VI 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 2004

1

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. JACEK GOŁASZEWSKI Politechnika Śląska

prof. dr hab. inż. JÓZEF JASICZAK Politechnika Poznańska

dr inż. ZBIGNIEW GIERGICZNY Górażdże CEMENT S.A.

Sekretariat sympozjum: BARBARA PAJER Katedra Procesów Budowlanych Wydział Budownictwa Politechniki Śląskiej ul. Akademicka 5, 44-100 Gliwice tel. (0-32) 237-22-94 fax (0-32) 237-27-37 e-mail: walker@polsl.gliwice.pl

2

SPIS TREŚCI REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

I sesja Przewodniczący sesji - prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski Politechnika Śląska

1. Cement a wymagania normy PN EN 206-1 - str. 5 - dr inż. Zbigniew Giergiczny, Górażdże CEMENT S.A

2. Termika betonu w konstrukcjach mostowych - str. 17 - mgr inż. Mariusz Saferna, mgr inż. Sebastian Kaszuba, BETOTECH Sp. z o.o.

3. Wpływ rodzaju cementu na właściwości betonu mostowego - str. 25 - mgr inż. Witold Jawański, Sika Poland

4. Pył krzemionkowy – podstawy stosowania w technologii betonu - str. 37 - dr hab. inż. Wiesława Nocuń-Wczelik, prof. AGH Kraków

5. Badania stwardniałego betonu według norm europejskich - str. 53 - dr inż. Andrzej Moczko, Politechnika Wrocławska

II sesja Przewodniczący sesji - dr inż. Zbigniew Giergiczny Górażdże Cement S.A.

1. Wczesny skurcz betonów modyfikowanych domieszkami - str. 65 - prof. dr hab. inż. Józef Jasiczak, mgr inż. Paweł Szymański, Politechnika Poznańska

2. Skurcz i pełzanie betonów samozagęszczalnych - str. 77 - prof. dr hab. inż. Artem Czkwianianc, dr inż. Jerzy Pawlica, dr inż. Danuta Ułańska,

Politechnika Poznańska

3. Badania mieszanki betonowej według norm europejskich - str. 93 - prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski, Politechnika Śląska

4. Kompatybilność cementu z superplastyfikatorem w obecności

pyłu krzemionkowego - str. 101

- dr inż. Jacek Gołaszewski, Politechnika Śląska

5. Wybrane aspekty doboru włókien ze względu na urabialność fibrobetonu - str. 113 - dr inż. Tomasz Ponikiewski, Politechnika Śląska

3

4

VI SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2004

Zbigniew Giergiczny1

CEMENT A WYMAGANIA NORMY BETONOWEJ PN-EN 206-1

1. Wprowadzenie

Cement stanowi podstawowy materiał wiążący stosowany w budownictwie i przemyśle materiałów budowlanych. W całej Europie, w tym także i w Polsce, cementy dzieli się zgodnie z wytycznymi Komitetu Technicznego 51 Europejskiego Komitetu Normalizacyjnego (CEN/TC 51) na dwie grupy: • cementy powszechnego użytku - bez szczególnych cech użytkowych, • cementy specjalne – wykazujące takie cechy użytkowe, na podstawie których można

cement zakwalifikować jako cement do specjalnego zastosowania. Cementów powszechnego użytku dotyczą normy europejskie EN 197-1 i EN 197-2. Normy te zostały ustanowione przez Polski Komitet Normalizacyjny w maju 2002r. jako obowiązujące w Polsce. Norma PN-EN 197-1 [1] definiuje i podaje wymagania dotyczące 27 odrębnych wyrobów – cementów powszechnego użytku i ich składników. Natomiast druga część normy EN 197-2 [2] określa system oceny zgodności cementów z odpowiadającymi im normami, obejmujący certyfikacje zgodności przez jednostkę certyfikującą. Norma PN-EN 197-1 nie zawiera w swojej treści żadnych wymagań dla cementów specjalnych. Taki stan rzeczy spowodował podjęcie przez Komitet Techniczny nr 196 Polskiego Komitetu Normalizacyjnego prac zmierzających do opracowania projektu normy na cementy specjalne PN-B-19707 [3]. Przy opracowaniu normy wykorzystano założenia do projektów norm europejskich dotyczących cementów specjalnych opracowanych przez Europejski Komitet Normalizacyjny (CEN) oraz niemiecką normę DIN 1164:2000 [4], a także polskie doświadczenia z produkcji i stosowania cementów zawierających popioły lotne krzemionkowe i granulowane żużle hutnicze. W niniejszym artykule szczególną uwagę zwrócono na dobór cementu do betonu, w tym na te właściwości cementu, które mogą pomóc w realizacji obiektów budowlanych zgodnie z wymaganiami normy PN-EN 206-1 [5].

1 dr inż., Górażdże Cement S.A.

5

2. Dobór cementu do określonego rodzaju betonu Zgodnie z zapisami normy PN-EN 206-1 [5] (p. 5.2.2) dobierając cement do

określonego rodzaju betonu, należy wziąć pod uwagę: • realizację robót, • przeznaczenie betonu, • warunki pielęgnacji (np. obróbka cieplna), • wymiary konstrukcji (ilość ciepła wydzielana w trakcie procesu twardnienia), • warunki środowiska, na które będzie narażona konstrukcja (oddziaływania środowiska

w normie PN-EN 206-1 sklasyfikowano jako klasy ekspozycji; p. 4.1), • potencjalną reaktywność kruszywa z alkaliami zawartymi w składnikach betonu. Ogólną przydatność cementu określa się zgodnie z normą PN-EN 197-1 [1] lub zgodnie z normą PN-B-19707 [3] dla cementów specjalnych. W wielu zastosowaniach wybór cementu ma wpływ na trwałość betonu, zaprawy lub zaczynu, tj. mrozoodporność, odporność chemiczną i ochronę zbrojenia. Dobór cementu, szczególnie pod względem rodzaju i klasy wytrzymałości dla różnych zastosowań i klas ekspozycji (rzeczywistych warunków pracy betonu), powinien uwzględniać odpowiednie normy i przepisy dotyczące betonu w miejscu stosowania (klasy ekspozycji zawarte są w normie PN-EN 206-1[5]). Krajowe uzupełnienie normy PN-EN 206-1 zawarte w normie PN-B-06265[6] podaje wskazówki dotyczące zakresu stosowania cementów spełniających wymagania zawarte w normie PN-EN 197-1 [1] oraz normie PN-B-19707 [3] (tabela 1). W określonych przypadkach należy stosować nie tylko cementy powszechnego użytku, ale także cementy o cechach specjalnych do których, zgodnie z zapisami normy PN-B-19707 [3], zaliczamy: • cementy o niskim cieple hydratacji LH, • cementy o wysokiej odporności na agresję siarczanową HSR, • cementy niskoalkaliczne NA. Przy wykonywaniu obiektów hydrotechnicznych, betonów fundamentowych, obiektów oczyszczalni ścieków, fundamentów i filarów mostów oraz pozostałych betonów masywnych należy stosować cementy o niskim cieple hydratacji (LH). Znajomość ilości ciepła wydzielającego się podczas procesu wiązania i twardnienia cementu (proces egzotermiczny) jest bardzo ważna dla praktyki budowlanej. Bezpośrednim następstwem egzotermicznego procesu hydratacji cementu może być wzrost temperatury w dużej masie betonu, co może prowadzić do naprężeń termicznych (dużych różnic temperatur) i powstawania mikrospękań, następstwem czego jest zazwyczaj obniżona trwałość betonu. Ciepło hydratacji wybranych cementów przedstawiono na rys.1, a na rys. 2 wczesną wytrzymałość na ściskanie (zachodzi korelacja między tymi właściwościami).

6

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 1 2 3 4 5 6 7czas, dni

ciep

³o h

ydra

tacj

i, J/

gCEM II/B-S 52,5N

CEM I 42,5R

CEM II/B-S 42,5N

CEM III/A 42,5N-NA

CEM II/B-S 32,5R

CEM III/A 32,5N-HSR/LH/NA

CEM III/B 32,5N-HSR/LH/NA

270

Rys. 1. Ciepło hydratacji cementu

26,6

11,7

8,5

4,5

30,1

20,4

15,0

7,7

29,8

20,9

15,2

8,4

34,2

26,6

21,1

12,7

36,4

28,1

21,3

14,2

37,5

30,3

26,5

15,1

0

5

10

15

20

25

30

35

40

1 2 3 7Czas, dni

Wyt

rzym

a³oœ

æ, M

P

CEM III/A 32,5N-HSR/LH/NACEM III/A 42,5N-NACEM II/B-S 32,5RCEM I 32,5RCEM II/B-S 42,5NCEM I 42,5R

Rys. 2. Przyrost wczesnej wytrzymałości cementu na ściskanie

7

8

Stosowanie cementów odpornych na siarczany (HSR) stanowi dodatkowe zabezpieczenie strukturalne betonu przed środowiskiem agresywnym chemicznie. Według wymagań normy PN-EN 206-1 [5] cementy o wysokiej odporności na siarczany należy stosować w przypadku środowiska chemicznie średnio agresywnego (klasa ekspozycji XA2) i środowiska chemicznie silnie agresywnego (klasa ekspozycji XA3). Wartości graniczne dla klas ekspozycji dotyczących agresji chemicznej gruntów naturalnych i wody gruntowej są zawarte w normie PN-EN 206 (p.4.1). Cement niskoalkaliczny NA należy używać w przypadku kiedy stosujemy kruszywa, których reaktywne składniki mogą wchodzić w reakcję z alkaliami wywołując zarysowania i spękania betonu. Może to prowadzić do całkowitego zniszczenia betonu. W betonie mogą wystąpić trzy formy reakcji alkalia – kruszywa: alkalia – reaktywna krzemionka ze składu kruszywa, alkalia – węglany (dolomit ze skał węglanowych) oraz alkalia – krzemiany. Analizując zawartość tlenków alkalicznych w betonie, należy także uwzględnić ich ilość w stosowanych domieszkach chemicznych oraz w użytej wodzie zarobowej, itp.

3. Cement a dodatki do betonu

Istotnym problemem jest zagadnienie jaki rodzaj cementu można zastosować w betonie w przypadku stosowania dodatków do betonu. Według zapisów normy PN-EN 206-1 p. 3.1.22 [5] przez dodatek do betonu należy rozumieć drobno uziarniony składnik dodawany do betonu w celu poprawy pewnych właściwości lub uzyskania specjalnych właściwości. Norma zajmuje się dwoma typami dodatków nieorganicznych: • dodatki prawie obojętne (typ I), • dodatki o właściwościach pucolanowych lub utajonych właściwościach hydraulicznych

(typ II). Ogólną przydatność dodatków typu I ustala się dla:

• kruszywa wypełniającego zgodnie z EN 12620:2000, • barwników zgodnie z EN 12878 (PN-EN 12878:2001).

Tabela 1 – Zakresy stosowania cementów zgodnych z EN 197-1 do produkcji betonu ze względu na korozję zbrojenia (dla danej klasy ekspozycji: x – akceptowany zakres stosowania; o – brak możliwości stosowania)

Klasy ekspozycji Korozja zbrojenia

Korozja wywołana chlorkami Brak zagrożenia

agresją środowiska lub

zagrożenia korozją

Korozja spowodowana karbonatyzacją nie pochodzącymi z wody morskiej

pochodzącymi z wody morskiej

X0 XC1 XC2 XC3 XC4 XD1 XD2 XD3 XS1 XS2 XS3

Interakcja ze strony

stali sprężającej

CEM I X x x x x x x x x X x xA/B S X x x x x x x x x X x xA D X x x x x x x x x X x xA/B P/Q X x x x x x x x x X x oA X x x x x x x x x X x x

B V

X x x x x x x x x X x xA X x x x X o o o o O o oB W X x x o o o o o o O o oA X x x x x x x x x X x xB L X x x o o o o o o O x oA X x x x x x x x x X x xB LL X x x o o o o o o O o x

S-D;S-LL; D-LL; X x x x x x x x x X x x

A S-P;S-V;D-P;

D-V;P-V; P-LL;V-LL

X x x x x x x x x X x x

S-D X x x x x x x x x X x xS-P;D-P X x x x x x x x x X x oS-V;D-V;P-V; X x x x x x x x x X x x

CEM II

B

M

S-LL;D-LL; P-LL;V-LL; X x x x o o o o o O o x

A X x x x x x x x x X x xB X x x x x x x x x X x x

CEM III

C X x x o o x x o o X o oA X x x x x x x x x X x o

CEM IV B X x x o o o o O o O o oA X x x x x x x X x X x o

CEM V B X x x o o o o O o o o o

9

Tabela 1 c.d – Zakresy stosowania cementów zgodnych z EN 197-1 do produkcji betonu ze względu na agresję wobec betonu (dla danej klasy ekspozycji: x – akceptowany zakres stosowania; o – brak możliwości stosowania)

Klasy ekspozycji Agresja wobec betonu

Zamrażanie/rozmrażanie Środowisko chemicznie agresywne Agresja wywołana ścieraniem

XF1 XF2 XF3 XF4 XA1 XA2a) XA3a) XM1 XM2 XM3

Interakcja ze strony stali sprężającej

CEM I X x x x X x x x x x xA/B S X x x x X x x x x x xA D X x x x X x x x x x x

A/B P/Q X o x o X x x x x x oA X x x x X x x x x x xB V X x o o X x x x x x x

A O o o o O o o o o o oB W O o o o O o o o o o oA X x o o X x x x x x xB L O o o o O o o o o o xA X x x x X x x x x x xB LL O o o o O o o o o o x

S-D;S-LL; D-LL;

X x x x X x x x x x x A S-P;S-V;D-P;

D-V;P-V; P-LL;V-LL

X o x o X x x x x x x

S-D X x x x X x x x x x xS-P;D-P X o x o X x x x x x oS-V;D-V;P-V; X o o o X x x x x x x

CEM II

B

M

S-LL;D-LL; P-LL;V-LL;

O o o o O o o o o o x

A X x x xb) X x x x x x xB X x x xc) X x x x x x x

CEM III

C O o o o X x x x x x oA X x o o X x x o o o o

CEM IV B O o o o X x x o o o oA X x o o X x x x x x oCEM V B O o o o x x x o o o o

a) Powyżej klasy ekspozycji XA1 - w przypadku agresji chemicznej wywołanej przez siarczany (z wyjątkiem ich pochodzenia morskiego) stosuje się cement o wysokiej odporności na siarczany HSR, zgodny z

wymaganiami PN-B-19707. Dla wyprodukowania betonu o dużej odporności na siarczany, przy zawartości siarczanów w wodzie agresywnej na poziomie SO4 2- ≤ 1500 mg/l - zamiast cementu HS można stosować mieszankę z cementu i popiołu lotnego (patrz PN-EN 206-1:2003 rozdz. 5.2.5.2.2 ).

b) Klasa wytrzymałości ≥ 42,5 lub klasa wytrzymałości ≥ 32,5 R z udziałem granulowanego żużla wielkopiecowego w ilości ≤ 50 % (masowo). c) Dopuszcza się stosowanie CEM III/B wyłącznie w przypadku:

a) elementów konstrukcji budowlanych w wodzie morskiej jeśli: w/c ≤ 0,45; minimalna klasa wytrzymałości C35/45 i zawartość cementu ≥ 340 kg/m³; b) trasy najazdu sprzętu mobilnego jeśli: w/c ≤ 0,35; minimalna klasa wytrzymałości C40/50 i zawartość cementu ≥ 360 kg/m3.

