu zawartości 0,5% H 64x0,8 mm F 30x0,7 mm P 25x0,4 mm H 64x0,8 mm F 30x0,7 mm P 25x0,4 mm T50 [s] 10 r [cm] ,25 0,5 0,75 1 Udział objętościowy włókien [%] ,25 0,5 0,75 1 Udział objętościowy włókien [%] a) b) Rys. 3. Wpływ rodzaju i udziału objętościowego włókien stalowych na czas rozpływu (a) i średnicę rozpływu (b) wyznaczone stożkiem Abramsa Przy udziale objętościowym 0,75% wykazano dodatkowy wpływ wzrostu długości włókien na zwiększenie czasu i obniżenie średnicy rozpływu. Badania zawartości włókien stalowych w objętości mieszanki po badaniu wykonanym stożkiem Abramsa wykazały ich 86

84 zróżnicowaną zawartość (rys. 4). Zawartość włókien w obszarze centralnym V fmax była dwukrotnie większa od zawartości włókien w obszarze skrajnym V fmin rozpatrywanej mieszanki. V fmax > V fmin Rys. 4. Mieszanka samozagęszczalna modyfikowana włóknami stalowymi po badaniu stożkiem Abramsa z zaznaczonym miejscami badania zawartości włókien. Zaobserwowane zjawisko nierównomiernego rozmieszczenia włókien w trakcie przewidywanych procesów samozagęszczalności badanych mieszanek, zmusza do poszukiwań rozwiązania tego negatywnego zjawiska. Podstawowym założeniem stosowania włókien jest ich równomierne rozmieszczenie w całej objętości mieszanki po procesie samozagęszczenia. Wskazane jest przeprowadzenie dodatkowych badań, uwzględniających włókna o zróżnicowanym tzw. współczynniku włóknistym (tzn. udział objętościowy włókien x długość włókien / średnica włókien) ze wskazaniem optymalnie zaprojektowanej mieszanki pod względem równomiernego przemieszczania włókien w procesach technologicznych. Przeprowadzone badania reometryczne metodą RTU potwierdziły wpływ włókien stalowych na granice płynięcia g oraz lepkość plastyczną h w rozpatrywanym obszarze badawczym mieszanek samozagęszczalnych modyfikowanych ich dodatkiem (rys. 5). Wraz ze wzrostem udziału objętościowego włókien w mieszance wzrasta wartość granicy płynięcia g. Długość samych włókien również wpływa na wzrost granicy płynięcia, co jest szczególnie widoczne pomiędzy badanymi włóknami H 64x0,8 mm oraz F 30x0,7 mm. Dla włókien H 64x0,8 mm wartość g jest zdecydowanie najwyższa w całym rozpatrywanym udziale objętościowym włókien. Potwierdza to pogarszanie się urabialności wykazane w badaniu stożkiem Abramsa. Najwyższy wzrost wartości granicy płynięcia g obserwujemy dla udziału objętościowego 0,50% i utrzymuje się na zbliżonym poziomie dla zawartości 0,75%. W przypadku lepkości plastycznej h wzrost jest obserwowany po dodaniu 0,25% włókien, niezależnie od ich parametrów geometrycznych i utrzymuje się na stałym poziomie do udziału objętościowego 0,75%. Należy pamiętać o zróżnicowanym kształcie badanych włókien połączonym z ich zróżnicowaną długością. Wskazane jest przeprowadzenie dodatkowych badań, eliminujących nakładanie się czynników zmiennych, charakteryzujących rozpatrywane włókna stalowe. Szeroka oferta handlowa włókien w tym zakresie narzuca jednak pewne ograniczenia. 87

85 Granica płynięcia g [Nm] F 30x0,7 mm 2 P 25x0,4 mm 0 0 0,25 0,5 0,75 1 Udział objętościow y w łókien [%] H 64x0,8 mm Lepkość plastyczna h [Nmmin] 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 H 64x0,8 mm F 30x0,7 mm P 25x0,4 mm 0,0 0 0,25 0,5 0,75 1 Udział objętościow y w łókien [%] a) b) Rys. 5. Wpływ dodatku włókien stalowych na parametry reologiczne badanych mieszanek samozagęszczalnych; a) granicę płynięcia g, b) lepkość plastyczną h Badania wytrzymałościowe rozpatrywanych betonów samozagęszczalnych modyfikowanych włóknami stalowymi ograniczone zostały do badań wytrzymałości na ściskanie ƒ c,cube (rys. 6) oraz badań wytrzymałości na zginanie (rys. 9 i 10). Wykazano wyraźny wpływ wzrostu zawartości włókien do poziomu 0,50% oraz mniejszy ich długości na wzrost wytrzymałości na ściskanie. Wartość ƒ c,cube nie zmienia się w przedziale zawartości włókien 0,50 0,75% przy jednoczesnym minimalnym wpływie wzrostu ich długości. Udział objętościowy 0,50% jest wyraźnym optymalnym poziomem dla wszystkich rozpatrywanych włókien, poprawiającym wartość wytrzymałości na ściskanie. Badania wytrzymałości na zginanie zostały przeprowadzone wg zaleceń RILEM (The International Union of Laboratories and Experts in Construction Materials, Systems and Structures) TC 162 TDF [12] na próbkach betonu o wymiarach 600x150x150 mm (rys.7). 70 fc,cube [MPa] ,25 0,5 0,75 Udział objętościowy włókien [%] H 64x0,8 mm F 30x0,7 mm P 25x0,4 mm 1 Rys. 6. Wpływ dodatku włókien stalowych na wytrzymałość na ściskanie ƒ c,cube. 88

86 a) b) Rys. 7. Badanie wytrzymałości na zginanie; a) widok ogólny; b) widok przejmujących obciążenia włókien w pękniętej belce Podstawowym celem stosowania zbrojenia rozproszonego w betonie jest kontrolowanie powstawania i propagacji rys [7]. Jeżeli liczba wprowadzonych do betonu włókien jest odpowiednio duża, to występujące w betonie defekty w postaci drobnych rys wywołanych skurczem lub efektami termicznymi zostaną zszyte przez włókna [9]. W przypadku rys powstających wskutek oddziaływania na beton obciążeń zewnętrznych ma miejsce podobny efekt. W chwili gdy nastąpi lokalne pęknięcie betonu-matrycy, obciążenia zostaną przejęte przez włókna. Rosnące obciążenie włókna wywołać może albo jego wysnucie z matrycy, albo zerwanie. Sposób, w jaki włókno utraci swą nośność będzie zależało od wytrzymałości włókien, ich przekroju poprzecznego oraz siły kotwiącej włókno w matrycy, która zależy od przyczepności zaczynu do jego powierzchni bocznej oraz kształtu zakończeń. Pod wpływem tych czynników, zachowanie się betonu i fibrobetonu pod obciążeniem jest odmienne, co ilustruje rys. 8. Rys. 8. Charakter krzywych opisujących zależność siła zginająca-ugięcie dla elementu betonowego (a) i fibrobetonowego (b) [9] 89

87 Przyjmując powierzchnię obszarów pod krzywymi jako ilość energii niszczącej element, energia niszcząca fibrobeton E zfb jest większa od energii niszczącej beton zwykły E zbz. Graniczne odkształcenie przy całkowitym zniszczeniu elementu fibrobetonowego ε gr fb jest znacznie większe w porównaniu z odkształceniem przy zniszczeniu elementu z betonu bez włókien ε gr bz. Na wielkość odkształcenia towarzyszącego pojawieniu się pierwszej rysy (ε 1r bz i ε 1r fb) obecność włókien również ma wpływ [9]. Na rys. 9 i 10 przedstawiono charakter krzywych opisujących zależność siła zginająca-ugięcie dla elementu fibrobetonowego z betonu samozagęszczalnego z dodatkiem włókien F 30x0,7 mm oraz H 64x0,8 mm o różnym udziale objętościowym. Siła zginająca P [kn] B4 0,25% F 30x0,7 mm B3 0,50% F 30x0,7 mm B6 0,75% F 30x0,7 mm Ugięcie U [mm] Rys. 9. Charakter krzywych opisujących zależność siła zginająca-ugięcie dla elementu fibrobetonowego z betonu samozagęszczalnego z dodatkiem włókien F 30x0,7 mm [10] siła [kn] B5 0,25% H 64 x 0,8 mm B2 0,50% H 64 x 0,8 mm 10 B7 0,75% H 64 x 0,8 mm 5 B9 1,50 % H 64 x 0,8 mm B1 Bez włókien 0 0,000 1,000 2,000 3,000 4,000 5,000 6,000 ugięcie [mm] Rys. 10. Charakter krzywych opisujących zależność siła zginająca-ugięcie dla elementu fibrobetonowego z betonu samozagęszczalnego z dodatkiem włókien H 64x0,8 mm [10] 90

88 Na podstawie rys. 9 i 10 stwierdzono wyraźny wpływ długości włókien oraz ich udziału objętościowego na wzrost energii zniszczenia rozpatrywanych fibrobetonów z mieszanek samozagęszczalnych. Betony z włóknami H 64x0,8 mm charakteryzowały się największą energią zniszczenia dla największej rozpatrywanej ich zawartości w betonie. Dodatkowo wykonano badanie betonu z zawartością 1,5% włókien H 64x0,8 mm, potwierdzając stały wzrost maksymalnej siły zginającej i energii zniszczenia badanych fibrobetonów samozagęszczalnych. Jednakże przy takiej zawartości włókien H 64x0,8 mm, w betonie, mieszanka nie wykazywała właściwości samozagęszczalności, a pomiar reometryczny był niemożliwy ze względu na zbyt wysoką sztywność mieszanki. Zastosowane w badaniach włókna dłuższe w większym stopniu były w stanie przenosić obciążenia w lokalnych pęknięciach betonu matrycy. Nie można jednak określić jednoznacznego wpływu kształtu włókien na zachodzące zjawiska. Czy beton z włóknami długości 64 mm o zakończeniach haczykowatych charakteryzuje się lepszymi właściwościami od betonu z włóknami falistymi o długości 30 mm tylko dzięki dwukrotnie większej długości samych włókien? Wpływ istotności kształtu włókien i ich długości na urabialność i wytrzymałość betonów samozagęszczalnych pozostaje do szerszego rozpatrzenia. Zostało potwierdzone, że rosnące obciążenie włókna wywołać może albo jego wysnucie z matrycy (rys. 11), albo zerwanie. a) b) Rys. 11. Widok wysnutych z matrycy stwardniałego betonu samozagęszczalnego włókien po badaniu wytrzymałości na zginanie; a) włókna H 64x0,8 mm; b) włókna P 25x0,4 mm Kolejnym ważnym zagadnieniem już sygnalizowanym powyżej jest problem równomiernego rozmieszczenia włókien w objętości stwardniałego betonu samozagęszczalnego po przeprowadzonych technologicznych procesach betonowania. Według Brandta [11], rzeczywistą strukturę włókien w matrycy można określić doświadczalnie, analizując przekroje rdzeni lub innych próbek, wyciętych z badanych elementów. Ślady włókien na przekrojach można policzyć, co dostarcza wiarygodnych informacji niezbędnych do określenia rzeczywistej struktury uzbrojenia włóknistego w elemencie. Pozwoli to na określenie wpływu rozmieszczenia włókien w matrycy na urabialność betonu m.in. w ujęciu reologicznym oraz na jego zakładaną samozagęszczalność. 91

89 Autor prowadzi aktualnie prace w zakresie komputerowej analizy obrazu rozmieszczenia włókien w strukturze betonu z mieszanki samozagęszczalnej. Pozwoli to na ustalenie rzeczywistego rozmieszczenia uzbrojenia włóknistego w elemencie (rys. 12). Jednorodność struktury utworzonej z włókien można ustalić m.in. z określenia liczby włókien w górnej i dolnej części przekroju badanego elementu. góra dół Rys. 12. Widok punktów pokazujących ślady włókien na przekrojach poprzecznych próbek sześciennych 150x150 mm, przygotowywanych do komputerowej analizy obrazu. 4. Podsumowanie i wnioski końcowe Przedstawione badania betonów samozagęszczalnych modyfikowanych włóknami stalowymi wykazują wpływ ich dodatku na pogarszanie się urabialności świeżej mieszanki oraz wzrost wytrzymałości stwardniałych fibrobetonów z mieszanek samozagęszczalnych. Z punktu widzenia uzyskania optymalnej zawartości włókien stalowych w betonie samozagęszczalnym, w sposób ograniczony pogarszających urabialność oraz poprawiających wytrzymałość betonu na ściskanie i zginanie, 0,5%-owy udział objętościowy włókien wydaje się być zalecanym na podstawie rozpatrywanego, ograniczonego zakresu badawczego. Wystepują problemy z zachowaniem jednorodnego wypełnienia przestrzeni betonu dodawanymi włóknami a wymagane procesy technologiczne dla tego typu betonów jeszcze bardziej utrudniają zachowanie jednorodności struktury. Pompowany fibrobeton samozagęszczalny powinien być bezpośrednio podawany w miejsce zabetonowania z ograniczeniem poziomego przemieszczania się mieszanki w obrębie formowanej struktury betonowej. Długość i udział objętościowy włókien stalowych w mieszance wpływa na pogarszanie się jej urabialności lecz wyraźnie poprawia parametry wytrzymałościowe. Optymalizacja zależności: dobra urabialność/samozagęszczalność wysokie/projektowane parametry stwardniałego betonu oraz sposób zachowania jednorodności rozmieszczenia włókien stalowych w procesie formowania betonu samozagęszczalnego z ich dodatkiem jest aktualnym problemem badawczym. Poznawczo wskazane wydaje się przeprowadzenie badań określających w szerszym zakresie wpływ włókien stalowych na właściwości świeżego i stwardniałego betonu samozagęszczalnego, opierając się na zmienności tzw. czynnika włóknistego. Z punktu 92

90 widzenia urabialności wydaje się właściwym dodawanie włókien krótszych o wyższym udziale objętościowym w mieszance betonowej, co powinno wpłynąć na zachowanie jednorodności struktury formowanego betonu. Dodatkowo zachodzi konieczność uwzględniania zawartości włókien w projektowanym betonie samozagęszczalnym ze względu na ich istotny wpływ na pogarszanie się urabialności a nawet utratę cech samozagęszczalności. Wpływ kształtu stosowanych włókien ważny z punktu widzenia ich zakotwienia w matrycy betonu samozagęszczalnego nie został w badaniach jednoznacznie określony. Istnieje również znikoma ilość publikacji na temat wpływu kształtu włókien stalowych na właściwości świeżego i stwardniełaego betonu samozagęszczalnego. Literatura [1] Barragán B., Zerbino R., Gettu R., Soriano M., de la Cruz C., Giaccio G., Bravo M.: Development and application of steel fibre reinforced self-compacting concrete, 6 th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced Concretes (FRC) BEFIB 2004, Varenna, Italy, [2] Ding Y., Thomaseth D., Niederegger Ch., Thomas A., Lukas W.: The investigation on the workability and flexural toughness of fibre cocktail reinforced selfcompacting high performance concrete, 6 th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced Concretes (FRC) BEFIB 2004, Varenna, Italy, [3] Szwabowski J., Ponikiewski T.: The rheological properties of fresh polypropylene fibre reinforced mortar and concrete, 6 th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced Concretes (FRC) BEFIB 2004, Varenna, Italy, [4] Kaszyńska M.: Beton samozagęszczalny rozwój technologii i wyniki badań, Konferencja Dni betonu, Wisła, 2004, [5] Ponikiewski T., Aspekty doboru włókien z punktu widzenia technologii mieszanki betonowej, VI Seminarium reologiczne, Gliwice, [6] Ponikiewski T., Szwabowski J., The influence of selected composition factors on the rheological properties of fibre reinforced fresh mortar, in: Proc. Int. Symp. `Brittle Matrix Composites 7`, A.M.Brandt, V.C.Li, I.H.Marshall, Warsaw, [7] Brandt A.M.: Zastosowanie włókien jako uzbrojenia w elementach betonowych, Konferencja: Beton na progu nowego Milenium, Kraków, , [8] Szwabowski J., Reologia mieszanek na spoiwach cementowych, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice [9] Śliwiński J.: Beton zwykły projektowanie i podstawowe właściwości, Wyd. Polski Cement Sp. z o.o., Kraków, [10] Cygan G.: Wpływ dodatku włókien stalowych na parametry wytrzymałościowe fibrobetonów samozagęszczalnych, praca magisterska w trakcie przygotowań, promotor: dr inż. Tomasz Ponikiewski, Gliwice, [11] Brandt A.M., Kasperkiewicz J.: Metody diagnozowania betonów i betonów wysokowartościowych na podstawie badań strukturalnych, IPPT PAN, Warszawa [12] RILEM TC162-TDF: Test and design methods for steel fibre reinforced concrete, Recommendations: Bending test. Metarials and Structures, 33, Jan.-Feb [13] Glinicki M.A.: Ocena i projektowanie fibrobetonów na podstawie wytrzymałości równoważonej, Drogi i mosty, 3/2002, IBDiM. 93

91 INFLUENCE OF STEEL FIBRES ON RHEOLOGICAL AND MECHANICAL PROPERTIES OF SELF-COMPACTING CONCRETE Summary In the paper the methodology and test results of the investigation are presented and discussed on the influence of steel fibres on rheological and mechanical properties of self-compacting concrete (SCC). The rheological parameters of SCC behaves as a Bingham body, their rheological parameters yield value g and plastic viscosity h were determined by using rheometer to mortar and concrete mix. The mechanical parameter of steel fibre reinforced SCC the cube compressive strength and flexural load deflection diagrams for beams tested at 600 mm span were presented as well. The influence of steel fibre volume fraction and fibre length on rheological and mechanical properties of SCC are important factors. 94

92 VII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2005 Edmund Czopowski 1 WSKAŹNIK REOLOGICZNY ZACZYNU W PROJEKTOWANIU SAMOZAGĘSZCZALNOŚCI BETONÓW 1. Wprowadzenie Jednym z zasadniczych czynników, hamujących powszechne stosowanie betonów samozagęszczalnych, jest brak stosunkowo prostych i nie wymagających wysokospecjalistycznego sprzętu laboratoryjnego metod ich projektowania. Uzyskanie samozagęszczalności betonu jest możliwe jedynie przez wzbogacenie go w domieszki i dodatki zapewniające mieszance specyficzne właściwości reologiczne. Wprowadzenie do betonów dodatkowych składników komplikuje mocno ustalenie jego ilościowego składu. Przyjmując, że przy specyficznych przypadkach beton samozagęszczalny może składać się nawet z dziesięciu i więcej składników, ustalenie odpowiednich relacji pomiędzy poszczególnymi składnikami podczas projektowania jest bardzo trudne. W wyniku prowadzonych w wielu krajach intensywnych prace badawczych, opracowano pięć metod projektowania betonów samozagęszczalnych: metoda japońska, metoda Oh, Noguchi i Tomosawy, metoda szwedzka, metoda Sardana, Ferrarisa i de Larrarda, metoda Van i Montgomery minimalnej ilości zaczynu. Są to metody doświadczalne lub doświadczalno analityczne oparte na skomplikowanych modelach mieszanek, wymagające dostępu do laboratorium, wyposażonego w specjalistyczny sprzęt do badań reometrycznych zapraw i betonów (wyjątek stanowi metoda doświadczalna tzw. japońska ). Uniemożliwia to projektowanie i wykonywanie badań kontrolnych betonów samozagęszczalnych w przeciętnie wyposażonych laboratoriach zakładowych, co w połączeniu z brakiem doświadczenia w procesach: produkcji, transportu i betonowania konstrukcji powoduje niechęć wykonawców do powszechnego ich stosowania. 1 Mgr inż. Politechnika Śląska, Edmund.Czopowski@polsl.pl 95