W obu przypadkach nie dopuszcza się porów powietrznych.

10

Ogólną przydatność dodatków typu II ustala się dla popiołu lotnego zgodnie z PN-EN 450 [7], a pyłu krzemionkowego zgodnie z prEN 13263:1998. Ilość dodatków typu I i typu II należy określać na podstawie badań wstępnych (załącznik A do normy PN-EN 206-1 [5]). Norma zaleca określać wpływ dodatków na inne właściwości niż wytrzymałość betonu (przyrost wytrzymałości, skurcz, trwałość). Jest to słuszne, zwłaszcza w Polsce, gdzie dosyć rzadko wykonywane są badania trwałościowe betonu. Dodatki typu II mogą być uwzględniane w składzie betonu w ramach zawartości cementu oraz współczynnika woda/cement, jeśli ustalona jest ich przydatność. Realizowane jest to poprzez wprowadzenie wartości „k”. Pojęcie współczynnika „k” umożliwia uwzględnienie dodatków typu II:

• zastąpienie terminu „współczynnik woda/cement” terminem „współczynnik woda/(cement + k x dodatek)”,

• przez ustalenie minimalnej zawartości cementu dla danej klasy ekspozycji (patrz p. 5.3.2 normy PN-EN 206-1[5]).

Stosowanie popiołu lotnego zgodnie z wymaganiami normy PN-EN 206-1 [5] wymaga spełnienia następujących warunków (p.5.2.5):

1. maksymalna ilość popiołu lotnego, uwzględniona w wartości współczynnika k, powinna spełniać warunek:

popiół lotny/cement ≤ 0,33 masowo. W przypadku zastosowania większych ilości popiołu lotnego, jego nadmiaru nie należy uwzględniać przy obliczaniu współczynnika woda/(cement + k×popiół lotny) oraz w minimalnej ilości cementu,

2. dla betonów zawierających cement CEM I zgodny z EN 197-1 (krajowe uzupełnienie dopuszcza także stosowanie cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II/A) dopuszcza się następujące wartości k:

CEM I 32,5 k=0,2, CEM I 42,5 i klasy wyższe k=0,4 3. minimalna zawartość cementu wymagana w odpowiedniej klasie ekspozycji (patrz pkt.

5.3.2 [5]) może być zmniejszona maksymalnie o ilość: k×(minimalna zawartość cementu w danej klasie ekspozycji – 200) [kg/m3]

Dodatkowo, ilość (cement + popiół) nie powinna być mniejsza niż minimalna zawartość cementu wymagana dla danej klasy ekspozycji. Przykład obliczenia minimalnej zawartości cementu przy stosowaniu popiołu lotnego: • klasa ekspozycji XC4: minimalna zawartość cementu – 300kg/m3 (tabela F1 [5]);

może ona być maksymalnie zmniejszona w przypadku stosowania popiołu o ilość: CEM I 32,5; k=0,2 k (minimalna zawartość cementu w klasie ekspozycji XF4 – 200) = 0,2(300-200) = 20 kg tj. nowa minimalna ilość cementu 300-20 = 280kg/m3,

• klasa ekspozycji XC4: minimalna zawartość cementu – 300kg/m3 (tabela F1 [5]); może ona być maksymalnie zmniejszona w przypadku stosowania popiołu o ilość: CEM I 42,5; k=0,4 k (minimalna zawartość cementu w klasie ekspozycji XF4 – 200) = 0,4(300-200) = 40 kg tj. nowa minimalna ilość cementu 300-40 = 260kg/m3.

Krajowe uzupełnienie normy europejskiej PN-B-06265 [6] rozszerza zakres rodzajowy stosowanych cementów stosując dodatki typu II korzystając z formuły współczynnika „k”. Zapisy podane w projekcie normy są następujące [6]:

11

12

• z wyjątkiem elementów budowlanych narażonych na oddziaływanie środków odladzających (klasa ekspozycji XF2, XF3 i XF4) – dopuszcza się zastosowanie wartości współczynnika k wg PN-EN 206-1 (p. 5.2.5.2.2) [5] dla popiołu lotnego zgodnego z PN-EN 450 [7] użytego razem z cementem CEM II/A, zgodnym z PN-EN 197-1 (z wyjątkiem cementu portlandzkiego popiołowego CEM II/A-V);

dopuszcza się następujące wartości k dla cementu: CEM 32,5 k=0,2, CEM 42,5 i klasy wyższe k=0,4 Obliczone, minimalne ilości cementu przy k =0,2 oraz k =0,4 dla poszczególnych klas

ekspozycji podano w tabeli 2. • dopuszcza się zastosowanie wartości współczynnika k wg PN-EN 206-1(p. 5.2.5.2.3

[5]) dla pyłu krzemionkowego zgodnego z prEN 13263:1998 użytego razem z cementem CEM II/A zgodnym z PN-EN 197-1 (z wyjątkiem cementu portlandzkiego krzemionkowego CEM II/A-D).

Rozszerzenie zakresu stosowania dodatków na cement portlandzki wieloskładnikowy CEM II/A wynika z zalecenia zawartego w załączniku E (informacyjnym) normy PN-EN 206-1 [5], które brzmi: „... zaleca się, aby całkowita ilość dodatku, łącznie z zawartym już w cemencie, jako jego składnik, zawierała się w granicach podanych w EN 197-1 dla odpowiedniego dopuszczonego cementu”.

4. Ilość cementu w składzie betonu

Norma PN-EN 206-1 wprowadza nowe podejście do projektowania składu i produkcji betonu oraz oceny jego parametrów technicznych. Nadrzędnym celem spełnienia zawartych w normie wymagań jest trwałość betonu pracującego w określonych warunkach środowiskowych (klasy ekspozycji). W normie PN-EN 206-1 zdefiniowano 18 klas ekspozycji betonu. Poszczególnym klasom ekspozycji przyporządkowane są wymagania technologiczne dotyczące składu mieszanki betonowej i warunków wykonywania betonu, obejmujące: • maksymalny wskaźnik wodno – cementowy (w/c), • minimalną zawartość cementu, • minimalną wytrzymałość betonu na ściskanie, • dla niektórych klas środowiskowych - minimalne napowietrzenie betonu i wymagania

dla materiałów. Wymagania powyższe, dla poszczególnych klas ekspozycji, z uwzględnieniem dodatku popiołów lotnych do cementu o klasie wytrzymałościowej 32,5 i 42,5 zawartych w krajowym projekcie uzupełnienia normy europejskiej [6], przedstawiono w tabeli 2.

13

Tabela 2 – Zalecane wartości graniczne dla składu oraz właściwości betonu Klasy ekspozycji

Korozja wywołana chlorkami Brak zagrożenia agresją środowiska lub zagrożenia korozją

Korozja spowodowana karbonatyzacją Woda morska Chlorki nie pochodzące z wody morskiej

Zamrażanie/rozmrażanie Środowiska chemicznie agresywne Agresja wywołana ścieraniema)

X0 XC1 XC2 XC3 XC4 XS1 XS2 XS3 XD1 XD2 XD3 XF1 XF2 XF3 XF4 XA1 XA2 XA3 XM1 XM2 XM3

Maksymalne w/c ---- 0,65 0,60 0,55 0,50 0,50 0,45 0,45 0,55 0,55 0,45 0,55 0,55 0,50 0,45 0,55 0,50 0,45 0,55 0,55 0,45

Minimalna klasa wytrzyma-łości

C 8/10 C 16/20 C 16/20 C 20/25 C 25/30 C 30/37 C 35/45 C 35/45 C 30/37 C 30/37 C 35/45 C 30/37 C 25/30 C 30/37 C 30/37 C 30/37 C 30/37 C 35/45 C 30/37 C 30/37 C 35/45

Minimalna zawartość cementu (kg/m3)

---- 260 280 280 300 300 320 340 300 300 320 300 300 320 340 300 320 360 300 300 320

Minimalna ilość CEM 32,5 przy k=0,2 (kg/m3)

---- 250 260 260 280 280 300 310 280 280 300 280 b) b) b) 280 300 330 280 280 300

Minimalna ilość CEM 42,5 przy k=0,4 (kg/m3)

---- 240 250 250 270 270 270 280 270 270 270 270 b) b) b) 260 270 300 260 260 280

Minimalna zawartość powietrza (%)

---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- ---- 4,0 c) 4,0 c) 4,0 c) ---- ---- ---- ---- ---- ----

Inne wymaga-nia

Kruszywo zgodne z PN-EN 12620 o odpowiedniej odporności na zamrażanie/rozmrażanie

Cement odporny na siarczany d)

Pielęgnacja powi-erzchni betonu e)

Kruszywo o dużej odporno--ści na ścieranie

a) Zaleca się stosowanie kruszyw o uziarnieniu do 4 mm, składających się głównie z kwarcu lub materiałów co najmniej tej samej twardości; frakcje grubsze – ze skał magmowych czy metamorficznych lub tworzyw sztucznych o dużej odporności na ścieranie. Zaleca się, aby ziarna odznaczały się umiarkowanie chropowatą powierzchnią oraz wypukłym kształtem a mieszanka była możliwie gruboziarnista. Powierzchnia betonu może być uszlachetniona materiałami odpornymi na ścieranie.

W warunkach eksploatacji powierzchni przez wózki na rolkach stalowych lub pojazdy gąsienicowe – dla klas ekspozycji XM2 i XM3 zaleca się stosowanie dodatku ziarnistych opiłków stalowych lub granulowanego śrutu żeliwnego, zastępczo za grube frakcje piasku oraz żwiru od 2 mm do 4 mm. Zastępstwo to dotyczy równoważnej objętości właściwej kruszywa przez taką samą objętość właściwą tego dodatku w ilości nie większej niż 100 dm3.

b) Dopuszcza się stosowanie dodatków typu II do produkcji betonu, lecz nie jako ekwiwalent części zawartości cementu oraz bez możliwości uwzględniania tego dodatku przy określaniu w/c. c) Gdy beton nie jest napowietrzany, zaleca się badanie jego właściwości użytkowych odpowiednią metod, porównując z betonem, którego odporność na zamrażanie/rozmrażanie w danej klasie ekspozycji jest potwierdzona. d) W przypadku, gdy zawartość SO4

2- wskazuje na klasy ekspozycji XA2 oraz XA3, stosuje się cement o wysokiej odporności na siarczany HSR zgodny z PN-B-19707. e) Np. poprzez próżniowanie i wygładzanie betonu.

5. Stosowanie cementów z oferty Górażdże Cement S.A. do betonu spełniającego wymagania normy PN-EN 206-1

Cementy oferowane przez Górażdże Cement S.A. produkowane są przez cementownię Górażdże, cementownię Strzelce Opolskie oraz EKOCEM Sp. z o.o. w Dąbrowie Górniczej. Aktualnie w ofercie handlowej Górażdże Cement dostępne są cementy: • Cement portlandzki CEM I

- cement portlandzki CEM I 32,5R - cement portlandzki CEM I 42,5R - cement portlandzki CEM I 52,5R - cement portlandzki biały CEM I 42,5

• Cement portlandzki wieloskładnikowy CEM II - cement portlandzki popiołowy CEM II/B-V 32,5R HSR - cement portlandzki wieloskładnikowy CEM II/B-M(V-LL) 32,5R - cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 32,5R - cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 42,5N - cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 52,5N

• Cement hutniczy CEM III - cement hutniczy CEM III/A 32,5N - NA/HSR/LH - cement hutniczy CEM III/B 32,5N - NA/HSR/LH - cement hutniczy CEM III/A 42,5N - NA

Zakresy stosowania poszczególnych cementów w określonych klasach ekspozycji przedstawiono w tabeli 3, natomiast ich właściwości są szeroko opisane w wydawnictwie własnym Górażdże Cement S.A. [8] .

Tabela 3. Zakresy stosowania cementów Górażdże Cement S.A. Rodzaj cementu Zakres stosowania

Cement portlandzki CEM I 32,5R; CEM I 42,5R; CEM I 52,5R

Przydatny we wszystkich klasach ekspozycji z wyłączeniem klasy XA 2 i XA 3 (wymagane są cementy siarczanoodporne HSR). Cementy portlandzkie CEM I 42,5R i 52,5R są szczególnie przydatne w produkcji betonu o wyższych klasach wytrzymałości na ściskanie, produkcji galanterii betonowej i prefabrykacji oraz w produkcji dachówek cementowych.

Cement portlandzki żużlowy CEM II/B-S 32,5R; CEM II/B-S 42,5N; CEM II/B-S 52,5N

Przydatny we wszystkich klasach ekspozycji z wyłączeniem klasy XA 2 i XA 3 (wymagane są cementy siarczanoodporne 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, drobno- i wielkowymiarowych.

Cement portlandzki popiołowy CEM II/B-V 32,5R- HSR

Przydatny prawie we wszystkich klasach ekspozycji, z wyłączeniem klas ekspozycji XF3 –XF4 (agresywne oddziaływanie zamrażania/rozmrażania przy silnym nasyceniu wodą bez środków odladzających, bądź ze środkami odladzającymi lub wodą morską). Cement szczególnie przydatny w przypadku wykonywania obiektów narażonych na agresję siarczanową.

14

c.d tableli 3 Cement portlandzki wieloskładnikowy CEM II/B-M(V-LL) 32,5R

Cement szczególnie przydatny do stosowania w przypadku braku zagrożenia agresją środowiska lub zagrożenia korozją (XO) lub w przypadku korozji spowodowanej karbonatyzacją (od XC1 do XC3). Bardzo dobre spoiwo do prac murarskich i tynkarskich.