93 Opracowanie stosunkowo nie skomplikowanej metody projektowania betonów samozagęszczalnych z zastosowaniem do ich testowania urządzeń o prostej konstrukcji, w połączeniu z zaletami tego materiału spowoduje, że betony samozagęszczalne w znacznym stopniu zastąpią betony zwykłe. 2. Analiza istniejących metod projektowania betonów samozagęszczalnych Analiza, poszczególnych metod projektowania betonów samozagęszczalnych, została poprzedzona krótkim omówieniem przyjętych przez autorów ogólnych założeń przy modelowaniu mieszanek betonowych. Metoda japońska [4,11]. Oparta na dwuetapowym projektowaniu. Etap pierwszy to projektowanie zaprawy o założonym wskaźniku wodno-spoiwowym W/S i przyjętych proporcjach objętościowych zaczynu i piasku (40% piasku), płynność zaprawy uzyskuje się ilością dozowanego superplatyfikatora (rozpływ 200 do 280 mm, wypływ z lejka V-funnela 5 10 s). Etap drugi, do zaprojektowanej zaprawy dozujemy kruszywo grube, aż do osiągnięcia samozagęszczalności betonu. Przyjęty dwustopniowy cykl projektowania powoduje brak możliwości skomponowania mieszanki kruszywa o optymalnych dla betonu właściwościach. Zarówno uziarnienie jak i szczelność stosowanego kruszywa jest pozbawiona kontroli i pozostawiona intuicji i doświadczeniu projektanta betonu. Właściwości reologiczne zaczynu i zaprawy koryguje się tylko ilością dozowanego superplastyfikatora. Zaletą tej metody jest, to dość szybkie i skuteczne projektowanie betonu samozagęszczalnego w laboratoriach o przeciętnym wyposażeniu w sprzęt pomiarowy. Uzyskuje się jednak betony o stosunkowo dużej ilości zaczynu. Metoda Oh, Noguchi i Tomosawy [5,11]. Metoda ta jest oparta na przyjętym założeniu, że właściwości reologiczne mieszanki betonów samozagęszczalnych tj. lepkość η r i granica płynięcia τ yr, są zależne jedynie od względnej grubości otulenia ziarn kruszywa Γ zaczynem. Wartość względnej grubości otulenia ziarn wyznacza się metodą wolnego zaczynu przyjmując klasyczny warunek Kennedy ego. Z teoretycznych założeń wynika, że beton projektowany jest jednoetapowo metodą przepełnienia jam kruszywa, co umożliwia dowolne kształtowanie jego stosu okruchowego. Nieznany jest sposób doboru zaczynu, który ma istotny wpływ na właściwości zarówno mieszanki betonowej jak i betonu stwardniałego. Konieczność wyznaczania wielkości reologicznych mieszanki τ 0 i η pl przy zastosowaniu reometru o cylindrach współosiowych powoduje, że projektowanie betonu można wykonać jedynie w wyspecjalizowanych laboratoriach. Metoda szwedzka [6]. Opiera się na dwóch założeniach: dobór najbardziej szczelnego stosu okruchowego przy zastosowaniu możliwie najgrubszego uziarnienia kruszywa, lecz nie powodującego blokady przepływu mieszanki w świetle prętów zbrojenia oraz zastosowanie jak najmniejszej ilości zaczynu, niezbędnej do uzyskania betonu samozagęszczalnego. Wprowadzono pojęcie frakcji grubej kruszywa, definiując ją jako zbiór ziaren kruszywa o średnicy większej od 1/10 prześwitu między prętami zbrojenia konstrukcji. Kruszywo w tej metodzie jest bardzo starannie projektowane, zarówno z warunku maksymalnej szczelności jak i maksymalnej ilości kruszywa grubego tak, aby nie nastąpiło 96

94 zblokowanie przepływu mieszanki. W przeciwieństwie do wymagań stawianych dla kruszywa, autorzy nie przedstawiają żadnych wytycznych w stosunku do zaczynu z wyjątkiem zalecenia, aby sumaryczna ilość frakcji pylastej kształtowała się na poziomie kg/m 3.Metoda ta pozwala na zmniejszenie zużycia zaczynu w porównaniu z metodą japońską, lecz jest pracochłonna ze względu na wymaganą dużą ilość wykonywanych testów na mieszankach próbnych. Metoda Sardana, Ferrarisa i de Larrarda [7]. Jest to metoda oparta teoretycznie na ocenie samozagęszczalności mieszanki betonowej na podstawie jej parametrów reologicznych, tj. naprężeń ścinających τ 0 i lepkości plastycznej η pl. Istotą tej metody jest założenie, że gwałtowny wzrost naprężeń ścinających występuje wtedy, gdy najgrubsze ziarna kruszywa osiągną stan nasycenia i następuje ich wzajemne blokowanie. Warunkiem uzyskania samozagęszczalności mieszanki przyjęto w tej metodzie kryterium płynięcia - τ o, samoodpowietrzenia - η pl, urabialności - K cg i braku segregacji - K p. Metoda ta, jako pierwsza ocenia kompleksowo mieszankę ze względu na jej samozagęszczalność, stosując cztery w/w. kryteria oceny. Graniczny stan nasycenia, powodujący blokadę przepływu uzyskano, przez ograniczenie wielkość i ilość kruszywa grubego (d i > d 90 /2,5). Objętość i szczelność kruszywa bezpośrednio kształtuje wielkość kryterium lepkości η pl, kryterium urabialności i segregacji przez wartość współczynnika K. Właściwości zaczynu uwzględnione są zarówno w wyznaczonej dla mieszanki granicy płynięcia τ 0 (kryterium wystąpienia płynięcia), uwzględniającej wpływ rodzaju i ilość zastosowanego superplastyfikatora, oraz w kryterium braku segregacji K p min uwzględniającym zawartość ziaren d i < 80µm. Dodatkowo, segregacja weryfikowana jest pomiarem zagłębienia ziaren grubych, poniżej górnej powierzchni próbki kontrolnej. Metoda pozwala na prawidłowe zaprojektowanie betonów samozagęszczalnych, lecz wymaga dość mocno rozbudowanych badań i obliczeń. Wyznaczanie wartości η pl i τ 0 wymaga wyposażenia laboratoriów w specjalistyczne reometry. Metoda Van i Montgomery minimalnej ilości zaczynu [3]. Metoda jest rozbudowaną metodą szwedzką, poszerzoną o szereg empirycznych zależności. Jest to metoda analityczno-doświadczalna. W sposób analityczny wyznacza się maksymalną objętość kruszywa z uwzględnieniem warunku blokowania przepływu, oraz minimalną objętość zaprawy. Doświadczalnie optymalizuje się wzajemne proporcje udziału kruszywa i zaczynu w celu zapewnienia samozagęszczalności betonu. Część analityczna oparta jest na dwóch niezależnych kryteriach; kryterium fazy stałej, określające maksymalną ilości kruszywa V kmax przy zachowaniu warunku nie blokowania przepływu i kryterium fazy ciekłej, wyznaczające minimalną ilości zaczynu V z min niezbędnego do zapewnienia samozagęszczalności mieszanki. Również i w tej metodzie nie uwzględniono właściwości reologicznych zastosowanej zaprawy. Brak uwzględnienia wpływu właściwości zaprawy w początkowej fazie projektowania powoduje, że zaprojektowane ilości składników należy korygować licznymi testami na zarobach próbnych. 3. Czynniki struktury materiałowej, a model betonu samozagęszczalnego Na właściwości reologiczne wszystkich modyfikowanych mieszanek betonowych, w tym również betonów samozagęszczalnych, wpływa bardzo duża ilość czynników, 97

95 zarówno materiałowych jak i technologicznych. Dlatego uwzględnienie i analiza wpływu poszczególnych czynników na właściwości zarówno mieszanki betonowej jak i betonu stwardniałego jest bardzo trudna. Wyłączając czynniki technologiczne oraz czynniki materiałowe drugorzędne, jak np. właściwości chemiczne cementów, skład mineralogiczny kruszyw itp., pozostaje ponad dziesięć czynników mających zasadniczy wpływ na właściwości betonu. Tymi podstawowymi czynnikami są: dla cementu rodzaj, klasa, powierzchnia właściwa, wodożądność, dla kruszywa rodzaj, uziarnienie, kształt ziaren, powierzchnia rozwinięta wodożądność, szczelność, gęstość i gęstość nasypowa, domieszki i dodatki rodzaje, wielkość dozowania do mieszanki. dla mieszanki proporcje udziału poszczególnych składników, wskaźniki W/C i W/S Przyjmując koncepcję projektowania betonów samozagęszczalnych opartą na formule kompozytowej betonu wyróżnia się trzy grupy czynników wpływających bezpośrednio na właściwości mieszanki i betonu stwardniałego. Czynnikami tymi są: matryca - właściwości reologiczne zaczynu, cząstki - struktura i właściwości kruszywa, wypełnienie cząstek matrycą - proporcje udziału objętościowego kruszywa i zaczynu w mieszance. Na schemacie blokowym rys 1, przedstawiono rodzaj i wpływ poszczególnych czynników na właściwości mieszanki i betonu stwardniałego jak również wzajemne ich oddziaływanie. Wówczas projektowanie betonów samozagęszczalnych uległo by zasadniczemu uproszczeniu. Przyjmując, że właściwości każdego czynnika można opisać jednym wskaźnikiem, można rozdzielić projektowania na, osobne kształtowanie właściwości matrycy i osobne kształtowanie właściwości cząstek, a następnie ustalenie proporcji ich zmieszań. WŁAŚCIWOŚCI REOLOGICZNE ZACZYNU STRUKTURA I WŁAŚCIWOŚCI KRUSZYWA STOPIEŃ WYPEŁNIENIA KRUSZYWA ZACZYNEM WŁAŚCIWOŚCI REOLOGICZNE MIESZANKI BETONOWEJ Rys.1. Schemat blokowy przedstawiający wpływ poszczególnych czynników na właściwości reologiczne betonu. 98

96 Stopień wypełnienia kruszywa zaczynem można przedstawić w postaci: wskaźnika wypełnienia ϕ kz - stosunkiem objętości pozornej zaczynu do objętości kruszywa, wskaźnika spulchnienia m zwiększenia objętości pierwotnej kruszywa pod wpływem otulenia ziaren kruszywa zaczynem. Obydwa te wskaźniki w pełni charakteryzują ilościowy udział zaczynu w mieszance betonowej i są wzajemnie analitycznie skorelowane. Strukturę i właściwości kruszywa można charakteryzować wskaźnikiem dyspersji stosu okruchowego D s uwzględniający rodzaj kruszywa, stan uziarnienia, kształt i wielkość powierzchni rozwiniętej ziaren, z zachowaniem warunku nie blokowania przepływu. Przedstawia on z punktu widzenia właściwości reologicznych, udział objętości fazy ciągłej (powietrza) do powierzchni międzyfazowej (powierzchni rozwiniętej kruszywa) [8]. Analogiczny do wskaźnika dyspersji stosu okruchowego, wskaźnik dyspersji zaczynu D z przedstawiający średnią grubość otulenia wodą zarobową ziaren cementu i pyłu w zaczynie, jednak nie w pełni charakteryzuje on zaczyn pod względem przydatności jego do projektowania betonów samozagęszczalnych. Nie uwzględnia on wszystkich wpływów działania domieszek i dodatków, rodzaju zastosowanego cementu i wzajemnego oddziaływania poszczególnych składników względem siebie na właściwości reologiczne zaczynu. Pełną charakterystykę materiałową zaczynu można opisać dwoma wielkościami reologicznymi: granicą płynięcia τ o i lepkością plastyczną η pl. Wielkości te bardzo dokładnie charakteryzują właściwości zaczynu, lecz wyznaczenie ich jest skomplikowane i wymaga stosowania specjalistycznych reometrów, co ze względów praktycznych staje się mało przydatne przy projektowaniu betonów [1]. 4. Zdefiniowanie wskaźnika reologicznego zaczynu i metodyka pomiarów Zaczyn cementowy pod względem struktury materiałowej jest skoncentrowaną zawiesiną mineralną o wysokiej koncentracji fazy stałej. Ciała takie charakteryzują się tym, że po przekroczeniu granicy płynięcia zachowują się jak ciecz, wówczas na wielkość odkształceń w czasie ma wpływ tylko lepkość plastyczna η pl pod warunkiem, że nie występuje zjawisko dylatancji. W zaczynach cementowych stosowanych do betonów samozagęszczalnych sumaryczna objętość wody, w skład której wchodzi: woda międzyziarnowa i otulająca ziarna fazy stałej, jest znacznie większa od objętości porów, co wyklucza wystąpienie zjawiska dylatancji. [8]. Do oznaczenia właściwości reologicznych zaczynów przyjęto powierzchniową prędkość ich rozpływ na poziomej płycie, od średnicy 50 mm do średnicy 250 mm, pod własnym ciężarem i oznaczono symbolem - e z. gdzie: F powierzchnia rozpływu od 50 do 250 mm. t czas rozpływu do średnicy 250 mm. F e z = [m 2 /s] (1) t Wartość wskaźnika e z będzie charakteryzowała względne właściwości reologiczne zaczynu, uwzględniając jego lepkość i prędkość ścinania wywołaną naprężeniami od ciężaru własnego. 99

97 Do oznaczenia wskaźnika reologicznego zaczynu przyjęto metodę rozpływu na stalowej płycie pomiarowej o wymiarach 700 x 700 mm, na której centralnie oznaczono współosiowe okręgi o średnicy d 2 = 50 i d 1 = 250 mm. Jako cechowany pojemnik na zaczyn adaptowano pierścień Southarda do oznaczania konsystencji zaczynów gipsowych, o średnicy d 2 =50 ± 0,1 mm i wysokości h = 100 ± 0,1mm. Schemat i fotografię płyty rozpływowej do badania zaczynu przedstawiono na rys. 2 i 3. SCHEMAT PŁYTY DO OZNACZANIA ROZPŁYWU ZACZYNU 250 mm 50 mm Rys.2. Schemat płyty do oznaczania Rys. 3. Fotografia płyty do oznaczania rozpływu zaczynu. rozpływu zaczynu. Średnica d 2 = 50 mm służy, do centralnego usytuowania pierścienia na płycie pomiarowej, a d 1 = 250 mm to średnica pomiaru czasu rozpływu zaczynu, niezbędna do wyznaczenia prędkości jej płynięcia. Wielkość średnicy pomiaru rozpływu d 1 = 250 mm przyjęto na podstawie wykonanych badań wstępnych, przyjmując za kryterium następujące czynniki: możliwość wykonania pomiarów czasów płynięcia i maksymalną średnicę rozpływów, przewidzianych do badań zaczynów. Jako kryterium pomiaru czasu rozpływu ustalono, że czas poniżej 1 sek, przy istniejących warunkach pomiarowych (pomiar ręczny stoperem), jest dolną granicą możliwości praktycznego wykonania pomiaru, przy równoczesnym założeniu płynięcia zaczynu z możliwie maksymalną prędkością. 5. Program badań Badania wskaźnika reologicznego zaczynu, jako parametru charakteryzującego jego właściwości reologiczne, w kontekście zastosowania w betonach samozagęszczalnych, jest szerokim programem badawczym. W niniejszym artykule przedstawiono z konieczności tylko jego skrót. Cały cykl badań składa się z dwóch części: część pierwsza obejmuje badania wskaźnika reologicznego zaczynu, a część druga wpływ tego wskaźnika na kształtowanie samozagęszczalności betonów. Badania części pierwszej wykonano na trzech grupach zaczynów cementowych z domieszkami i dodatkami. Zaczyn cementowy z domieszką superplastyfikatora w ilości 3,0% masy cementu, Zaczyn cementowy z domieszką superplastyfikatora w ilości 3,0% masy cementu i z domieszką stabilizatora w ilościach 0,2; 0,4 i 0,6 % masy cementu. Zaczyn cementowy z domieszką superplastyfikatora w ilości 3,0% masy cementu i z dodatkiem popiołu lotnego, w ilościach 10; 20; 30 %, zastępującego cement, Zaczyn cementowy z domieszką superplastyfikatora w ilości 3,0% masy cementu i z dodatkiem mączki wapiennej, w ilościach 10; 20; 30 % zastępującej cement. Dla każdego rodzaju zaczynu wprowadzono sześć zmiennych wskaźników wodnocementowych W/C = 0,20, 0,25, 0,30, 0,36, 0,43, 0,5. 100