Cement hutniczy CEM III/A 32,5N-LH/HSR/NA, CEM III/B 32,5N- LH/HSR/NA,

Cementy przydatne we wszystkich klasach ekspozycji, z tym, że w klasie ekspozycji XF4 zaleca się stosowanie cementu hutniczego CEM III/A o mniejszej zawartości granulowanego żużla wielkopiecowego (<50%). Cementy hutnicze posiadają właściwości specjalne: niskie ciepło hydratacji, wysoka odporność na korozyjne oddziaływanie środowisk agresywnych chemicznie łącznie z agresją alkaliczną. Szczególnie przydatne są w budowie fundamentów, zapór wodnych, oczyszczalni ścieków, obiektów morskich i do prac budowlanych w górnictwie.

Literatura

[1] PN-EN 197-1:2002 Cement - Część 1: Skład, wymagania i kryteria zgodności

dotyczące cementów powszechnego użytku [2] EN 197-2:2002 Cement - Część 2: Ocena zgodności [3] PN-B-19707:2003 Cement. Cement specjalny. Skład, wymagania i kryteria zgodności [4] DIN 1164:2000 Cement specjalny - Skład, wymagania, atestacja zgodności [5] PN-EN 206-1:2003 Beton – Część1: Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność [6] PrPN-B-062265:2004 Krajowe uzupełnienia PN-EN 206-1 Beton – Część 1:

Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność [7] PN-EN 450:1998 Popiół lotny do betonu. Definicje, wymagania i kontrola jakości. [8] Cementy w ofercie handlowej Górażdże Cement S.A. Rodzaje, właściwości,

zastosowanie. Chorula, 2003.

Cements facing the requirements of concrete standard PN-EN 206-1 Summary

The paper presents the procedures of cement selection for concrete, fulfilling the requirements

of standard PN-EN 206-1. Special attention has been given to the selection of cement to exposure classes, use of mineral additives together with cement as well as to the calculation of minimum cement amount in concrete content. Furthermore, the requirements of national supplement (PN-B- 06265) for European standards have also been quoted in the article.

15

16

VI SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2004

Mariusz Saferna1

Sebastian Kaszuba2

TERMIKA BETONU W KONSTRUKCJACH MOSTOWYCH

1. Specyfikacje techniczne dla wykonywanych obiektów mostowych

Wszystkie konstrukcje mostowe realizowane na terenie Polski wykonywane są w

oparciu o tak zwane specyfikacje techniczne. W dokumentach tych wskazane są wymagania dotyczące poszczególnych składników mieszanki betonowej jej parametrów jak i stwardniałego betonu przeznaczonego na daną konstrukcję. Korelacja pomiędzy tymi wymaganiami, warunkami transportu, zabudowy oraz pielęgnacji wczesnej betonu pozostawia często wiele do życzenia. Po dogłębnej, praktycznej analizie wspomnianych specyfikacji można wnioskować, iż zbyt szczegółowa ingerencja poszczególnych jej zapisów w etapy produkcji uniemożliwia zastosowanie nowych technologii zapewniających większą trwałość konstrukcji oraz zmniejszających ryzyko powstania ewentualnych usterek. Problem ten pojawia się już przy wymaganiach dotyczących właściwości kruszyw, gdzie zawsze wskazane są piaski i grysy nie posiadające reaktywnej krzemionki. Jej brak ma zapobiec reakcji z alkaliami zawartymi w cemencie (tzw. reakcji alkalicznej). Jednocześnie jednak specyfikacje zawierają wymóg stosowania cementów niskoalkalicznych o ściśle wyspecyfikowanym składzie fazowym, którego w praktyce nie spełniają prawie wszystkie produkowane w kraju cementy.

Kolejnym brakiem spójności jest zapis o obowiązku stosowania cementów odpornych na korozję siarczanową mających wyeliminować powstawanie faz ekspansywnych, gdzie powszechnie wiadomo, że obiekty mostowe w Polsce narażone są głównie na korozję chlorkową (np. chlorek sodu) wynikającą z zimowego utrzymania dróg. 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, a wysokim ciepłem hydratacji wymienionego cementu.

Całość problemu zamykają rozbieżności w określeniu odpowiedniej konsystencji mieszanki betonowej wpływającej na pompowalność oraz prawidłowe ułożenie i 1 mgr inż., BETOTECH Sp. z o.o., mariusz.saferna@betotech.pl 2 mgr inż., BETOTECH Sp. z o.o., sebastian.kaszuba@betotech.pl

17

zagęszczenie mieszanki w szalunkach, a także brak jakichkolwiek instrukcji dotyczących pielęgnacji wilgotnościowej i termicznej konstrukcji.

W niniejszym referacie szczególny nacisk położony jest na cement, surowiec, którego dobór szczegółowo wskazywany jest w specyfikacjach technicznych.

2. Specyfikacja techniczna a dobór cementu

O trwałości i jakości obiektu inżynierskiego, jakim jest most, decyduje jego

prawidłowe zaprojektowanie i zgodny ze sztuką inżynierską przebieg całości prac budowlanych. Jednak w głównej mierze trwałość konstrukcji zależy od właściwości betonu z jakiego zostanie on wykonany. Na rodzaj i jakość zastosowanych materiałów wpływają bezpośrednio wymagania zawarte w specyfikacjach technicznych. Te zaś konstruowane są na podstawie dwóch dokumentów: • Zarządzenia Nr 1 Generalnego Dyrektora Dróg Publicznych (GDDP) z 03.01.1990 r. • Rozporządzenia Ministra transportu i Gospodarki Morskiej Nr 735 z dnia 30.05.2000

w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać drogowe obiekty inżynierskie i ich usytuowanie.

W praktyce podstawowym dokumentem jest najczęściej Zarządzenie Nr 1/90 GDDP. Akt ten liczy sobie już 14 lat. Niestety nie uwzględnia on postępu w technologii betonu jaki dokonał się na przestrzeni tego czasu. Technologia produkcji cementu, betonu, duży postęp w produkcji domieszek chemicznych oraz wiedza i doświadczenie technologów w komponowaniu parametrów warunkujących trwałość betonu jest tu prawie całkowicie niewykorzystana. Wniosek wyciągany podczas każdej realizacji obiektu mostowego jest zawsze ten sam: stan prawny dotyczący parametrów betonu i technologii wykonywania obiektów mostowych wymaga radykalnej aktualizacji. Obecny stan prawny w żadnym przypadku nie gwarantuje powstania trwałej konstrukcji, a dodatkowo naraża wykonawcę na nieuzasadnione, wyższe koszty wykonania.

Wracając jednak do doboru cementu w świetle obowiązującego rozporządzenia należy powiedzieć, iż ograniczenie udziału poszczególnych faz klinkierowych i alkaliów, czyli: • C3A poniżej 7%, • C4AF+2C3A nie więcej niż 20%, • oraz zawartości alkaliów poniżej 0,6%, wcale nie gwarantuje uzyskania trwałego betonu. Kolejnym błędem jest nakaz stosowania cementu CEM I 42,5 do betonów klas od B30 do B40, zaś do betonów klas B45 i wyższych cementu CEM I 52,5! Zawarte w normie cementowej PN-EN 197-1 graniczne parametry wytrzymałościowe, jakie spełniają cementy dostępne na rynku z powodzeniem pozwalają na zastosowanie cementu CEM I 32,5 co najmniej do klasy B35 pozwalając na znacznie obniżenie nie tylko termiki konstrukcji, ale i kosztów materiałowych. Potwierdzają to zapisy normy PN-EN 206-1, gdzie przy odpowiedniej wartości wskaźnika W/C można uzyskać z cementu portlandzkiego CEM I 32,5R betony klasy wytrzymałościowej C 35/45 (B45). Tak daleko idące wymagania, co do składu, rodzaju i klasy cementu ograniczają możliwości kształtowania cech reologicznych mieszanki betonowej oraz wpływają na wysoką termikę konstrukcji. Już na samym początku powoduje to ogromne ryzyko powstania usterek w betonie nie wspominając o kosztach związanych z pielęgnacją oraz finalnej cenie betonu. W wytycznych co prawda wyróżnia się elementy wielkogabarytowe, jednak mimo to do wszystkich elementów, bez względu na ich kubaturę wskazuje się

18

zastosowanie betonu opartego na tym samym cemencie. Wytyczne nie określają kto odpowiada za błędy spowodowane takim stanem rzeczy. Specyfikacja techniczna nie bierze też pod uwagę warunków zabudowy takich jak pora roku, nasłonecznienie oraz siła wiatru. W każdych warunkach, zarówno zimowych jak i letnich wskazuje się do stosowania ten sam rodzaj i klasę cementu.

Przy każdej konstrukcji niezbędne jest inżynierskie podejście do problemu. Powinno się uwzględniać wszystkie czynniki mające wpływ na powstanie trwałej konstrukcji, czyli: rodzaj i przeznaczenie poszczególnych elementów, prawidłowe zaprojektowanie mieszanki betonowej uwzględniające warunki panujące przy zabudowie oraz pielęgnację betonu. Wymagania dla poszczególnych składników powinny dawać znacznie większą możliwość ich dobru w taki sposób, aby pozwalały na wyprodukowanie betonu, który spełni wymagania specyfikacji. Dobór surowców powinno się pozostawić technologom betonu stawiając przed nimi tylko wymagania dla betonu w konstrukcji. Rola zarządzeń i specyfikacji winna ograniczać się do dokładnego wyspecyfikowania finalnego produktu, jego metod badania i kontroli poprawności wykonania konstrukcji. Dodatkowo powinny być one uzupełnione o wytyczne dotyczące pielęgnacji betonu, gdyż obecnie problem ten jest całkowicie pomijany, a jest to jeden z podstawowych elementów warunkujących uzyskanie zakładanych cech betonu, a decydujących o jego trwałości.

3. 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 206-1 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. 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. W praktyce przyjmuje się, iż dopuszczalna wartość gradientu temperaturowego wynosi 20 oC. Oczywiście niebagatelne znaczenie ma również odpowiednio prowadzona pielęgnacja. 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.

19

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.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 1 2 3 4 5 6 7

czas, dni

ciep

ło h

ydra

tacj

i, J/

g

CEM I 42,5R CEM I 32,5RCEM II/B-S 42,5N CEM III/A 42,5NCEM II/B-S 32,5R CEM III/A 32,5NCEM III/B 32,5N

Rys. 1. Ciepło hydratacji cementów.

4. Termika w konstrukcji mostowej - praktyka

Na przełomie lipca i sierpnia 2003 roku na jednym z obiektów realizowanych na Górnym Śląsku wykonywane były płyty wierzchnie konstrukcji mostowej. Na życzenie wykonawcy laboratorium BETOTECH przeprowadziło badania temperatur betonu wewnątrz zabudowywanej konstrukcji w dwóch wybranych płytach. Receptura mieszanki betonowej oparta była na cemencie CEM I 42,5 MSR NA częściowo spełniającego wymogi specyfikacji technicznej. Jej skład i parametry przedstawia tablica 1.

Tablica 1. Skład i parametry mieszanki betonowej. Klasa betonu B30

20

CEM I 42,5 MSR NA 355 kg Piasek, grys bazaltowy 0-16 mm Woda 168 kg Superplastyfikator 1,4 % m.c. Opóźnienie ok. 2 godz. W/C 0,48 Opad stożka 4 cm Temperatura mieszanki betonowej 24 oC

Czas transportu mieszanki betonowej trwał 35 minut, zaś temperatura otoczenia wynosiła 29 oC. Zabudowywane płyty miały objętość 350 m3 każda. Bardzo niekorzystne było położenie budowy: miejsce nieosłonięte, narażone na duże podmuchy wiatru. Mieszanka betonowa podawana była do konstrukcji pompą do betonu w ilości około 30 m3/h. Czas zabudowy jednej płyty wynosił około 11 godzin. Obydwie płyty zabudowano w analogicznych warunkach. Grubość każdej z nich wynosiła 1,4 m. Po ustaleniach z kierownictwem budowy zabudowano w płycie nr 1 sondy temperaturowe w osi pionowej na głębokościach 15 cm i 65 cm od warstwy wierzchniej. Przebieg zmian temperatury w płycie nr 1 przedstawia rys.2. Maksymalny gradient temperaturowy wystąpił po 5,5 godzinach od zabetonowania sond i wynosił 37 oC. Wtedy też pojawiły się pierwsze rysy skurczowe. Aby zmierzyć głębokość rys wykonano odwierty w miejscu ich występowania. Głębokość rys dochodziła do 6 cm. Należy wspomnieć, iż badana płyta nie była w żaden sposób pielęgnowana w celu obniżenia gradientu temperaturowego.

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

0 24 48 72 96 12

Czas [h]

Tem

pera

tura

[C]

0

h-65 cm h-15 cm

Rys. 2. Przebieg zmian temperatury w płycie nr 1.

Po przeanalizowaniu wyników przeprowadzonego badania kierownictwo budowy zdecydowało się na zabezpieczenie warstwy wierzchniej drugiej płyty. Do tego celu

21

zastosowano folię termoizolacyjną i geowłókninę. Zagęszczono też rozkład rozmieszczonych sond. Tym razem umieszczono je na dwóch osiach pionowych na głębokościach 1cm, 15cm, 65cm i 115cm od warstwy wierzchniej. Oś pierwszą osadzono w odległości 1,5m od krawędzi, zaś druga oś przebiegała przez środek płyty. Zmiany temperatury w płycie nr 2 w obydwu osiach przedstawiono na rys.3. i rys. 4.

15

25

35

45

55

65

75

0 20 40 60 80 100 120

Czas [h]

tem

pera

tura

[C]

h-115 cm h -65 cm h -15 cm h -1 cm

Rys. 3. Przebieg zmian temperatury w płycie nr 2 w pierwszej osi.

15

25

35

45

55

65

75

0 20 40 60 80 100 120

czas [h]

tem

pera

tura

[C]

h-115 cm h -65 cm h -15 cm h -1 cm

Rys. 4. Przebieg zmian temperatury w płycie nr 2 w drugiej osi.

22

W płycie nr 2 maksymalny gradient temperaturowy wystąpił po 72 godzinach twardnienia w osi DP1 i wynosił 28,2 oC. W wyniku przekroczenia dopuszczalnej, „bezpiecznej” wartości gradientu temperaturowego w tej płycie również pojawiły się pęknięcia wierzchniej warstwy. Miały one jednak znacznie mniejszą głębokość, która nie przekraczała 3cm (Rys. 5.).

Rys. 5. Głębokość wnikania rys skurczowych.

Maksymalna temperatura zarejestrowana w środku płyty (punkt na głębokości 65cm) wystąpiła po 25 godzinach po zakończeniu betonowania i wyniosła 69,1 oC. Uzyskane właściwości betonu zamieszczono w tablicy 2.

Tablica 2. Osiągnięte parametry betonu.

RŚR po 3 dniach 40,3 MPa RŚR po 7 dniach 49,9 MPa RŚR po 28 dniach 62,4 MPa Mrozoodporność F150 Wodoszczelność W8

5. Wnioski

1. Aktualnie obowiązujące specyfikacje techniczne są często zbiorem wzajemnie

wykluczających się i niespójnych wytycznych i zaleceń. 2. Oferta handlowa polskich cementowni w połączeniu z wiedzą dotyczącą

zastosowania cementów innych niż portlandzkie jest cennym i rzadko wykorzystywanym źródłem praktycznego rozwiązywania przytoczonych problemów.

3. W celu zagwarantowania trwałości realizowanych konstrukcji mostowych niezbędna jest gruntowna zmiana treści specyfikacji technicznych uwzględniająca postęp technologiczny, właściwości nowych materiałów i doświadczenie ludzi.

23

CONCRETE`S THERMIC IN BRIDGE CONSTUCTIONS Summary

The paper describes technical specifications requirements of the bridge constructions in

Poland. These documents dictate terms of selection and properties of cement, aggregates and admixtures used in concrete production. The paper includes analysis of the thermal test results from the typical bridge construction. Presented propositions of practically solutions of problem by slag cements application.

24

VI SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2004

Witold Jawański1

WPŁYW RODZAJU CEMENTU NA WŁAŚCIWOŚCI BETONU MOSTOWEGO

1. Wprowadzenie

Od kilku już lat trwa w Polsce ożywiona dyskusja nad wykorzystaniem dla potrzeb budownictwa drogowego i mostowego możliwości, które daje szeroka oferta cementów mieszanych, przede wszystkim zawierających mielony żużel wielkopiecowy. Wiodący producenci cementu oferują nawet do 5 rodzajów cementów żużlowych, z których większość posiada aprobaty techniczne IBDiM.

Nie ma obecnie powodów merytorycznych, aby zastosować nowe cementy na szerszą skalę również w budownictwie mostowym. Istnieją jednak zasadnicze przeszkody natury formalnej. Zgodnie z obowiązującym Zarządzeniem GDDKiA do produkcji betonów mostowych w Polsce należy stosować wyłącznie cementy rodzaju CEM I, do betonów klas od B30 wzwyż musi to być cement klasy co najmniej 42,5 na parametry którego nałożono wymagania spełnianie obecnie tylko przez jeden gatunek cementu. Często prowadzi to do paradoksalnych sytuacji, gdy wykonawca zmuszony jest np. do betonowania masywnych elementów w okresie letnim cementem CEM I 42,5. Poprawna technologicznie propozycja zmiany rodzaju cementu na CEM III/A jest bardzo trudna do zaakceptowania i musi być podparta specjalnym zatwierdzeniem IBDiM, a w wielu przypadkach dodatkowymi badaniami i opiniami ekspertów. Kwestia ta była tematem gorących dyskusji również na forum publicznym (m.in. na konferencji „Dni Betonu 2002”) i niewątpliwie konieczna jest szybka weryfikacja obowiązujących w tym zakresie uregulowań prawnych.

Zasadniczym celem prostych badań porównawczych przedstawionych w tym referacie było pokazanie wpływu rodzaju cementu na zmiany właściwości mieszanki betonowej i betonu mostowego na przykładzie jednej wybranej receptury.

1 mgr inż., SIKA Poland

25

2. Założenia i dane wyjściowe Do badań wybrano jedną typową recepturę wyjściową betonu mostowego klasy C40/50 wg PN-EN 206-1 (B45 wg PN/B-06250). W recepturze zachowano następujące parametry stałe: • Ilość cementu : 390 kg/m3; • Stosunek W/C : 0,43; • Rodzaj superplastyfikatora; • Konsystencja docelowa uzyskiwana domieszką : opad stożka 22 cm (granica klas

konsystencji S4 i S5 wg PN-EN 206-1), z tolerancją błędu pomiarowego do 1,5 cm (maksymalna średnica ziarna kruszywa);

• Kruszywa i ich proporcje objętościowe wg krzywej uziarnienia jak niżej :

KRZYWA UZIARNIENIA

0,010,020,030,040,050,060,070,080,090,0

100,0

0,063

0,125 0,2

5 0,5 1 2 4 8 16 32

RzędnaGKDGKG

Rys.1. Krzywa uziarnienia badanego betonu

Parametrami zmiennymi były :

• Rodzaje cementu - zastosowano 3 cementy klasy 42,5 o różnej zawartości żużla: CEM I 42,5 R, CEM II/B-S 42,5 N oraz CEM III/A 42,5 N;

• Zawartości masowe kruszyw (drobne różnice wynikające z różnic gęstości cementów);

• Konsystencje wyjściowe przed dodaniem domieszki; • Ilość domieszki; Pełne receptury teoretyczne na 1 m3 zestawiono w poniższej tabeli :

26

Tab.1. Receptury teoretyczne badanych mieszanek betonowych. SKŁADNIK [kg/m3] REC 1 REC 2 REC 3

CEM I 42,5 R Górażdże 390 CEM II/B-S 42,5 N Górażdże 390 CEM III/A 42,5 N Górażdże 390 Woda 168 168 168 Piasek 0/2 Kotlarnia 695 694 693 Grys bazaltowy 2/8 Gracze 624 623 622 Grys bazaltowy 8/16 Gracze 721 719 717 Superplastyfikator Sika ViscoCrete 5-600 1,55 1,45 1,75

Jako domieszkę upłynniającą wybrano superplastyfikator polimerowy Sika ViscoCrete 5-600 o stężeniu 33%, charakteryzujący się silnym upłynnieniem przy dawkach 0,3-0,5% masy cementu, długim utrzymywaniem konsystencji oraz stabilnym działaniem na cementach z grupy Górażdże.

Badaniami mieszanki betonowej objęto konsystencję przed dodaniem domieszki, doświadczalne określenie dawki domieszki dla uzyskania zakładanej konsystencji początkowej, gęstość i napowietrzenie oraz profil konsystencji i obserwację urabialności w czasie 75 minut.

Badaniami betonu objęto profil rozwoju wytrzymałości, nasiąkliwość, wodoszczelność i mrozoodporność.

3. Wyniki badań mieszanki betonowej Wyniki badań mieszanek zestawiono w poniższych tabelach i na wykresach :

Tab. 2. Ustalone doświadczalnie dozowania domieszki dla uzyskania założonej

konsystencji początkowej. Dozowanie Sika ViscoCrete 5-600

kg/m3 % m.c. CEM I 42,5 R 1,55 0,40

CEM II/B-S 42,5 N 1,45 0,37 CEM III/A 42,5 N 1,75 0,45

Tab.3. Wyniki badań konsystencji na 3 cementach.

Profile konsystencji na 3 cementach; opad stożka Abramsa w cm Czas; min bez dom. z dom. 15 30 45 60 75

CEM I 42,5 R 2,0 21,5 21,0 19,5 19,5 18,5 18,5 CEM II/B-S 42,5 N 3,0 23,5 23,0 22,5 21,5 21,0 20,5 CEM III/A 42,5 N 1,5 22,0 21,5 20,5 19,0 19,0 16,0

27

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

bezdom.

z dom. 15 30 45 60 75

CZAS; min

OPA

D S

TOZK

A; c

m

CEM I 42,5 R CEM II/B-S 42,5 N CEM III/A 42,5 N

Rys.2. Wykres : profile konsystencji na 3 cementach.

Najmniejsze zapotrzebowanie na wodę i domieszkę stwierdzono w przypadku cementu żużlowego CEM II/B-S 42,5 N, a największe w przypadku cementu hutniczego CEM III/A 42,5 N. Na cemencie żużlowym stwierdzono również długie najlepsze utrzymywanie konsystencji. Ponieważ wyniki zestawione w tabeli i na wykresie nie są w stanie oddać bezpośredniej obserwacji urabialności mieszanki, wykonano również dokumentację fotograficzną. Dla każdego cementu na rys. 3, 4, 5 pokazano 7 fotografii ilustrujących profil konsystencji jak na wykresie na rys. 7 (tzn. kolejno: przed dodaniem domieszki, po dodaniu domieszki oraz po 15, 30, 45, 60 i 75 minutach).

28

Rys. 3. Urabialność i wygląd mieszanki betonowej na cemencie CEM I 42,5 R.

29

Rys. 4. Urabialność i wygląd mieszanki betonowej na cemencie CEM II/B-S 42,5 N.

30

Rys. 5. Urabialność i wygląd mieszanki betonowej na cemencie CEM III/A 42,5 N.

Dopiero na powyższych fotografiach można zaobserwować wpływ rodzaju cementu na zachowanie się mieszanek o niemal identycznych wynikach normowego pomiaru konsystencji, ale różniących się zasadniczo urabialnością. Mieszanka na nie zawierającym żużla cemencie CEM I charakteryzowała się systematycznym gęstnieniem i dobrą, przeciętną urabialnością. Zmiana cementu na zawierający ok. 30% żużla CEM II/B-S spowodowała zauważalną poprawę urabialności i jednorodności z wyraźną tendencją do „płynięcia” mieszanki charakterystyczną dla mieszanek betonowych określanych jako ASCC (ang. Almost Self Compacting Concrete – beton prawie samozagęszczalny). Z kolei zawartość ok 50% żużla w cemencie CEM III/A spowodowała wyraźne pogorszenie urabialności – mieszanka była mniej stabilna, trudno pompowalna, a po 75 minutach zaczęła gęstnieć w taki sposób, że stożek miał tendencję bardziej do rozsypywania się, niż do osiadania.

Należy w tym miejscu podkreślić, że takie różnice obserwuje się dla cementów klasy 42,5, chętniej stosowanej w budownictwie mostowym. Dla klasy wytrzymałości 32,5 jest inaczej – im więcej żużla, tym lepsza urabialność i utrzymywanie konsystencji. W naszym przypadku, dla klasy 42,5 optymalnie zachował się cement rodzaju CEM II/B-S. Gorszą urabialność dla cementu rodzaju CEM III/A można tutaj poprawić np. przez korektę W/C i punktu piaskowego w recepturze wykorzystując znaczne (sięgające 10 MPa) nadwyżki wytrzymałości 28-dniowych, które potwierdziły się podczas badań betonu stwardniałego.

31

4. Wyniki badań betonu stwardniałego

Wytrzymałość na ściskanie badano po 1, 2, 7, 28 i 56 dniach. Po osiągnięciu wytrzymałości 28-dniowych wykonano badania nasiąkliwości, wodoszczelności i mrozoodporności. Wyniki zestawiono w tablicy 4 i na rys. 6:

Tab.4. Rozwój wytrzymałości na ściskanie. Rozwój wytrzymałości na ściskanie; MPa

Czas; dni 1 2 7 28 56 CEM I 42,5 R 16,1 31,5 60,0 62,8 64,0

CEM II/B-S 42,5 N 14,6 28,8 44,7 64,0 66,0 CEM III/A 42,5 N 7,1 16,2 39,6 72,0 76,1

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

60,0

70,0

80,0

1 2 7 28

DNI

WYT

RZY

MA

LOSC

NA

SC

ISK

AN

IE; M

Pa

56

CEM I 42,5 R CEM II/B-S 42,5 N CEM III/A 42,5 N

Rys. 6. Rozwój wytrzymałości na ściskanie na 3 cementach.

Badania wytrzymałości wykazały istotne różnice między cementami. Wysokie wytrzymałości wczesne na cementach CEM I i CEM II/B-S pozwalają na ich wykorzystanie w warunkach niskich temperatur oraz na prefabrykacji. Zauważalna jest różnica przyrostu wytrzymałości między 2 a 7 dniem na korzyść cementu CEM I, z tego cementu należałoby np. skorzystać w przypadku sprężania elementów po okresie 2-4 dni. Obydwa te cementy wykazały przyrost wytrzymałości między 28 a 56 dniem rzędu zaledwie 1-2 MPa. Cement hutniczy CEM III/A dał z kolei o połowę niższe wytrzymałości po 1 i 2 dniach, co kwalifikuje go przede wszystkim do betonowań elementów monolitycznych oraz w warunkach wysokich temperatur. Z kolei po 28 i 56 dniach cement

32

ten zapewnił nadwyżki wytrzymałości rzędu aż 10 MPa, co może np. oznaczać możliwość bardziej liberalnego podejścia do receptur mieszanek betonowych.

Tab.5. Zestawienie wyników badań nasiąkliwości, wodoszczelności dla stopnia W 8 i mrozoodporności dla stopnia F 150.

Nasiąkliwość; % W 8; cm F 150 - dM; % F 150 - dR; % CEM I 42,5 R 3,8 3,7 0,1 11,3

CEM II/B-S 42,5 N 3,5 1,9 0,0 7,6 CEM III/A 42,5 N 3,3 2,1 0,2 20,2

3,83,5

3,33,7

1,92,1

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

CEM I 42,5 R CEM II/B-S 42,5N

CEM III/A 42,5 NNA

SIA

KLI

WO

SC; %

PE

NET

RA

CJA

WO

DY;

cm

Nasiąkliwość; % W 8; cm

Rys.7. Wykresy wyników badań nasiąkliwości i wodoszczelności dla klasy W 8.

Wyniki badań nasiąkliwości i wodoszczelności pozwalają na stwierdzenie, że zwiększanie udziału żużla w cemencie powoduje niewielką, ale zauważalną redukcję nasiąkliwości. Przy badaniu wodoszczelności dla stopnia W 8 zarówno cement żużlowy jak i hutniczy wpłynęły na zdecydowaną poprawę: w obydwu przypadkach głębokość penetracji wody spadła o ponad 40% w stosunku do próbek betonu na cemencie CEM I.