98 Jako zaczyn porównawczy przyjęto zaczyn z domieszką FM 34 w ilości 3,0% masy cementu. Na badanych zaczynach wykonano następujące oznaczenia; czas rozpływu do średnicy 250 mm - t, maksymalną średnicę rozpływu - φ max, opis makroskopowy stabilności struktury zaczynu. Dla każdego badanego zaczynu wykonano po 3 oznaczenia. Na podstawie uzyskanych czasów rozpływów do średnicy d 1 = 250 mm wyliczono wskaźniki reologiczne dla poszczególnych zaczynów e z i wskaźnik dyspersji zaczynu D z, [8] wg. wzoru: D z W = [m] (2) CS + M S wsc p wsp gdzie: W - objętość wody w zaczynie, [m 3 ], C,M p masy cementu i pyłu w zaczynie, [kg], S wsc, S wsp statyczna powierzchnia właściwa cementu i pyłu, [m 2 /kg]. W drugiej części badań, wyznaczenie wpływu wskaźnika reologicznego zaczynu na kształtowanie samozagęszczalności betonu, wykonano na wytypowanych czterech rodzajach zaczynów. Dla każdego rodzajów zaczynu wykonano betony o zmienianym wskaźniku reologicznym e z = 0,009 0,030 m 2 /s i wypełnienia kruszywa zaczynem ϕ kz = 1,20 1,60. Jako testy techniczne do ustalenia samozagęszczalności mieszanki betonowej zastosowano: metodę rozpływu stożka Abramsa z pomiarem czasu rozpływu t 500 i maksymalnej średnicy rozpływu Φ max. Równocześnie wykonano oznaczenia płynności w aparacie L-box i opis makroskopowy, samoodpowietrzania, płynności i zmian struktury badanej mieszanki. 6. Wskaźnik reologiczny zaczynu i jego korelacja z wskaźnikiem W/C, dyspersji i wielkością maksymalnego rozpływu Na podstawie uzyskanych wyników badań sporządzono wykresy przedstawiające korelację pomiędzy wskaźnikiem W/C, wskaźnikiem dyspersji zaczynu D z i maksymalnym rozpływem φ max a wskaźnikiem reologicznym zaczynu e z. Wykresy te sporządzono dla wszystkich przebadanych rodzajów zaczynów. Przykładowo na rys. 4, 5 i 6. przedstawiono wykresy przedstawiające zależności: e z = f (W/C), e z = f (D z ) i e z = f (φ max ), dla zaczynów modyfikowanych superplastyfikatorem w ilości 3% masy cementu i mączką wapienną w ilości 0, 10, 20 i 30% sumarycznej masy cementu i mączki. Wykresy dla pozostałych rodzajów zaczynów są analogiczne. Z przedstawionych przykładowo wykresów wynika, że dla zaczynów cementowych modyfikowanych superplastyfikatorem i dodatkiem w postaci mączki wapiennej występuje bardzo silna korelacja pomiędzy wskaźnikami W/C i wskaźnikiem dyspersji zaczynu D z, wielkością maksymalnego rozpływu φ max, a wskaźnikiem reologicznym zaczynu e z. Zależności dla wskaźnika W/C i dyspersji D z opisują równania w postaci wielomianu drugiego stopnia, dla których wartość R 2 osiąga wartość powyżej 0,990, a dla rozpływu φ max równanie wykładnicze o R 2 > 0,

99 0,08 0,07 y = 0,2463x 2 + 0,0428x - 0,0159 R 2 = 0,9905 Wskaźnik ez [m 2 /s] 0,06 y = 0,4882x 2-0,1894x + 0,0193 R 2 = 0,9961 0,0471 0,05 y = 0,6156x 2-0,2765x + 0,0316 0,0471 0,0471 R 2 = 0,9983 0,04 y = 0,4563x 2-0,1946x + 0,0215 0,0376 R 2 = 0,9965 0,0338 0,03 0,0267 0,0273 0,0236 0,02 0,0184 0,0127 Mw-0% 0,0137 0,0105 Mw-10% 0,01 0,0082 0,0084 0,001 0,0015 0,0027 Mw-20% 0,0037 0,0031 0,0009 0,0015 0,0012 0,0015 Mw-30% 0 W ielom. (Mw-0%) 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 W ielom. (Mw-10%) 0,6 W ielom. (Mw-20%) Wskaźnik W/C W ielom. (Mw-30%) Rys.4. Korelacja wielkości wskaźnika reologicznego e z od wskaźnika W/C 0,08 Wskaźnik ez [m 2 /s] 0,07 y = 0,02x 2 + 0,0123x - 0,016 R 2 = 0,9906 0,06 y = 0,0472x 2-0,059x + 0,0194 R 2 = 0,996 0,0471 0,05 y = 0,0722x 2-0,0948x + 0,0317 0,0471 0,0471 R 2 = 0,9983 0,04 0,0376 y = 0,0668x 2-0,0744x + 0,0215 0,0338 0,03 R 2 = 0,9966 0,0267 0,0273 0,0236 0,02 0,0184 Mw-0% 0,0127 0,0137 Mw-10% 0,01 0,0105 Mw-20% 0,0082 0,0084 0,001 0,0015 0,0027 Mw-30% 0,0037 0,0031 0,0012 0,0009 0,0015 0, W ielom. (Mw-0%) W ielom. (Mw-10%) 0,5 0,7 0,9 1,1 1,3 1,5 1,7 1,9 Wskaźnik Dz x10-6 W ielom. (Mw-20%) [m ] W ielom. (Mw-30%) Rys. 5. Korelacja wielkości wskaźnika reologicznego e z od wskaźnika dyspersji D z 0,07 0,06 y = 2E-07e 0,027x R 2 = 0,9534 Wskaźnik ez [m 2 /s] 0,05 0,04 0,03 0,02 y = 1E-06e 0,022x R 2 = 0,9314 y = 9E-08e 0,0287x R 2 = 0,9042 y = 6E-08e 0,0289x R 2 = 0,963 0,0471 0,0471 0,0376 0,0338 0,0267 0,0273 0,0236 0,0184 0,0471 0,01270,0137 Mw-0% 0,01 0,0105 Mw-10% 0,0084 0,0082 Mw-20% 0,0037 0,0027 0,0009 0,001 0,0015 0,0012 0,0015 0,0031 Mw-30% 0 Wykł. (Mw-0%) Wykł. (Mw-10%) 500 Wykł. (Mw-20%) Rozpływ maksymalny φ max [mm] Wykł. (Mw-30%) Rys. 6. Korelacja wielkości wskaźnika reologicznego e z od wielkości rozpływu φ max. 102

100 Na wykresach (rys.4) widoczny jest wpływ dodatku mączki wapiennej na właściwości reologiczne zaczynu. Jak wynika z badań dodatek 10% mączki powoduje, w porównaniu z zaczynem modyfikowanym tylko superplastyfikatorem, obniżenie wartości wskaźnika reologicznego zaczynu e z, co świadczy o dość znacznym wzroście czasu rozpływu, a w konsekwencji lepkości zaczynu. Zaczyny o identycznych wartościach wskaźnika e z w zależności od ilości dozowanej domieszki różnią się wartościami W/C, co świadczy, że można tak dobrać ilość dodatków i domieszek aby dla założonego wskaźnika W/C uzyskać przyjętą wartość wskaźnika reologicznego zaczynu. Jest to istotna zależność, bo pozwala na kształtowanie właściwości reologicznych zaczynu z uwzględnieniem warunków wytrzymałościowych. Dla pozostałych grup zaczynów modyfikowanych superplastyfikatorem oraz dodatkowo popiołami lotnymi i stabilizatorem lepkości, uzyskane wyniki badań są analogiczne. 7. Wskaźnik reologiczny zaczynu a betony samozagęszczalne Celem badań jest określenie wpływu właściwości zaczynów, opisanych wskaźnikiem reologicznym e z, na cechy mieszanek betonów samozagęszczalnych oraz określenie, dla jakiego przedziału wartości wskaźnika e z uzyskuje się takie właściwości mieszanki, aby spełniały one wymagania stawiane betonom samozagęszczalnym. Dla ustalenia optymalnej ilości składów mieszanek betonowych przeznaczonych do badań, przyjęto następujące założenia: zastosowane będą zaczyny cementowe z następującymi domieszkami i/lub dodatkami; - z domieszką tylko superplastyfikatora w ilości 3 % masy cementu, - z domieszką superplastyfikatora 3% i stabilizatora ST1 w ilości 0,4% masy cementu, - z domieszką superplastyfikatora 3% i dodatkiem popiołu lotnego, jako zamiennika cementu, w ilości 30% jego masy, - z domieszką superplastyfikatora 3% i dodatku mączki wapiennej, jako zamiennika cementu, w ilości 30% jego masy, wielkości wskaźników reologicznych przyjęto e z = 0,009; 0,0135; 0,0185; 0,0240 i 0,300 [m 2 /s]. kruszywo naturalne: dla badań zasadniczych o uziarnieniu do 8 mm o wskaźniku dyspersji D k = 4,60x10-3 m, proporcje udziału zaczynu i kruszywa w mieszance wyrażone wskaźnikiem wypełnienia ϕ kz w przedziale 1,20 1,60 ze stopniowaniem co ϕ kz = 0,05 Badania wpływu wskaźnika reologicznego zaczynu e z na samozagęszczalność betonu wykonano na 100 mieszankach, po 25 mieszanek dla każdej przyjętej grupy zaczynów, jako układ 5-ciu poziomów wartości wskaźnika e z i 5-ciu poziomów wartości wskaźnika wypełnienia kryszywa ϕ kz.. Dla każdego rodzaju zastosowanego zaczynu sporządzono wykres przedstawiający zależność pomiędzy ilością zaczynu w mieszance opisanej wskaźnikiem wypełnienia ϕ kz.. i jego właściwościami reologicznymi e z, a samozagęszczalnością mieszanki betonowej. Wykresy te, jako wieloboki zamknięte określają obszar, dla których zmienne e z i ϕ kz wyznaczają mieszanki betonowe spełniające wymagania samozagęszczalności. Porównywalne wielkości wskaźników e z i φ kz dla 103