33

11,3

7,6

20,2

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

CEM I 42,5 R CEM II/B-S 42,5 N CEM III/A 42,5 N

SPA

DEK

WYT

RZY

MA

LOSC

I; %

F 150 - dR; %

Rys.8. Wykres spadków wytrzymałości po 150 cyklach w zależności od rodzaju cementu. Badania mrozoodporności dla stopnia F 150 praktycznie nie wykazały ubytków masy na żadnej z badanych próbek. Istotne różnice pojawiły się natomiast przy badaniu spadków wytrzymałości. Ponownie zdecydowanie najlepiej wypadł cement CEM II/B-S - dodatek 30% żużla spowodował obniżenie spadku wytrzymałości aż o 1/3 w porównaniu z cementem CEM I. Na pozór fatalnie wypadł natomiast cement CEM III, gdzie próbki nie zmieściły się w wymogach dla klasy F 150 (przekroczenie dopuszczalnego 20-procentowego spadku wytrzymałości o 0,2%). Należy jednak przypomnieć sobie, jak wygląda harmonogram badania mrozoodporności (próbki badane poddawane są 150 cyklom w czasie których reakcje chemiczne w cemencie praktycznie ustają, podczas gdy próbki-świadki pozostają w temperaturze laboratoryjnej dzięki czemu oczywiście ich wytrzymałość podczas badania może rosnąć !) i spojrzeć na wykres na rys.6. Widać na nim wyraźnie, że w okresie badania (po 28 dniach) wytrzymałość próbek-świadków na cementach CEM I i CEM II/B-S podniesie się nieznacznie, zdecydowanie wzrośnie natomiast wytrzymałość próbek-świadków na cemencie CEM III/A. Oznacza to, że stosując standardową procedurę badania w przypadku betonów wykonanych z cementu CEM III/A oznaczymy bardziej przyrost wytrzymałości próbek-świadków niż spadek wytrzymałości próbek badanych! Aby wyeliminować ten wpływ należałoby albo wykonywać badanie po okresie 90 dni, jak dla betonów hydrotechnicznych, albo jako wytrzymałość porównawczą przyjmować wytrzymałość próbek-świadków zbadaną na początku cyklów zamrażania-rozmrażania (w tym drugim przypadku uzyskalibyśmy dla cementu CEM III/A spadek wytrzymałości o około 14,5%, a więc mieszczący się już w wymaganiach dla stopnia F 150, ale nadal byłby to wynik najgorszy w porównaniu z cementami CEM I 42,5 R oraz CEM II/B-S 42,5 N).

5. Podsumowanie

Badania typowej mieszanki betonowej o przeznaczeniu mostowym klasy C 40/50 wykazały, że wymagane w budownictwie mostowym parametry materiałowe mogą być

34

osiągnięte przy stosowaniu cementów klasy wytrzymałościowej 42,5 o różnym udziale dodatku hydraulicznego w postaci mielonego żużla wielkopiecowego. Zarówno pod względem urabialności jak rozwoju wytrzymałości, wodoszczelności, nasiąkliwości i mrozoodporności najlepszym i najbardziej uniwersalnym cementem okazał się CEM II/B-S 42,5 N. Tradycyjnie stosowany CEM I 42,5 R jest cementem korzystniejszym jedynie w sytuacji, gdy istotnym parametrem jest wysoka wczesna wytrzymałość. Trudnym technologicznie cementem jest CEM III/A 42,5 N, gdzie wysoki, 50% udział żużla wpływa na pogorszenie niektórych parametrów, natomiast jego wielką zaletą może być przydatność do betonowań monolitycznych, prac w warunkach letnich oraz znaczna nadwyżka wytrzymałości końcowych. Długie narastanie wytrzymałości, wyraźnie widoczne jeszcze w okresie 28-90 dni musi być brane pod uwagę przy badaniach mrozoodporności, w przeciwnym wypadku może dojść do fałszywego zawyżenia spadku wytrzymałości. Należy nadmienić, że uzyskano wszystkie parametry wymagane dla betonów mostowych na mieszankach o wysokiej urabialności (opady stożka rzędu 18-23 cm, czyli klasy konsystencji S4 i S5 wg PN-EN 206-1, podczas gdy jeszcze do niedawna wg PN-88/B-06250 normowa konsystencja kończyła się na opadzie stożka 15 cm). Nie bez znaczenia było tutaj zastosowanie odpowiedniej domieszki oraz wysokiej jakości cementów o stabilnych parametrach.

INFLUENCE OF CEMENT TYPE ON PROPERTIES OF CONCRETE FOR BRIDGE STRUCTURES

Summary

The existing regulations for concrete composition used for new bridge structures in Poland

limit cement choice possibilities very strong to CEM I type. The paper describes the influence of high-quality slag used in CEM II/B-S 42,5N and CEM III/A 42,5N in comparison with the standard CEM I 42,5 R. All cements were tested using a standard C 40/45 bridge mix design targeted additionally for consistency class S4/S5. Fresh mix and hardened concrete observations and tests show that all the cement types tested can be used for different bridge elements without negative influence onto final parameters. The best parameters were reached using the “multi-purpose” CEM II/B-S 42,5 N showing that old regulations limiting bridge cements to CEM I type only should be “refreshed” as soon as possible. For new cements like CEM III/A 42,5 N with a long final strength development some testing procedures (up till now successfully used for CEM I) must be corrected to avoid simple mistakes on parameter interpretation.

35

36

VI SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2004

Wiesława Nocuń-Wczelik1

PYŁ KRZEMIONKOWY – PODSTAWY STOSOWANIA W TECHNOLOGII BETONU

1. Wprowadzenie

Krzemionka odpadowa o dużym stopniu rozdrobnienia została zastosowana po raz pierwszy we wczesnych latach pięćdziesiątych w Norwegii [19]. W latach osiemdziesiątych i dziewięćdziesiątych nastąpił szybki rozwój zastosowań pyłów krzemionkowych (PK) oraz badań im poświęconych, wraz z rozpowszechnieniem wykorzystania tego rodzaju dodatków na całym świecie [1, 11]. Najważniejsze obecnie obszary zastosowań pyłów krzemionkowych to technologie betonów wysokowartościowych; opracowano również wiele materiałów specjalnych, o ekstremalnych wartościach pewnych parametrów użytkowych. Są to między innymi betony wyprodukowane z dodatkiem proszków wysoko aktywnych, czy mikrobetony zbrojone włóknami. Materiały te muszą zawierać składnik bardzo drobno zdyspergowany, a taką właściwość wykazuje mikrokrzemionka.

W Polsce badania dotyczące wpływu dodatku pyłu krzemionkowego na proces hydratacji podjęto na przełomie lat siedemdziesiątych i osiemdziesiątych [12, 14]. Prace nad wykorzystaniem tego materiału w technologii betonu rozpoczęto w tym samym czasie i rozwijano intensywnie [7, 21], aczkolwiek pył krzemionkowy z huty Łaziska uzyskał aprobatę techniczną Instytutu Techniki Budowlanej dopiero w 1998 r.

Korzystne działanie pyłów krzemionkowych i innych drobno zdyspergowanych materiałów krzemionkowych należy przypisać działaniu wielu czynników wzajemnie powiązanych, często o działaniu silnie synergicznym. Spośród dodatków do cementu wykazujących tzw. własności pucolanowe, pyły krzemionkowe odznaczają się największą aktywnością. Krzemionka o dużym stopniu rozdrobnienia i amorficznym charakterze – a taka jest natura dodatku będącego przedmiotem niniejszego opracowania – bardzo szybko reaguje z wodorotlenkiem wapniowym, uwalnianym w procesie hydratacji krzemianów zawartych w cemencie portlandzkim, tworząc jednorodny, trwały produkt pełniący funkcję spoiwa w betonie – zwartą i nieprzepuszczalną tzw. fazę C-S-H. W prezentowanym opracowaniu przedstawione zostaną fizykochemiczne aspekty oddziaływania drobno zdyspergowanych materiałów krzemionkowych na hydratyzujący zaczyn cementowy

1 Dr hab. inż., prof. Akademii Górniczo-Hutniczej, 30-059 Kraków, al. Mickiewicza 30, e-mail: wiesia@uci.agh.edu.pl

37

i beton, jak również wynikające z nich specyficzne właściwości matrycy spoiwowej z pyłem krzemionkowym.

Pyły krzemionkowe są obecnie materiałem tak cennym, że stosuje się je prawie wyłącznie w technologii betonów wysokowartościowych. Termin ten pojawił się kilkanaście lat temu w literaturze anglosaskiej i oznacza betony o wysokiej wytrzymałości, wysokiej trwałości i generalnie bardzo dobrej jakości. Oczywiście betony takie były produkowane i stosowane w pewnych konstrukcjach znacznie wcześniej zanim powstała kategoria „beton wysokowartościowy”. Produkcja betonów wysokowartościowych stała się możliwa dzięki rozwojowi „chemii budowlanej”, to znaczy dzięki dodatkom i domieszkom najnowszych generacji, które pozwalają kontrolować urabialność przy zredukowanej zawartości wody, kształtując w ten sposób strukturę i właściwości stwardniałego materiału [1, 5, 9]. Chociaż technologie betonów wysokowartościowych wykorzystują różne dodatki mineralne, to produkcja betonów wysokowartościowych najwyższych klas nie może obejść się bez mikrokrzemionki [1].

Inną, stosunkowo młodą, potencjalną dziedziną zastosowań mikrokrzemionki jest technologia betonów samozagęszczalnych, rozwijająca się dynamicznie od końca lat osiemdziesiątych. Pył krzemionkowy jest jednym spośród drobno zdyspergowanych składników mineralnych, które stosuje się w tej technologii. Mikrokrzemionka jest też istotnym składnikiem produkowanych na mniejszą skalę niekonwencjonalnych betonów konstrukcyjnych o specjalnych właściwościach mechanicznych, których znanym przykładem jest bezpodporowy, giętki most dla pieszych w Sherbrooke w Kanadzie, wykonany z elementów prefabrykowanych z betonu z proszkiem reaktywnym [1].

2. Pył krzemionkowy – produkt uboczny w technologii krzemu i krzemostopów

Pyły krzemionkowe powstają w procesie wytwarzania krzemu metalicznego, żelazokrzemu i innych stopów krzemu w elektrycznych piecach łukowych różnej konstrukcji. Reakcje w zestawie surowcowym w metalurgii krzemu zachodzą w bardzo wysokich temperaturach (2500 – 2800oC), w pobliżu powierzchni elektrod grafitowych zanurzonych głęboko we wsadzie piecowym. Cząstki pyłu krzemionkowego powstają w wyniku utleniania i kondensacji gazowego podtlenku krzemu SiO, którego część wydostaje się z gorącej strefy pieca łukowego. W warunkach redukcyjnych większość SiO, będącego produktem redukcji SiO2 węglem przechodzi w węglik krzemu. Węglik krzemu wchodzi następnie w reakcję z wyjściową krzemionką (kwarcem) z utworzeniem SiO, CO i Si odprowadzanego w postaci ciekłej. SiO2 jest uławiany jako pył z gazów odlotowych. Zazwyczaj na 1 tonę stopu krzemowego odprowadza się około 300 kg pyłu [1, 11].

3. Właściwości fizykochemiczne pyłu krzemionkowego i kryteria stosowania w technologii betonu

Pyły krzemionkowe są w większości materiałami amorficznymi. Metodą

dyfraktometrii rentgenowskiej stwierdza się w nich jedynie poszerzony pik krystobalitu oraz piki pochodzące od materiałów wyjściowych (kwarc) czy stopów, których najdrobniejsze frakcje wychwycone zostały w procesie odpylania.

Średni ciężar właściwy pyłów krzemionkowych oceniany jest na 2,20 g/cm3, jednakże w przypadku zanieczyszczenia żelazostopami może osiągać nawet 2,55 g/cm3.

38

Powierzchnie właściwe pyłów krzemionkowych są o rząd wielkości większe od powierzchni właściwych cementów mierzonych metodą sorpcji azotu (BET) i mieszczą się w granicach od 13000 do 20000 m2/kg, a średnie wielkości cząstek kształtują się na poziomie 0,2 µm.

Pyły krzemionkowe różnią się składem chemicznym i właściwościami fizycznymi, w zależności od rodzaju i ilości surowców wyjściowych oraz rodzaju instalacji, w której powstały jako produkt uboczny. Generalnie stwierdza się, że pył zawiera tym więcej krzemionki, im więcej Si zawiera stop produkowany w danym piecu. Zawartość krzemionki w pyłach generowanych w piecach do produkcji krzemu metalicznego jest największa i sięga 98%; pyły z produkcji żelazokrzemu zawierają na ogół mniej niż 90% SiO2, różny też jest w nich poziom pozostałych składników.

Mikrokrzemionka stosowana w charakterze dodatku do betonu w Polsce musi spełniać wymagania normy europejskiej pr EN 13263-1 (projekt w końcowej fazie zatwierdzania). Materiał ten jest traktowany jako dodatek pucolanowy i zaliczany do jednej z dwóch kategorii dodatków (dodatki mineralne w postaci rozdrobnionej o działaniu pucolanowym i słabym działaniu hydraulicznym - typu II). W tej grupie dodatków mikrokrzemionka występuje wespół z popiołem lotnym. Dodatek ten może być stosowany na etapie produkcji betonu lub przy wytwarzaniu prefabrykatów betonowych, w celu polepszenia jakości betonu lub uzyskania materiału o właściwościach specjalnych [6].

Zasady stosowania mikrokrzemionki jako składnika betonu podane są w nowej normie betonowej, w której dopuszczalne ilości dodatków mineralnych szacuje się w oparciu o współczynnik „k”, zależny od klasy cementu i klasy ekspozycji betonu. Dla mikrokrzemionki współczynnik ten przyjmuje wartości 1,0 lub 2,0. W obliczeniach na etapie projektowania betonu, za pomocą tego współczynnika wprowadza się do obliczeń dodatek potraktowany jako składnik spoiwa i w ten sposób współczynnik wodno spoiwowy wyraża się w postaci W/(C + kxPK) [6]. Maksymalna ilość pyłu jako składnika spoiwa, ustalona w oparciu o podane w normie kryteria powinna spełniać następujący warunek:

PK/C (wag.) ≤ 0,11 Jeżeli dodatek pyłu jest większy nie dolicza się go do składu spoiwa; z kolei ilość

spoiwa w betonie nie może być mniejsza niż minimalna ilość cementu wymagana dla danej klasy ekspozycji. Tak więc minimalna ilość cementu w betonie z dodatkiem mineralnym jako składnikiem spoiwa przy założonej klasie ekspozycji może wynosić 0,89 ilości cementu w analogicznym betonie bez dodatku.

Skład chemiczny pyłu krzemionkowego jako dodatku do betonu powinien spełniać następujące wymagania: Strata prażenia ≤ 4,0%; SiO2 ≥ 85%; Cl- ≤ 0,30%; SO3 ≤ 2,0%; CaOw ≤1,0%; Siw ≤ 0,4%

Informacja dotycząca zawartości alkaliów musi być dostarczona na życzenie użytkownika. Zgodnie z normą pr EN 13263-1 minimalna powierzchnia właściwa pyłu krzemionkowego jako dodatku do betonów powinna wynosić co najmniej 15000 m2/kg, zawartość suchej masy w zawiesinie nie może różnić się o więcej niż 2% od wielkości zadeklarowanej, natomiast wskaźnik aktywności pucolanowej, określany względem cementu CEM I 42,5 powinien wynosić, po 28 dniach dojrzewania i przy zastąpieniu 10% cementu pyłem krzemionkowym co najmniej 100.

39

4. Mechanizm działania pyłu krzemionkowego i krzemionki syntetycznej w procesie wiązania i twardnienia zaczynu cementowego i betonu

Krzemionkowe dodatki do betonu wykazują, w porównaniu z innymi dodatkami,

specyficzne własności, co stanowi o ich wyjątkowej przydatności do produkcji specjalnych betonów i zapraw, charakteryzujących się wysoką wytrzymałością, trwałością, odpornością na działanie czynników agresywnych i generalnie o bardzo dobrych parametrach użytkowych [19].

Bez względu na różnice składu chemicznego, wahania zawartości węgla czy zabarwienie, pyły krzemionkowe wykazują pewne istotne cechy wspólne, przesądzające o wyjątkowej efektywności ich zastosowania jako dodatku do cementu i betonu: • pył krzemionkowy jest materiałem amorficznym, • cząstki pyłu mają kształt kulisty a ich średnica – od 0,1 do 0,2 µm jest 100 razy

mniejsza od średnicy przeciętnych ziaren cementu, • amorficzne, bardzo drobne cząstki pyłu krzemionkowego zawierają od 85 do 98%

aktywnego SiO2. 4.1. Dodatki krzemionkowe o dużym stopniu rozdrobnienia jako wypełniacz

w zaczynie i betonie

Bardzo drobne cząstki krzemionki wypełniają przestrzenie pomiędzy ziarnami cementu w zaczynie/betonie i w ten sposób następuje zagęszczenie mieszanki. Bardzo duża powierzchnia rozwinięta dodatków krzemionkowych takich jak pyły i krzemionka koloidalna jest jednakże przyczyną, że dodatki te adsorbują wodę i zaczyny (mieszanki betonowe) z ich udziałem wykazują na ogół większą wodożądność i szybko tężeją, stąd nie można ich stosować bez dodatków upłynniających. Tak więc wpływ dodatku pyłu na takie cechy jak wodożądność czy urabialność jest funkcją wielu czynników, spośród których należy wymienić przede wszystkim stosunek W/(C+PK), zawartość pyłu, zawartość cementu, obecność upłynniaczy czy superplastyfikatorów.

4.2. Kinetyka i mechanizm reakcji pucolanowej w obecności pyłu

krzemionkowego lub koloidalnej krzemionki

Bardzo duże rozdrobnienie cząstek pyłu krzemionkowego, z czym wiąże się duża energia powierzchniowa, jest przyczyną bardzo szybkiego rozpuszczania się powierzchniowych warstw tych cząstek w nasyconym roztworze wodorotlenku wapniowego, za jaki można uznać fazę ciekłą obecną w hydratyzującym zaczynie. Kolejnym etapem reakcji pyłu w zaczynie jest wytrącanie się bogatego w SiO2 hydratu, co zachodzi w ciągu kilku do kilkunastu godzin od zainicjowania reakcji. Hydrat ten wykazuje C/S na poziomie około 0,8 i względną stabilność w stosunku do nadmiaru krzemionki w małym stopniu nasączonej CaO. Taki przebieg wiązania jonów wapniowych w fazę C-S-H przy dużym dodatku pyłu zaobserwowało wielu autorów, śledząc m.in. zmiany składu fazy ciekłej – cieczy obecnej w porach.

Mechanizm reakcji można dyskutować przedstawiając pyły krzemionkowe jako dodatki mineralne o bardzo dobrych właściwościach pucolanowych, to znaczy materiały pochłaniające z dużą szybkością jony alkaliów i jony wapniowe uwalniane w procesie hydratacji faz klinkierowych cementu, z utworzeniem produktu hydratacji – fazy C-S-H

40

[12, 8]. Jest ona bardzo podobna do C-S-H stanowiącego główny produkt hydratacji cementu portlandzkiego, odpowiedzialny za własności spajające i narastanie wytrzymałości. W następstwie tego zaczyny (mieszanki betonowe) sporządzone z cementu i pyłu krzemionkowego zawierają generalnie mniej wodorotlenku wapniowego w porównaniu z materiałem kontrolnym. Dokładne badania hydratyzujących zaczynów wykazały, że krystalizacja wodorotlenku wapniowego, który jest stosunkowo mało trwałym produktem hydratacji, ulegającym w pierwszej kolejności działaniu wielu środowisk agresywnych, przebiega inaczej w obecności drobnych cząstek pyłu o dużej aktywności pucolanowej i można tu zaobserwować następujące zjawiska: • zamiast dużych, heksagonalnych kryształów wodorotlenku wapniowego (minerał

portlandyt) w zaczynie z niewielkim dodatkiem pyłu tworzą się bardzo drobne, rozproszone kryształki wodorotlenku, lub formy bezpostaciowe, nie wykrywalne metodą mikroskopową, otoczone fazą C-S-H,

• w początkowych stadiach hydratacji można termograwimetrycznie stwierdzić wzrost zawartości wodorotlenku wapnia, co przypisuje się nukleacyjnemu działaniu cząstek krzemionki; po kilku dniach jednakże zawartość wodorotlenku maleje wskutek reakcji pucolanowej tym bardziej, im więcej dodatku zawiera zaczyn [2, 14 – 16].

W literaturze można znaleźć pogląd, że reakcja pucolanowa nie rozpoczyna się w momencie zarobienia spoiwa wodą [20]. Przyjmuje się, że po 1 – 3 dniach wodorotlenek wapniowy zaczyna wchodzić w reakcję z pyłem krzemionkowym. Nie jest to tak do końca prawdą, ponieważ zachowanie zaczynu z pyłem krzemionkowym, czy też układu modelowego, jakim jest alit z mikrokrzemionką jest specyficzne od pierwszych chwil po zarobieniu spoiwa zwierającego ten dodatek wodą, czego dowodem jest chociażby tężenie zaczynu. Poza tym produkt reakcji pomiędzy pyłem krzemionkowym i jonami Ca w stadium początkowym trudno poddaje się ocenie składu i właściwości, nawet bardzo wyrafinowanymi technikami badawczymi. Można przyjąć taki opis mechanizmu reakcji w stadium początkowym, że wczesna „faza” C-S-H jest materiałem pyłu nasączonym jonami wapniowymi i stanowiącym prekursor fazy C-S-H o małej zawartości CaO [14]. Fazie C-S-H towarzyszy początkowo (1 –3 dni) więcej wodorotlenku wapnia, w porównaniu z układem kontrolnym, obecnego w postaci rozproszonej (wytrąconego na ziarenkach pyłu jako na zarodkach). Wodorotlenek wapnia ulega jednakże rozpuszczeniu i pochłonięciu przez fazę C-S-H powstałą na bazie pyłu krzemionkowego w dalszych stadiach hydratacji [14 - 16]. Dane literaturowe wskazują, że przy dodatku pyłu powyżej 30% wodorotlenek wapniowy może zostać całkowicie wyeliminowany z zaczynu [2]. Przedstawione tutaj stwierdzenia można zweryfikować w oparciu o badania hydratyzujących zaczynów metodą DTA-TG (tablica 1).

Aktywny udział pyłu krzemionkowego w procesie hydratacji – pochłanianie jonów wapniowych, efekt nukleacyjny – sprawiają, że hydratacja faz cementowych w obecności pyłu ulega przyśpieszeniu. Do takiego wniosku prowadzi dokładne prześledzenie zawartości alitu czy glinianu trójwapniowego.

41

Tablica 1. Zmiany zawartości Ca(OH)2 w zaczynach cementowych z mikokrzemionką [17]. Zawartość Ca(OH)2 po czasie hydratacji [% wag.] Oznaczenie próbki 1 dzień 3 dni 7 dni 28 dni

Bez dodatku 8,0 11,8 7,5 8,7 5% PK 8,7 12,5 7,5 6,2

10% PK 9,3 10,0 5,6 5,0 30% PK 8,7 6,2 1,9 0,5

Dyskutując wpływ pyłu krzemionkowego na kinetykę i mechanizm hydratacji

cementu należy mieć na uwadze, że pyły krzemionkowe z różnych źródeł różnią się aktywnością pucolanową, a cementy – właściwościami chemicznymi i fizycznymi, spośród których wymienić należy zawartość faz krzemianowych, alkaliów, glinianu trójwapniowego i uziarnienie.

Tak zwana faza C-S-H powstająca jako produkt reakcji pomiędzy pyłem krzemionkowym i składnikami cementu portlandzkiego była przedmiotem licznych studiów, wyniki których podsumować można w następujący sposób: - skład chemiczny określany jako stosunek C/S w fazie C-S-H utworzonej w zaczynie zawierającym pył krzemionkowy jest mniejszy w porównaniu z zaczynem bez dodatku i wynosi przeciętnie 1,2 (w stwardniałym zaczynie sporządzonym z cementu portlandzkiego przeciętnie 1,5 – 1,7). Przy znacznym udziale pyłu krzemionkowego stwierdza się produkt ubogi w CaO, z C/S poniżej 1 (tablica 2) [14, 19].

Tablica 2. C/S w fazie C-S-H w hydratyzujących zaczynach alitowych z mikrokrzemionką

[14]. Badania metodą BEI* Badania metodą ESCA**

C/S w zaczynie o W/Ss*** = 1 C/S w zawiesinie o W/Ss=10 po24h hydratacji Skład 4h hydratacji 7 dni hydratacji C3S bezwodny 4,73

C3S śr. 2,32 śr. 1,45 C3S hydratyzowany 1,25 C3S, 10%PK

śr. 0,94 (0,92 ÷ 1,50)

śr. 1,50 (1,23 ÷ 1,52)

C3S, 50%PK

śr. 1,21 (0,96 ÷ 1,48)

śr. 1,04 (0,80 ÷ 1,07)

C3S + 10% PK Dane oznaczone jako A ÷ E: C/S w kolejnych warstwach odsłanianych drogą ścieniania jonowego

0 A B C D E

0,69 0,60 0,59 0,60 0,57 0,76

*- analiza widma elektronów wstecznie rozproszonych w mikroskopie elektronowym; próbki w postaci zgładów impregnowanych żywicą **- analiza fotoelektronów podająca skład warstw powierzchniowych o nanometrycznej grubości na wyselekcjonowanych ziarnach alitu ***- spoiwo Pozytywnym następstwem „deficytu” CaO w C-S-H jest zwiększenie zdolności do wbudowywania innych kationów z fazy ciekłej (cieczy porowej), na przykład alkaliów czy glinu [13]. Wyjaśniałoby to częściowo tak istotne właściwości betonów z pyłem krzemionkowym jak zwiększona odporność na działanie czynników agresywnych czy ekspansję alkaliczną. Poza tym mikrostruktura fazy C-S-H różni się od typowej mikrostruktury tego materiału w zaczynach bez dodatku i z uwagi na znaczną przewagę objętościową tego produktu w hydratyzującym materiale rzutuje na mikrostrukturę całego zaczynu. Już przy kilkuprocentowym dodatku pyłu mikrostruktura jest zdominowana przez

42

dobrze upakowaną, zwartą fazę C-S-H, zbudowaną z bardzo drobnych, izometrycznych cząstek, ściśle przylegających do siebie – są to prawdopodobnie cząstki pyłu nasączone wapnem i przekształcone w ten sposób w fazę C-S-H (rysunek 1,2).

Rys. 1. Mikrostruktura zaczynu z dodatkiem 10% mikrokrzemionki; 7 dni hydratacji.

Rys.2. Mikrostruktura zaczynu z dodatkiem 10% mikrokrzemionki; 7 dni hydratacji.

Pomimo gwałtownej reakcji we wczesnym stadium hydratacji spora ilość pyłu

podlega powolnym zmianom w stadiach późniejszych – cząstki pyłu ulegają aglomeracji a zewnętrzna, zwilżona, a następnie przeobrażona w hydrat warstwa takiego aglomeratu może zapobiegać infiltracji roztworu do wnętrza. To spostrzeżenie wyjaśnia istnienie obszarów nieprzereagowanej krzemionki w przypadku znacznego udziału tego dodatku w mieszance, jak również pozwala zrozumieć potrzebę niezwykle starannej homogenizacji i upłynnienia mieszanki z pyłem, w celu zapewnienia jak najlepszej ekspozycji pyłu na działanie roztworu powstającego w wyniku hydrolizy składników cementu w początkowych stadiach, z uniknięciem opóźnionej reakcji czy obecności gniazd nieprzereagowanego materiału [3].

43

4.3. Kinetyka wydzielania ciepła w procesie hydratacji

Przebiegi wydzielania ciepła podczas hydratacji mieszanek cementu z pyłem dobrze oddają zmiany kinetyki reakcji i służyć mogą dokładnej ocenie oddziaływania pyłu z cementem. Generalnie obserwuje się przyspieszenie szybkości wydzielania ciepła w wielu układach pomiarowych (jak to pokazano przykładowo na rysunku 3) przy kilkuprocentowych dodatkach pyłu, co w warunkach adiabatycznych oznacza wzrost temperatury dojrzewającego betonu w początkowych stadiach wiązania. Ilości ciepła wydzielonego w przypadku wprowadzenia nie więcej niż około 5 – 8% pyłu jako substytutu cementu są na ogół większe niż dla materiału kontrolnego, a przeliczone na zawartość cementu są istotnie większe – ma to związek z aktywnością pucolanową pyłu i przyśpieszeniem hydrolizy (rozpuszczania) składników cementu w obecności dodatku pyłu [2, 17].

0

1

2

3

4

5

6

0 5 10 15 20 25CZAS [h]

dQ/dt 10[J/gxh]

0% PK

5% PK

10% PK

30% PK

Rys.3. Krzywe szybkości wydzielania ciepła dla cementu z dodatkiem mikrokrzemionki.

Intensywne wydzielanie ciepła w mieszance betonowej związane z wprowadzeniem pyłu może spowodować samonagrzewanie się betonu [9] i okazać się problemem, który będzie wymagał interwencji w celu zapobieżenia niekorzystnym zjawiskom rzutującym na trwałość betonu (skurcz plastyczny).

4.4. Budowa strefy kontaktowej zaczyn – kruszywo

Bardzo drobne cząstki pyłu w radykalny sposób zmieniają strukturę strefy

kontaktowej zaczyn – kruszywo. Jak wiadomo, w klasycznym betonie czy zaprawie sporządzonej z cementu portlandzkiego w pobliżu powierzchni ziarna kruszywa w zaczynie wytwarza się strefa przejściowa wzbogacona, wkrótce po zarobieniu wodą, w wodę (tzw. „efekt ściany”). Z przesyconego względem wodorotlenku wapniowego roztworu krystalizują duże kryształy portlandytu i lokują się w pobliżu powierzchni kruszywa.