101 wszystkich przebadanych mieszanek betonowych bez względu na zastosowany typ zaczynu, pozwoliły na wyznaczenie wspólnego obszaru samozagęszczalności mieszanek betonowych, przez nałożenie na siebie wykresów dla poszczególnych rodzajów zastosowanych zaczynów. Wspólny obszar dla których wielkości e z i φ kz spełniają warunek samozagęszczalności betonów przedstawiono na rys. 7. e z [kg/ms] ,0 1,25 1,30 1,35 1,40 1,45 1,50 1,55 1,60 ϕ Wspólny obszar dla wszystkich przebadanych betonów o dobrej samozagęszczalności Rys. 7. Wspólny obszar dla których współrzędne wskaźników e z i φ kz spełniają warunek samozagęszczalności betonów Wyznaczone powierzchnie można podzielić na trzy części: mieszanki o wskaźniku e z = m 2 /s i odpowiadające mu wartości ϕ kz przedstawione na rys.7, charakteryzują mieszanki samozagęszczalne o dużej lepkością i utrudnionym samoodpowietrzaniem, mieszanki o wskaźniku e z m 2 /s tworzą betony charakteryzujące się bardzo dobrą samozagęszczalnością. mieszanki o wskaźniku e z = m 2 /s które posiadają bardzo dobrą płynność i samoodpowietrzanie lecz struktura ich jest na pograniczu stabilności, 7. Wnioski 1. Zaproponowany wskaźnik reologiczny zaczynu e z, dla tych samych wartości wskaźnika, bez względu na zastosowany rodzaj i ilość domieszek oraz dodatków, opisują porównywalne właściwości reologiczne zaczynu. Dokładność z jaką opisuje on właściwości zaczynu jest wystarczająca do projektowania betonów samozagęszczalnych. 2. Wyniki badań na mieszankach betonowych wykazały, że dla przyjętego stosu okruchowego kruszywa, istnieje przedział wartości wskaźnika reologicznego zaczynu e z i wskaźnika wypełnienia kruszywa ϕ kz, zapewniający im samozagęszczalność. 104

102 3. Zależności pomiędzy wskaźnikiem reologicznym zaczynu e z, a stosunkiem W/C i wskaźnikiem dyspersji zaczynu D z, opisują równania regresji w postaci wielomianu drugiego stopnia, o bardzo wysokiej wartości R 2 osiągającym powyżej 0,9870. Pozwala to na bezpośrednie kształtowanie wytrzymałości betonu samozagęszczalnego wskaźnikiem reologicznym zaczynu e z. 4. Do projektowania betonów samozagęszczalnych należy przyjmować zaczyny charakteryzujące się wartościami wskaźnika reologicznego e z = m. 2 /s, dla wskaźników w przedziale e z = m. 2 /s i e z = m. 2 /s uzyskuje się betony na granicy samozagęszczalności, a dla wskaźników e z > 300 i e z < 90 m. 2 /s betony nie są samozagęszczalne. 5. Modyfikując zaczyny domieszkami i/lub dodatkami stabilizującymi ich właściwości reologiczne można uzyskać betony o wskaźniku W/C 0,45, co w konsekwencji zezwala na projektowanie betonów klas od C16/20. Literatura [1] Grzesik S.: Reologia zawiesin cementowych. PAN Studia z zakresu inżynierii, Nr 42, Warszawa [2] Domone P.L., Chai H.-W.: Design and testing of SCC. In: Production Methods and Workability of Concrete, E & FN Spon, 1996, pp [3] Jawański W.: Beton samozagęszcalny. Konferencja Dni Betonu 2002 [4] Okamura H., Ouchi M.: SCC. Development, present use and future. 1 st Int. RILEM Symp. on SCC, Stockholm, Sep , ed. RILEM Publ. S.A.R.L., pp [5] Oh S.G., Noguchi T., Tomosawa F.: Toward mix design for rheology of SCC. 1 st Int. RILEM Symp. on SCC, Stockholm, Sep , ed. RILEM Publ. S.A.R.L. [6] Petersson O., Billberg P.: Investigation on blocking of SCC with different maximum aggregate size and use of viscosity agent instead of filler. 1 st Int. RILEM Symp. on SCC, Stockholm, Sep , ed. RILEM Publ. S.A.R.L., pp [7] Serdan T. de Larrard F.: Optimization of SCC thanks to Packing Model. 1 st Int. RILEM Symp. on SCC Stockholm, Sep ed. RILEM Publ. S.A.R.L., [8] Szwabowski J.: Reologia mieszanek na spoiwach cementowych Wyd. Politechniki Śląskiej [9] Szwabowski J.: Reologia samozagęszczalnych mieszanek betonowych IV Sympozjum Naukowo-Techniczne Reologia w technologii betonu Gliwice 2002 [10] Szwabowski J. Śliwiński J.: Betony samozagęszczalne Polski Cement kwiecień czerwiec 2003 [11] Tomosawa F., Masuda Y., Izumi I., Hakayawa M.: AIJ recommended practice for high-fluidity concrete for building construction. 1 st Int. RILEM Symp. on SCC, Stockholm. Sep , ed. RILEM Publ. S.A.R.L [12] Urban M.: Metody projektowania betonów samozagęszczalnych. III Sympozjum Naukowo-Techniczne Reologia w technologii betonu Gliwice [13] Van B.K., Montgomery D.: Mixture proportioning method for SCC HPC with minimum paste volume. 1 st Int. RILEM Symp. on SCC, Stockholm, Sep , ed. RILEM Publ. S.A.R.L. 105

103 RHEOLOGICAL INDEX OF CEMENT PASTE IN DESIGN OF SELF-COMPACTING CONCRETE MIXTURE Summary For conception design of self-compacting concrete mixture based composite material formula, the rheological index of cement paste e z describe rheological properties of cement paste was prepared. Verification research of rheological index of cement paste determined by influence analysis and aggregate space filling of cement paste φ kz on self-compacting of concrete mix. 106

104 VII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2005 Volodymyr Boychuk 1 Zbigniew Giergiczny 2 PRZEWODNOŚĆ ELEKTRYCZNA ŚWIEŻYCH ZACZYNÓW CEMENTOWYCH 1. Wprowadzenie Cement jest spoiwem hydraulicznym, drobno zmielonym na proszek materiałem nieorganicznym, który po zmieszaniu z odpowiednią ilością wody tworzy plastyczny zaczyn, twardniejący z czasem. Składnikami głównymi cementu są specjalnie wybrane materiały nieorganiczne, wśród których dominującymi składnikami są: klinkier portlandzki, granulowany żużel wielkopiecowy, popiół lotny i kamień wapienny. Składniki mineralne cementu w wyniku reakcji z wodą tworzą hydraty w postaci żelu i faz krystalicznych, budujących strukturę o malejącej porowatości i wzrastającej wytrzymałości. Proces hydratacji cementu nie jest w pełni poznany i zbadany co inspiruje badaczy do szerszego poznania jego właściwości [1,2]. W świeżym zaczynie cementowym, który w stanie początkowym wykazuje właściwości cieczy lepkiej, zachodzą skomplikowane przemiany chemiczne, fizyczne i strukturalne [1, 3]. Powoduje to zmiany jego właściwości makroskopowych w tym także elektrycznych [3, 4]. Właściwości elektryczne zaczynów cementowych są uzależnione od zmian w składzie i mikrostrukturze kompozytów cementowych. Dlatego równolegle z wykorzystaniem szeregu technik badania właściwości mieszanek cementowych, wyznaczenie charakterystyk elektrycznych i ich zmian w czasie jest obiecującym sposobem monitorowania zachodzących w materiale przemian i procesów. Można również odznaczyć istnienie powiązania między przewodnością elektryczną materiału i jego właściwościami mechanicznymi i wytrzymałościowymi [4]. Opór elektryczny materiału cementowego i wysoka rezystywność elektrolitu, wypełniającego sieć kapilar materiału może redukować prądy korozyjne i zmniejszać prędkość korozji [5]. Przewodność elektryczna jest ściśle powiązana z przepuszczalnością cieczy w materiałach porowatych i zachodzącymi procesami dyfuzyjnymi. Dlatego pomiar oporu elektrycznego (lub jego odwrotności przewodności) także może być używany do pośredniej oceny zdolności materiału do przepuszczalności soli i ich roztworów, co ma wpływ na ochronę antykorozyjną. 1 dr inż., Politechnika Opolska, bwj@po.opole.pl 2 dr inż., Górażdże CEMENT S.A., zbigniew.giergiczny@gorazdze.pl 107

105 Pod wpływem oddziaływania zewnętrznego pola elektromagnetycznego w zaczynie cementowym, który jest elektrolitem o zmieniającym się składzie jonowym, wywoływany jest uporządkowany ruch naładowanych elektrycznie składowych (jonów) i przepływa prąd elektryczny. Przewodność elektryczna jest ważną właściwością materiału, charakteryzującą zdolność przenoszenia prądu elektrycznego. Zaczyn cementowy jest materiałem wieloskładnikowym i dla wyjaśnienia przenoszenia prądu elektrycznego w takich materiałach istnieją różne teorie, oparte na założenia continuum wieloskładnikowego [6]. Przyjmując, że średnia prędkość poruszania się cząstek naładowanych jest proporcjonalna do natężenia pola elektrycznego oraz wykorzystując wprowadzone w elektrochemii pojęcia ruchliwości jonów zapisać [3,4]: α u E i możemy J = ρ e u α α α α i E i (1) Prąd elektryczny przepływający w rozważanym ośrodku jest sumą strumieni parcjalnych J i α = Ji α lub J i = σ E (2) e i gdzie globalny współczynnik γ γ+ γ+ γ β β β σe = ρ e u + ρ e u (3) jest odpowiednikiem współczynnika przewodności elektrycznej dla rozważanego ośrodka wieloskładnikowego. W przyjętym układzie pomiarowym wielkość ta jest rozumiana jako opór sześcianu o jednostkowych wymiarach. Zasadę pomiaru ilustruje tu rys. 1. β Elektrody A Miernik prądu Źródło napięcia Rys. 1. Zasada pomiaru przewodności właściwej [1]. Pojemnik z materiału izolacyjnego wypełniony jest daną substancją. Napięcie wywoływane jest przez przyłożone do przeciwległych ścian elektrody od źródła i mierzone jest natężenie przepływającego prądu. Opór właściwy i przewodność obliczane ze wzorów: 108