44

Powstawanie warstwy wodorotlenku wapniowego zostało stwierdzone przez wielu badaczy i uwzględnione w licznych modelach struktury granicy zaczyn – kruszywo. Strefie kontaktowej przypisuje się zwiększoną porowatość, wynikającą z wyjściowego „nadmiaru” wody i słabego upakowania produktów tworzących duże kryształy.

W obecności pyłu krzemionkowego następuje zagęszczenie materiału w strefie kontaktowej i wypełnienie pustych przestrzeni dzięki działaniu wypełniającemu bardzo drobnych cząstek pyłu, których przeciętne rozmiary są o 3-4 rzędy wielkości mniejsze od średnic ziaren cementu. Reakcja pucolanowa pomiędzy pyłem i jonami wapniowymi zapobiega tworzeniu się otoczki portlandytu. Wykazano, że zarówno porowatość strefy kontaktowej jak i budowa zaczynu w bliskim sąsiedztwie ziaren kruszywa nie odbiegają od wartości stwierdzanych dla zaczynu w punktach odległych od kontaktu z kruszywem przy zawartości 15% wagowych pyłu w spoiwie [18]. Jest bardzo wiele doniesień literaturowych, w których stwierdza się pełną jednorodność zaczynu, niezależnie od odległości od powierzchni ziarna kruszywa czy nawet zbrojenia, w przypadku różnych zawartości pyłu. Specyficzna morfologia fazy C-S-H utworzonej z udziałem pyłu krzemionkowego ma również wpływ na ścisłe przyleganie tego produktu do kruszywa. Modyfikacja granicy kontaktu zaczyn – kruszywo widoczna jest już po 1 dniu dojrzewania i z czasem, w miarę narastania ilości produktu hydratacji zmiany te stają się wyraźniejsze.

5. Właściwości świeżej mieszanki betonowej z pyłem krzemionkowym

Wprowadzenie dodatku aktywnej krzemionki w postaci pyłu krzemionkowego zmienia właściwości fizyczne świeżej mieszanki betonowej rzutujące na sposób jej układania i zagęszczania. Bardzo drobne cząstki tego dodatku wpływają na zwiększenie spoistości i zmniejszenie plastyczności mieszanki betonowej, co skutkuje powiększeniem wodożądności, ale z drugiej strony zapobiega segregacji składników, a zwłaszcza wydzielaniu wody. Wzrost wodożądności, jaki towarzyszy wprowadzeniu pyłu krzemionkowego do mieszanki betonowej wymaga uwzględnienia w składzie mieszanki odpowiedniej domieszki zmniejszającej ilość potrzebnej wody zarobowej (domieszki uplastyczniające lub upłynniające – superplastyfikatory). W ostatnich latach, w związku z rozwojem technologii betonów wysokowartościowych i samozagęszczalnych, jak również w związku z pojawieniem się nowych generacji superplastyfikatorów, możliwości kontrolowania właściwości betonów z udziałem pyłów krzemionkowych za pomocą odpowiednich domieszek uległy wyraźnemu poszerzeniu.

6. Właściwości mechaniczne betonów z pyłem krzemionkowym

Pyły krzemionkowe modyfikują zachowanie, cechy oraz parametry betonu takie jak

wytrzymałość na ściskanie, zginanie i rozciąganie, przyczepność zaczynu do kruszywa i zbrojenia, moduł sprężystości czy pełzanie. Zastosowanie mikrokrzemionki pozwala na częściowe pokonanie bariery słabego upakowania - jednego z czynników prowadzących do takiego ukształtowania struktury/porowatości betonu, że jest on materiałem bardzo kruchym.

Pyły krzemionkowe wprowadzone do betonu zwiększają generalnie wytrzymałość, a przez odpowiedni dobór składników mieszanki betonowej, zwłaszcza kruszywa i domieszek, można z ich udziałem wyprodukować betony o wysokiej lub bardzo wysokiej wytrzymałości. Pył krzemionkowy wypełnia szczelnie przestrzenie pomiędzy ziarnami

45

cementu w hydratyzującym zaczynie, jak również wzmacnia strefy kontaktowe z kruszywem dając zwartą fazę C-S-H powstającą w wyniku reakcji pucolanowej na bazie aktywnego pyłu. Mikrofotografie produktu utworzonego na bazie mikrokrzemionki można znaleźć w wielu opracowaniach [5] i w pełni potwierdzają podkreślane wielokrotnie doskonałe upakowanie i jednorodność tego materiału. Wpływ pyłu krzemionkowego na wytrzymałość ujawnia się po różnym czasie dojrzewania, w zależności od zawartości pyłu i współczynnika wodno-spoiwowego mieszanki, jak również od obecności domieszek. Analizując dane literaturowe, których jest bardzo dużo można stwierdzić, że szybsze narastanie wytrzymałości w przypadku betonów z SF, w porównaniu z materiałem kontrolnym bez pyłu, obserwuje się na ogół od 7 dnia do 28 dnia dojrzewania.

Wielu badaczy starało się określić zależność pomiędzy wytrzymałością na rozciąganie lub zginanie a wytrzymałością na ściskanie dla betonów zawierających w swym składzie pył krzemionkowy. Wyniki badań wykazały, że należy generalnie liczyć się ze zmniejszeniem współczynnika Rt,f/Rc w obecności pyłu [10], a zależność tę w istotnym stopniu kształtują warunki dojrzewania. Zaczyny z dodatkiem pyłu krzemionkowego są więc na ogół mniej odporne na kruche pękanie niż materiały kontrolne. W literaturze spotkać można różne opinie na ten temat, jak również stwierdzenie, że kruchy beton nie oznacza kruchej konstrukcji – dużą rolę odgrywa tu projekt i zbrojenie.

Własności mieszanki betonowej i betonu kształtujące się pod wpływem dodatku pyłu decydują nie tylko o bardzo dobrej przyczepności matrycy spoiwowej zawierającej pył do zbrojenia, kruszywa, włókien itp. składników betonu, ale również o przyczepności do „starego” betonu i możliwości zastosowania w naprawach konstrukcji betonowych. Testy określające siłę wiązania zbrojenia w zaczynie dają wyniki rosnące w funkcji zawartości pyłu krzemionkowego, szczególnie dla betonów zaprojektowanych jako BWW z wyselekcjonowanymi kruszywami specjalnie wyprodukowanymi do tego celu. Można znaleźć doniesienia o zwiększonej przyczepności matrycy z pyłem do włókien węglowych, czy płaskich włókien stalowych [10].

Pełzanie betonu, czyli odkształcenie pod obciążeniem jest związane z usuwaniem wody z hydratów obecnych w zaczynie. Pełzanie betonów z pyłem krzemionkowym jest generalnie mniejsze niż podobnych betonów bez pyłu, co stwierdzono w różnych laboratoriach [10]. Niewątpliwie sprzyja temu znaczne zmniejszenie zawartości wody w betonach z tym dodatkiem (jak w BWW) – beton o W/(C+PK) 0,28, 0,25 a nawet 0,22 przy 10% dodatku mikrokrzemionki wykazywał współczynnik pełzania na poziomie 0,42 po 180 dniach.

7. Trwałość betonu z pyłem krzemionkowym

7.1. Czynniki wyznaczające trwałość matrycy z pyłem krzemionkowym

Korzystny wpływ pyłu krzemionkowego na trwałość betonu stwierdzony został w

praktyce już dawno, a później również wielokrotnie potwierdzany. Kluczem do zrozumienia przyczyn trwałości betonów z tym dodatkiem jest specyficzna mikrostruktura, zwarta, o niewielkiej porowatości, warunkująca bardzo małą przepuszczalność, jak również natura chemiczna produktów hydratacji – przewaga amorficznej fazy C-S-H kosztem zmniejszenia zawartości wodorotlenku wapniowego. Produkt reakcji krzemionki z zaczynem cementowym otacza ziarna kruszywa szczelną, trwałą warstwą, jednorodną niezależnie od położenia względem granicy rozdziału zaczyn – kruszywo.

46

Transport substancji agresywnych do wnętrza betonu może odbywać się poprzez sieć porów. Czynnikami regulującymi ten proces są: ciśnienie kapilarne, ciśnienie krystalizacji produktów hydratacji (na przykład ettringitu), temperatura i wilgotność otoczenia (zmiany tych parametrów powodują występowanie takich zjawisk jak odparowanie, wysuszenie czy zwilżanie, podczas których następuje ruch cieczy od lub do powierzchniowych warstw betonu i w głąb jego struktury), skład cieczy obecnej w porach matrycy zaczynowej w betonie, pozostającej w metastabilnej równowadze z produktami hydratacji. Struktura porów rozumiana jako nie tylko rozkład ich wielkości, ale również sposób powiązań wzajemnych czy „stopień otwartości” i sposób wypełnienia jest tu jednakże czynnikiem decydującym. Tę podatność struktury na przenikanie cieczy z zewnątrz ocenia się w badaniach przepuszczalności, których wyniki obrazują skumulowany wpływ różnych czynników utrudniających czy uniemożliwiających transport substancji poprzez beton.

Znaczne zmniejszenie przepuszczalności betonu wynikające z wprowadzenia dodatku pyłu krzemionkowego przypisuje się przebudowie struktury porów polegającej na zwiększeniu udziału porów żelowych kosztem porów kapilarnych, z jednoczesną znaczną utratą ciągłości sieci porów [13]. Efekt ten w przypadku mikrokrzemionki zaznacza się w sposób szczególny. Wprowadzenie dodatku krzemionki ma więc istotny wpływ na korzystne dla betonu obniżenie przepuszczalności, czego dalszą konsekwencją jest zwiększona trwałość, właśnie z uwagi na wymienione tu zjawiska „przegrupowania” wielkości porów i ich zamknięcie.

Zmniejszenie porowatości zaczynu cementowego w betonie oraz stref kontaktowych zaczyn – kruszywo przyczynia się w o wiele większym stopniu do zmniejszenia przepuszczalności niż do poprawy innych cech użytkowych, na przykład zwiększenia wytrzymałości. Jest to zauważalne szczególnie w przypadku niewielkich dodatków pyłu [19].

Zniszczenie betonu pod wpływem zewnętrznych czynników chemicznych zachodzi wskutek rozkładu matrycy spoiwowej i/lub w wyniku ekspansji, towarzyszącej niektórym reakcjom, jakie zachodzą w zaczynie pomiędzy jego składnikami i substancjami doprowadzonymi z zewnątrz. Niemniej ważne są możliwości transportowe betonu – nie tylko matrycy spoiwowej ale również stref kontaktowych zaczyn – kruszywo. Betony wyprodukowane z udziałem pyłu krzemionkowego są generalnie bardziej odporne na korozję chemiczną, a przyczyną ich trwałości jest relatywnie mniejsza zawartość wodorotlenku wapnia, w połączeniu z upakowaną, szczelną strukturą. Dodatkowym czynnikiem wzmacniającym trwałość tych materiałów jest przetransferowanie części glinu z ettringitu do fazy C-S-H [10].

7.2. Odporność na działanie środowisk agresywnych

Podstawowymi czynnikami agresywnymi uwzględnianymi przy rozpatrywaniu

odporności betonu na korozję chemiczną są zazwyczaj chlorki, siarczany, woda morska, dwutlenek węgla, alkalia, kwasy itd. W badaniach nad odpornością korozyjną betonów o niskim współczynniku wodno-spoiwowym, wykazano istotną poprawę odporności (opóźnienie zmian destrukcyjnych w stosunku do materiału kontrolnego i wzrost wytrzymałości) na działanie szeregu kwasów, w tym solnego, siarkowego, fosforowego, mrówkowego, mlekowego i octowego [13].

47

Pył krzemionkowy zwiększa znacznie odporność betonu na atak wód agresywnych bogatych w siarczany [10], co zostało stwierdzone w początkach stosowania tego materiału [13]. Destrukcja betonu jest w takim przypadku związana przede wszystkim z tworzeniem się wtórnego gipsu i ekspansywnego ettringitu. Działanie pyłu krzemionkowego w betonie polega na wiązaniu wodorotlenku wapnia w fazę C-S-H i zmniejszaniu w ten sposób zawartości nośnika Ca najbardziej podatnego na atak siarczanów. Ponadto mikrostruktura matrycy zaczynowej staje się nieprzepuszczalna, pozbawiona sieci porów otwartych, co utrudnia transport jonów siarczanowych. Zmiany równowag w roztworze, następujące w wyniku pochłaniania jonów Ca przez pył krzemionkowy idą w kierunku zwiększenia rozpuszczalności uwodnionych glinianów wapnia, które są ze swej natury trudno rozpuszczalne w warunkach nasycenia względem wodorotlenku wapnia. W obecności pyłu gliniany te stopniowo, z bardzo małą szybkością przechwytują jony siarczanowe i wytrącają się z roztworu w postaci ettringitu nie ulegającego ekspansji. Uważa się również, że spore ilości glinu wbudowane w fazę C-S-H powstającą jako produkt reakcji pyłu z fazą ciekłą zawierającą produkty hydrolizy faz klinkierowych są w ten sposób wyeliminowane z tworzenia się (opóźnionego) ettringitu. Generalnie zmodyfikowanie chemizmu reakcji syntezy produktów hydratacji w obecności pyłu krzemionkowego odgrywa w przypadku poprawy odporności na działanie siarczanów większą rolę niż zmiany mikrostruktury. Podsumowując te rozważania należy przytoczyć wyniki uzyskane w Norwegii, z których wynika, że po 20 latach ekspozycji w środowisku wód gruntowych o stężeniu jonów siarczanowych do 4g/l SO4 i przy pH w granicach od 7 do 2,5 (tunel w okolicach Oslo) beton o zawartości 15% pyłu wykazywał najlepszą trwałość spośród wielu badanych betonów [13].

7.3. Pył krzemionkowy w betonie w a trwałość zbrojenia

Z zagadnieniem omówionej wcześniej przepuszczalności betonu blisko związany jest problem dyfuzji jonów chlorkowych które, jak powszechnie wiadomo, są głównym czynnikiem powodującym korozję zbrojenia. W badaniach z udziałem pyłu krzemionkowego wykazano, że współczynniki dyfuzji jonów chlorkowych, które w zależności od W/C i temperatury kształtują się przeciętnie na poziomie od około 10 do około 300x10-9 cm2/s, ulegają pod wpływem dodatku 5, 10 czy 15% pyłu zmniejszeniu o około 30 – 80 %. Metodami mikroanalitycznymi stwierdza się, że w obecności pyłu krzemionkowego jony chlorkowe koncentrują się wyraźnie na powierzchni płytki betonowej i nie sięgają głębiej niż 5 mm, po rocznej ekspozycji na działanie wody morskiej. Dyfuzję jonów chlorkowych oszacować można również korzystając z szybkiej metody polegającej na przepuszczaniu prądu poprzez przegrodę betonową pozostającą w kontakcie z jednej strony z wodą, z drugiej zaś z roztworem zawierającym jony Cl. Również w tym przypadku potwierdza się bardzo małą przepuszczalność materiału „zagęszczonego” poprzez dodatek pyłu [13].