106 RA ρ = [ Ohm m]; L σ 1 = ρ e [ / m] S (4) Gdzie: R = U / I, A - pole przekroju, L - długość próbki, U - napięcie, I - natężenie przepływającego prądu. Zależność (4) stanowi podstawę do przeprowadzenia pomiaru przewodności elektrycznej materiału. 2. Stanowisko doświadczalne Dla pomiaru przewodności elektrycznej zaczynów cementowych zostało zbudowane stanowisko pomiarowe, schemat którego ilustruje rys. 1. odpowiadający Zastosowano dwuelektrodową metodę pomiaru oporu elektrycznego. Zgodnie ze schematem, próbka umieszczana jest w szczelnym pojemniku i podłączana jest w obwód elektryczny zasilany generatorem prądu zmiennego o zadanej częstości i napięciu. Przepływający w obwodzie prąd elektryczny jest rejestrowany cyfrowym amperomierzem i wynik pomiaru w równych (zadanych) odstępach czasowych jest przekazywany do mikrokomputera (PC) do rejestracji i dalszej obróbki. Do przeprowadzenia pomiaru stosowane jest źródło napięcia zmiennego celem uniknięcia zjawisk polaryzacyjnych na elektrodach doprowadzających i elektrolizy badanych zaczynów. Pomiar rozpoczyna się natychmiast po uformowaniu próbki i trwa do czasu jej stwardnienia. W czasie pomiaru jest utrzymywana stała temperatura próbki równa temperaturze otoczenia. 1.5 σ, 1/Ohm m T t, h Rys. 2. Zależność przewodności zaczynu cementowego od czasu. Typową zależność od czasu mierzonej przewodności właściwej próbki zaczynu cementowego ilustruje rys. 2. Od chwili uformowania próbki przewodność właściwa materiału rośnie, osiągając wartość maksymalną, po czym zachodzi jej stopniowe zmniejszenie aż do osiągnięcia pewnej wielkości, charakterystycznej dla materiału stwardniałego. W materiale stwardniałym większość przestrzeni zajmuje nierozpuszczalny szkielet, który jest dobrym izolatorem. Zawartość cieczy porowej oraz ilość 109

107 rozpuszczonych w niej składników znacznie obniża się, co jest przyczyną istotnego spadku przewodności elektrycznej zaczynu. 3. Pomiary przewodności zaczynów o różnym składzie cementów Pomiary przewodności elektrycznej przeprowadzone zostały dla zaczynów wykonanych z cementów portlandzkich CEM I oraz cementów z dodatkami hydraulicznymi CEM II i CEM III. Zaczyny do pomiarów przygotowane zostały przy jednakowym współczynniku wodno-cementowym W/C=0,35. Dla każdego rodzaju cementu przeprowadzono pomiar dla serii próbek. Należy odznaczyć dobrą powtarzalność uzyskanych wyników z odchyłkami nie przekraczającymi błędu przyrządów pomiarowych. Przewodnictwo właściwe, [1/Ohmm] Przewodnictwo właściwe, [1/Ohmm] CEM I 32,5R CEM I 42,5R CEM I 52,5R Czas, [min] Rys. 3. Cementy portlandzkie CEM I 32,5R CEM III/A 32,5N-LH/HSR/NA CEM III/B 32,5N-LH/HSR/NA CEM II/B-S 32,5R Czas, [min] Rys. 4. Cementy z dodatkami hydraulicznymi. 110

108 Na rys. 3 przedstawiono wyniki zmian przewodności właściwej w czasie wiązania i twardnienia zaczynu z cementów portlandzkich CEM I w pierwszych 24 godzinach. Natomiast rys 4 ilustruje podobną zależność dla zaczynów cementowych wykonanych z cementów zawierających dodatek granulowanego żużla wielkopiecowego (cementy portlandzki żużlowy CEM II/B-S 32,5R oraz cementy hutnicze CEM III/A,B 32,5N NA/HSR/LH). Zestawienie wyników pomiaru przewodności elektrycznej dla wszystkich badanych zaczynów cementowych z różnymi rodzajami cementów przedstawia tablica 1. W zestawieniu tym podano początkową przewodność elektryczną (od razu po uformowaniu) oraz osiągnięta w czasie pomiaru maksymalną wartość przewodności elektrycznej. Tablica 1. Porównanie wyników pomiaru przewodności elektrycznej [1/Ohm m] zaczynów z różnych cementów Cement Przewodność początkowa Przewodność maksymalna CEM I 32,5R 1,23 1,35 CEM I 42,5R 1,29 1,47 CEM I 52,5R 1,55 1,63 CEM II/B-M (V-LL) 32,5R 0,86 1,21 CEM II/B-S 32,5 R 0,77 1,17 CEM II/ B-V 32,5 R 0,93 1,17 CEM II/ B-S 42,5 N 1,15 1,29 CEM III/A 32,5N-NA/HSR/LH 0,69 0,86 CEM III/A 42,5N-NA 0,81 0,95 CEM III/B 32,5N-NA/HSR/LH 0,61 0,74 Spoiwo żużlowe 0,11 0,14 4. Podsumowanie i wnioski. Przeprowadzone badania pomiaru przewodności elektrycznej świeżych zaczynów cementowych pozwalają na wyciągniecie wniosku, iż współczynnik ten istotnie zależy od rodzaju i ilości dodatków mineralnych. Jest to efektem odmiennego przebiegu procesu wiązania i twardnienia różnych rodzajów cementu oraz towarzyszących tym procesom reakcji chemicznych. Badania właściwości elektrycznych w zaczynach uzupełniają charakterystykę własności cementu. Można zauważyć, że cementy wyższych klas wytrzymałościowych szybciej osiągają maksymalną wartość przewodności oraz wcześniejszy jej spadek (rys. 3) na skutek tworzenia się w materiale zwartej struktury fazy stałej. Może to być wykorzystane do oceny procesu wiązania i twardnienia materiałów cementowych. Cementy z dodatkami mineralnymi posiadają niższy współczynnik przewodności elektrycznej w stosunku do cementu portlandzkiego CEM I tej samej klasy wytrzymałościowej (rys. 4; tablica 1). Zwiększanie ilości dodatku mineralnego (granulowanego żużla wielkopiecowego) w składzie cementu powoduje zmniejszenie przewodności elektrycznej zaczynu (tablica 1). Fakt ten można wykorzystać przy wykonywaniu prac budowlanych gdzie taka właściwość jest pożądana, np. wykonywaniu posadzek elektrostatycznych. 111

109 Literatura [1] Ушеров-Маршак А., Гергичны З., Малолепши Я. Шлакопортландцемент и бетон. Колорит, Харьков, [2] Giergiczny Z., Małolepszy J., Szwabowski J., Śliwiński J.: Cementy z dodatkami mineralnymi w technologii betonów nowej generacji. Opole, [3] Boychuk V. Przepływ prądu elektrycznego przez zaczyny cementowe, Roczniki Inżynierii Lądowej, Z. 4, Katowice, [4] Boychuk V., Kubik J. Pomiar przewodności elektrycznej zaczynów cementowych, IV Konferencja Naukowo-Techniczna Zagadnienia Materiałowe w Inżynierii Lądowej MATBUD Politechnika Krakowska, Kraków, czerwca 2003 [5] Kiernożycki W. Betonowe konstrukcje masywne, Polski Cement Sp. Z o.o., Kraków, [6] Whiting, David A., and Nagi, Mohamad A., Electrical Resistivity of Concrete A LiteratureReview, R&D Serial No. 2457, Portland Cement Association, Skokie, Illinois, USA, 57 pages. [7] Whittington, H.W., McCarter, J., and Forde, M.C., The Conduction of Electricity Through Concrete, Magazine of Concrete Research, Vol. 33, No. 114, pages 48 to 60, ELECTRICAL CONDUCTIVITY OF THE FRESH CEMENT PASTES Summary Experimental tool and measuring scheme for electrical conductivity in hardened cement pastes is proposed. Electrical conductivity of hardened cement pastes is measured and the composition of the used mineral additives to the cement are taken into account. Results of the measurement are performed as time-plots and for different cement compositions are compared. 112

110 VII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU Gliwice 2005 Marcin Klosa 1 Czesław Pauch 2 STOSOWANIE BETONU SAMOZAGĘSZCZALNEGO W PRODUKCJI ELEMENTÓW PREFABRYKOWANYCH 1. Wprowadzenie Betony samozagęszczalne stosowane są w świecie od blisko 15 lat. Poświęcono im wiele miejsca w literaturze fachowej opisując metody projektowania mieszanki betonowej ich właściwości reologiczne jak również pierwsze doświadczenia płynące z zastosowania. Inwestorzy, architekci i konstruktorzy stawiają przed naszą firmą coraz wyższe wymagania związane z wytrzymałością betonów, ich jakością i estetyką oraz trwałością. Chcąc zachować pozycję lidera w branży producentów sprężonych elementów prefabrykowanych, musimy te wymagania spełniać poprzez wdrażanie nowych technologii w szczególności poprzez stosowanie nowoczesnych betonów. Decyzja o podjęciu produkcji betonu samozagęszczalnego w naszym zakładzie w Gorzkowicach, zapadła w 2001 roku i podyktowana została potrzebą produkcji dźwigarów o przekroju I (dwuteowym), z środnikiem zbrojonym podwójnymi siatkami oraz przy dużym zagęszczeniu zbrojenia sprężającego w pasie dolnym dźwigara, co powodowało brak możliwości użycia wibratorów pogrążalnych a formy wykorzystywane w produkcji nie były przystosowane do użycia wibratorów przyczepnych. W niniejszym referacie chcemy przybliżyć nasze doświadczenia związane z zastosowaniem betonów samozagęszczalnych SCC (Self Compacting Concrete) w produkcji elementów prefabrykowanych. 2. Technologia produkcji mieszanki betonowej Zakład produkcyjny w Gorzkowicach wyposażony jest w nowoczesny węzeł betoniarski fińskiej firmy Elematic należącej do Grupy Consolis. W skład węzła wchodzą: silosy o pojemności ton na kruszywo, cement oraz wypełniacze, zbiorniki o pojemności litrów na domieszki, oraz dwie betoniarki, tak zwany twin shaft mixer. 1 mgr inż., Consolis Polska Sp. z o.o. 2 mgr inż., Consolis Polska Sp. z o.o., 113

111 Każda z betoniarek posiada 2 przeciwbieżne, poziome wały, na których osadzone są łopaty mieszające. Maksymalna wielkość pojedynczego zarobu wynosi 1,5 m 3. Fot. 1. Węzeł betoniarski w Gorzkowicach W betoniarkach możliwe jest ustawienie czasu oraz sekwencji mieszania, przy produkcji SCC stosuje się następującą sekwencję pracy betoniarek: 50 sec mieszania suchych składników mieszanki oraz 180 sec mieszania mieszanki z dodatkiem wody. Zarówno silosy na kruszywo jak i betoniarki wyposażone są w automatyczny system pomiaru wilgotności, dzięki niemu możemy kontrolować wilgotność każdego kruszywa z osobna, jak również określonego stosu okruchowego w betoniarkach. Wyniki te są regularnie porównywane z wynikami badań wilgotnościowych w laboratorium, dzięki czemu możemy dokonywać kalibracji czujników wilgotności. Proces przygotowania i produkcji mieszanek betonowych odbywa się w sposób całkowicie skomputeryzowany przy użyciu oprogramowania firmy Elematic. Mimo iż sterowanie węzłem odbywa się w sposób automatyczny, do obsługi niezbędny jest doświadczony operator, który musi przestrzegać rygorystycznych wymogów stawianych technologii produkcji betonów samozagęszczalnych, a w szczególności: bardzo dokładnego dozowania składników mieszanki, kontroli ilości wprowadzanej wody do zarobu, czystości i jednorodności dostarczanych partii kruszyw ciągłej kontroli dostarczanych dodatków i domieszek, ciągłego dozoru laboratoryjnego. 114

112 Fot. 2. Betoniarki twin shaft mixer Gotowa mieszanka betonowa z betoniarki trafia do pojemnika, za pomocą którego transportowana jest do hali produkcyjnej, bezpośrednio w pobliże miejsca betonowania, tam przesypywana jest do zasypnika. Fot. 3. Pojemnik do automatycznego transportu mieszanki betonowej Betonowanie odbywa się bezpośrednio z zasypnika lub mieszanka betonowa podawana jest do dalszego transportu za pomocą wózka. Proces transportu mieszanki betonowej odbywa się w sposób całkowicie zautomatyzowany, a dostarczenie mieszanki betonowej z węzła betoniarskiego do miejsca betonowania zamyka się w minutowym przedziale czasu. 115

113 3. Technologia przygotowania mieszanki betonowej Beton samozagęszczalny SCC powstaje z mieszanki betonowej o parametrach w pełni niezależnych od jakości zagęszczania, charakteryzuje się nowymi, odmiennymi w stosunku do betonu tradycyjnego właściwościami w zakresie odpowietrzania i zagęszczania pod wpływem grawitacji, samorozlewności i utrzymywania wymaganej konsystencji. Projektowanie mieszanek betonów samozagęszczalnych odbywa się na zupełnie innych zasadach niż betonów tradycyjnych. W technologii SCC wymagana jest bardzo duża dokładność w dozowaniu wszystkich składników mieszanki betonowej. Spełnienie wszystkich stawianych wymagań nastręcza bardzo wiele trudności i uzyskanie właściwej receptury betonu jest dopiero połową sukcesu. Trzeba tutaj raczej mówić o opanowaniu przez wykonawcę i producenta masy betonowej kompleksowej technologii betonu samozagęszczalnego, obejmującej całokształt działań począwszy od produkcji mieszanki poprzez transport na miejsce wbudowania, jej wbudowanie oraz wykończenie powierzchni betonu wraz z konieczną pielęgnacją. Beton produkowany w zakładach prefabrykacji, zwłaszcza prefabrykacji sprężonej, musi zapewnić uzyskanie wymaganych parametrów wytrzymałościowych, szczególnie w zakresie wytrzymałości wczesnych określanych w okresach kilkugodzinnych, maksymalnie do 18 godzin, a także wytrzymałości 28 dniowych. Ponadto beton musi uzyskać wszystkie inne parametry jakie przed nim stawia projektant: trwałość, wodoszczelność, mrozoodporność, odporność na działanie czynników agresywnych itp. W naszym zakładzie produkcyjnym standardem stała się produkcja sprężonych elementów prefabrykowanych z betonów klasy C40/50 a nawet C50/60. Do przygotowania mieszanki SCC stosuje się następujące składniki: kruszywo: piasek frakcji 0 2 mm, mieszanki żwirów naturalnych i grysów granitowych frakcji 2 8 i 8 16 mm, ze względu na dużą ilość ziaren o średnicy dochodzącej do 32 mm w kruszywie frakcji 8 16 mm, zarówno granitowym jak i otoczakowym, planuje się w szczególnych przypadkach, np. produkcji dźwigarów o przekroju dwuteowym i środniku grubości 12 cm, z dużym zagęszczeniem zbrojenia, skorzystać z kruszywa frakcji 8 11 lub 8 12 mm, cement portlandzki: CEM I 42,5 R i CEM I 52,5 R, użycie cementu w ilości kg/m3 pozwala na uzyskanie wymaganych wytrzymałości do sprężenia, najczęściej ok MPa, po około godzinach od ułożenia mieszanki betonowej, woda wodociągowa, dodatki do betonu w postaci mączki wapiennej, jako obojętny mikrowypełniacz nie powoduje widocznego przyrostu wytrzymałości, pomaga natomiast zapobiec zjawisku bleedingu, domieszki chemiczne IV generacji: ISOLA FM11, SIKA VISCOCRETE 20HE, pomagają uzyskać wymaganą konsystencję mieszanki betonowej przy niskim wskaźniku w/c w przedziale 0,36 0,45. Wszystkie składniki są dokładnie dozowane pod ścisłym nadzorem technologa i pracowników laboratorium. Kontrola jakości zaprawy i mieszanki SCC odbywa się regularnie. Codziennie badany jest czas wypływu zaprawy z aparatu V-funnel i pobierane 116

114 są próbki do badań wytrzymałościowych. Badania te przeprowadzane są na kostkach sześciennych o wymiarach 15x15x15 cm. Fot. 4. Laboratorium prasa do wykonywania badań wytrzymałościowych 4. Zalety stosowania SCC w produkcji elementów prefabrykowanych Szczególne właściwości betonów samozagęszczalnych to przede wszystkim silne upłynnienie i homogenizacja mieszanki betonowej, prawie całkowite wyprowadzenie powietrza z mieszanki betonowej podczas upłynnienia, zdolność do łatwego wypełnienia wszystkich przestrzeni wewnątrz form i szczelnego otulenia zbrojenia bez konieczności stosowania pracochłonnego procesu zagęszczania. Fot. 5. Powierzchnia prefabrykatu z SCC po rozformowaniu 117

115 Poniżej prezentujemy najważniejsze zalety wynikające z zastosowania samozagęszczalnych mieszanek betonowych w produkowanych przez naszą firmę elementach prefabrykowanych: beton dobrze układa się w skomplikowanych kształtach form, jest idealny do betonowania elementów sprężonych lub z wysokim zagęszczeniem zbrojenia, Fot. 6. Zbrojenie belki sprężonej Fot. 7. Belki sprężona z zastosowaniem SCC górna powierzchnia betonowanego elementu jest łatwa do zatarcia, 118

116 przy zachowaniu właściwej konsystencji, mieszanka betonowa łatwo się odpowietrza przez co otrzymujemy idealnie gładką powierzchnię prefabrykatu bez pęcherzy powietrznych i kawern, konsystencja SCC zapewnia dobrą przyczepność warstwy izolacji do betonu w ścianach warstwowych, ograniczone zostają kosztów robocizny poprzez eliminację prac związanych z wibrowaniem i obróbką powierzchni prefabrykatów, Fot. 8. Powierzchnia sprężonej belki z SCC po rozformowaniu otrzymywane są wysokie wytrzymałości wczesne SCC, zwiększenie żywotności form ze sklejki poprzez wyeliminowanie destrukcyjnego działania wibratora i wibrowanej mieszanki na powierzchnię formy, wyeliminowanie wpływu wtórnego wibrowania warstwy elewacyjnej z fakturą z kruszywa płukanego i możliwości jej uszkodzenia, przy betonowaniu warstwy konstrukcyjnej. 5. Wady stosowania SCC w produkcji elementów prefabrykowanych Stosowanie samozagęszczalnych mieszanek betonowych wiąże się również z napotkaniem niektórych z niżej wymienionych problemów: wyższy koszt mieszanki betonowej w stosunku do betonu wibrowanego, konieczność zainstalowania dodatkowego silosu na wypełniacze mączka wapienna, popioły, spoiwo żużlowe, mieszanka betonowa wrażliwa jest na wahania ilości dozowanych składników, przy nadmiernym rozpływie mieszanki betonowej górna powierzchnia prefabrykatu podatna jest na zarysowania skurczowe, 119