Warstewka pasywacyjna tlenków żelaza na powierzchni prętów zbrojeniowych traci swoje właściwości ochronne gdy pH otaczającego betonu obniży się z ponad 12 do wartości około 10 – 11, co ma miejsce zwłaszcza po wniknięciu jonów chlorkowych. Nie ulega wątpliwości, że wprowadzając pył krzemionkowy należy się liczyć z potencjalnym zmniejszaniem się pH, wskutek wiązania wodorotlenku wapniowego i alkaliów w reakcji pucolanowej, czy zmniejszenia koncentracji alkaliów w wodzie porowej. Właściwości „chemiczne” układu pył krzemionkowy - C-S-H – woda - Ca(OH)2 – alkalia powodują

48

jednakże, że pH utrzymuje się na poziomie powyżej 12. Podobnie jak przy omawianiu odporności betonów z pyłem krzemionkowym na działanie czynników korodujących chemicznie przywołać tu można zjawisko buforowania pH fazy ciekłej przez fazę C-S-H rozpatrywaną jako sól słabego kwasu i mocnej zasady w obecności tej zasady. Tak więc w betonie z dodatkiem pyłu panują dogodne warunki dla pasywacji zbrojenia. Niemniej ważnym czynnikiem wpływającym na trwałość zbrojenia jest w tym przypadku również poważnie zahamowana dyfuzja jonów chlorkowych.

7.4. Pęcznienie alkaliczne w betonie z pyłem krzemionkowym

Pył krzemionkowy jest, podobnie jak inne materiały pucolanowe, tym składnikiem

betonu, który zapobiega pęcznieniu alkalicznemu. W tym celu zastosowany został po raz pierwszy w 1972r. w Islandii, a wiele następnych lat praktyki i badań potwierdziło jego wysoką skuteczność.

Betony wyprodukowane z udziałem kruszywa krzemionkowego zawierającego bezpostaciowe formy SiO2 mogą ulegać zniszczeniu wskutek powolnego tworzenia się z udziałem alkaliów z cementu lub z innych źródeł w zaczynie pęczniejącego żelu krzemianów alkaliów. Ekspansja jest wynikiem zasysania wody z zaczynu, a jej efektem spękania i szczeliny z wykwitami żelu ujawniające się po 5 – 30 latach od powstania konstrukcji. Głównej przyczyny wysokiej odporności betonów z pyłem krzemionkowym na ekspansję alkaliczną upatruje się w modyfikacji struktury polegającej na uszczelnieniu zarówno całej matrycy zaczynowej jak i stref kontaktowych zaczyn – kruszywo. Taka zmiana struktury nie sprzyja wnikaniu i przemieszczaniu się wody, a więc również kumulowaniu wody w płynnym żelu krzemianów alkaliów. Pył krzemionkowy wywiera także działanie „chemiczne”, kontrolując skład cieczy porowej w kierunku obniżenia stężenia jonów hydroksylowych oraz jonów wapnia i alkaliów. Jony alkaliów są wbudowywane do fazy C-S-H i w ten sposób w znacznym stopniu immobilizowane – nie mogą więc brać udziału w reakcji z krzemionką; przechodzeniu krzemionki do roztworu nie sprzyja zresztą nieco mniejsza alkaliczność fazy ciekłej. Proces tworzenia się fazy C-S-H w betonie z pyłem krzemionkowym odbywa się stosunkowo szybko - amorficzna krzemionka z kruszywa nie może się więc „upłynnić” z braku wystarczającej ilości alkalicznych reagentów. Jest wiele dobrze udokumentowanych doniesień w literaturze, świadczących o zahamowaniu ekspansji alkalicznej w betonie zawierającym pył krzemionkowy. Progowa zawartość krzemionki zapewniająca całkowitą odporność na ten rodzaj destrukcji kształtuje się już poczynając od 7,5% [13].

7.5. Pył krzemionkowy w betonie a mrozoodporność

Problem poprawy/pogorszenia mrozoodporności betonów z pyłem krzemionkowym,

jak również oceny struktury porów w przyjęty dla betonów bez tego dodatku sposób jest dość złożony. Pył krzemionkowy stosowany jest generalnie w celu zmniejszenia porowatości i uszczelnienia struktury zaczynu oraz stref kontaktowych – i to jest podstawowa przyczyna korzystnej modyfikacji wielu właściwości betonu po wprowadzeniu pyłu. Zwarta struktura może okazać się przeszkodą w skutecznej migracji wody do pustek powietrznych i kompensowaniu zmian wywołanych zamrażaniem – rozmrażaniem betonu. Analizując wyniki badań laboratoryjnych i śledząc kondycję betonów pielęgnowanych w warunkach polowych trudno wyrobić sobie jednoznaczną opinię o trwałości betonu

49

z pyłem krzemionkowym w warunkach cyklicznego zamrażania - rozmrażania; jest ona w poważnym stopniu uzależniona od szeroko rozumianych warunków pielęgnacji (temperatura i wilgotność podczas dojrzewania poprzedzającego pracę w warunkach zamrażania – rozmrażania) i ekspozycji betonu na działanie niskich temperatur (zmienność warunków, stopień „dojrzałości” betonu). W różnych ośrodkach uzyskano odmienne wyniki, świadczące o tym, że wprowadzenie pyłu może przynieść zwiększenie mrozoodporności, ale też może skutkować obniżeniem odporności [19]. Wprowadzenie w sposób kontrolowany pewnej ilości powietrza powinno skutkować również poprawą mrozoodporności materiału, który już i tak wykazuje wiele korzystnych cech – do takiego wniosku doszli badacze i praktycy.

Przepuszczalność betonu, zminimalizowana w betonach wysokowartościowych z pyłem krzemionkowym ma wpływ i pozytywny i negatywny na kształtowanie mrozoodporności i podatności ma środki odladzające, przy czym pozytywny wpływ małej przepuszczalności przeważa, zwłaszcza gdy warunki nie są zbyt ekstremalne. Z pewnością mała przepuszczalność betonów wysokowartościowych z pyłem krzemionkowym zapobiega rozprzestrzenianiu się w matrycy spoiwowej wody zaabsorbowanej w kruszywie, wody obecnej w porach powietrznych czy defektach struktury. Można przypuszczać, że jeżeli nawet woda zamarznie w pustce powstałej wewnątrz zwartej struktury, to będzie to przebiegało bez zwiększenia objętości (zwarte, wytrzymałe otoczenie wytrzymuje działanie ciśnienia związanego z krystalizacją lodu), jakby w szczelnie zamkniętym pojemniku. Są opublikowane dane doświadczalne potwierdzające, że beton o małym W/C zawierający pył znacznie lepiej wytrzymuje długotrwałe nasączanie wodą niż beton kontrolny bez dodatku [5].

Zwarty beton jest bardziej odporny na działanie środków odladzających. Prawidłowo pielęgnowana powierzchnia nie stwarza możliwości wnikania i krystalizacji soli czy drobinek lodu, ponieważ dyfuzja cieczy w głąb materiału ulega zahamowaniu. Można spotkać opinię, że powierzchniowe złuszczenia solne nie wystąpią na powierzchni betonu bez środków napowietrzających o W/S nie większym niż 0,30 i zawierających 10% pyłu [4]. Jednakże przy W/C większym od 0,40 krzemionka może zwiększyć szkody wynikające z działania soli, jeżeli beton nie jest właściwie napowietrzony.

Dyskutując odporność betonów wysokowartościowych z pyłem krzemionkowym na działanie niskich temperatur i działanie środków odladzających należy mieć na uwadze umowny charakter kryteriów i sposobów wyznaczania omawianych cech. Niezależnie jednak problemu rzetelności wyników uzyskiwanych różnymi metodami można przytoczyć szereg przykładów świadczących o dobrej odporności betonów wysokowartościowych z pyłem krzemionkowym na działanie niskich temperatur. Tak na przykład BWW klasy 90 zawierający 6% pyłu (W/(C+PK)=0,314) i superplastyfikator, bez domieszki napowietrzającej, charakteryzował się bardzo dobrą mrozoodpornością i odpornością na działanie środków odladzających po procedurze starzeniowej obejmującej nawet ponad 2000 cykli zamrażania i rozmrażania (badania według polskiej i szwedzkiej normy SS) [7].

50

8. Podsumowanie

Prace dotyczące wpływu pyłów krzemionkowych na właściwości mieszanki betonowej i stwardniałych betonów oraz towarzyszące im działania aplikacyjne doprowadziły z pewnością do rozwoju technologii betonów wysoko wartościowych i kolejnych generacji materiałów o charakterze kompozytów betonowych. Technologie te przynoszą oszczędność materiałów i dają trwalszy produkt, czego pozytywnych efektów w cywilizowanym świecie, dążącym do zrównoważonego rozwoju, nie potrzeba tłumaczyć.

Literatura

[1] Aitcin P.C.: – Modern concrete technology 5: High-performance concrete. E&FN

SPON. London 1998. [2] Cheng-yi H., Feldman R.: Cement Concrete Research, 15, 585, 1985. [3] Ehrenfeld W., Fiertak M., Śliwiński J.: Cement-Wapno-Beton, VIII/LXX, 251, 2003. [4] Fagerlund G.:Proc. 6th Int. Symp. On Utilization of High Strength/High Performance

Concrete, Leipzig, 45, 2002. [5] Giergiczny Z., Małolepszy J., Szwabowski J., Śliwiński J.: Cementy z dodatkami

mineralnymi w technologii betonów nowej generacji. Górażdże Cement, Opole 2002. [6] Giergiczny Z., Pużak T., Sokołowski M., Kaszuba S., Saferna M., Golda A.: Cementy

w ofercie handlowej Górażdże Cement S.A. – rodzaje, właściwości, zastosowanie. Chorula 2003

[7] Grodzicka A.: Cement-Wapno-Beton, VIII/LXX, 3, 143, 2003. [8] Grutzeck M.W., Atkinson S., Roy D.M.: Proc of 1st CANMET/ACI Conference on

Fly Ash, Silica Fume, Slag and other Mineral By-Products in Concrete, Montebello, 643, 1983.

[9] Kaszyńska M.: Konferencja Dni Betonu Tradycja i Nowoczesność. Polski Cement. Szczyrk, 49, 2002.

[10] Khayat K.H., Aitcin P.C.: Proc of 4th CANMET/ACI Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete. Istanbul, 835, 1992.

[11] Koenig R., J.P. Wagner J.P.: Mikrosilika. Baustoff aus der Zukunf. Informationsmaterial der Woerman GMbH & Co. Darmstadt 2000.

[12] Kurdowski W., Nocuń-Wczelik W.: Cement Concrete Research 13, 341, 1983. [13] Moukwa M.: Durability of silica fume concrete. W: Progress in cement and concrete.

vol.4. S.N. Ghosh. ABI Books Pvt, New Delhi, 1994. [14] Nocuń-Wczelik W.: Praca doktorska. AGH Kraków, 1984. [15] Nocuń-Wczelik W.: Thermochimica Acta, 93, 565,1985. [16] Nocuń-Wczelik W.: Journal of Thermal Analysis, 36, 2109, 1990. [17] Nocuń-Wczelik W., Trybalska B., Malik M.: Polski Biuletyn Ceramiczny. PAN. 66/1,

401, 2001. [18] Scrivener K.L., Bentur A., Pratt P.L.: Advances in Cement Research, 1, 4, 230, 1988. [19] Sellevold E.J., Nilsen T.: Condensed silica fume in concrete: a world review.

W: Supplementary cementing materials for concrete. V.M. Malhotra. Ottawa, 1987. [20] Traetteberg A.: Il Cemento, 75, 3, 369, 1978.

51

[21] Wolska-Kotańska C.: Stosowanie pyłów krzemionkowych do wykonywania betonów narażonych na działanie wybranych warunków środowiskowych. Instrukcja nr 362/99, Instytut Techniki Budowlanej, Warszawa 1999

SILICA FUME – APPLICATION IN CONCRETE TECHNOLOGY Summary

The mechanism and kinetics of interaction between cement and silica fume in hydrating

cement/concrete mixtures was presented with special reference to the development of pozzolanic reaction, chemical features of active silica – calcium hydroxide – C-S-H system and microstructure. The effect of microstructure and chemical properties of this system on concrete strength and durability was summarized. Some practical remarks dealing with silica fume implementation to concrete were also included.

52

VI SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2004

Andrzej Moczko1

BADANIA STWARDNIAŁEGO BETONU WEDŁUG NORM EUROPEJSKICH

1. Wprowadzenie

W ostatnich latach prawodawstwo europejskie znacznie zaawansowało prace nad ujednoliceniem i uporządkowaniem stanu prawnego w dziedzinie budownictwa, w tym także w zakresie budownictwa betonowego. Konsekwentnie następują istotne zmiany, które niekiedy można by nazwać „fundamentalnymi” w podejściu i sposobie ujęcia problematyki projektowania, realizacji oraz zapewnienia niezbędnej trwałości konstrukcjom betonowym. Jednym z kluczowych pakietów tych nowych unormowań jest grupa norm, dotyczących badania betonu i związanej z nim kontroli jego jakości.

Jednym z najistotniejszych elementów tego systemu jest wprowadzenie nowej normy europejskiej dla betonu, której polska wersja PN-EN 206-1 nosi nazwę „Beton – Część 1: Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność”. Jest to kluczowa norma dla projektowania i realizacji konstrukcji z betonu w zakresie dotyczącym betonu jako tworzywa konstrukcyjnego, a wraz z normą konstrukcyjną (PN-B-03264:2002) stanowi „kręgosłup” projektowania wszelkich obiektów betonowych.

2. Aktualny stan prawny

Wprowadzenie z dniem 1 stycznia 2004 roku nowej normy betonowej [1], która

zastąpiła dotychczas obowiązującą normę PN-88/B-06250 („Beton Zwykły”) zmieniło zasadniczo wymagania dotyczące betonu, metody ich sprawdzania oraz zasady klasyfikacji i kontroli jakości tego podstawowego tworzywa budowlanego [2,3,4]. W warunkach naszego kraju norma ta stanowi niewątpliwie istotne novum w ujęciu problematyki badania betonu, poczynając od samej nazwy normy, a kończąc na kryteriach oceny zgodności badanego betonu z jego specyfikacją. Nowa norma betonowa nie ogranicza się bowiem jedynie do betonów, określanych jako betony zwykłe, ale dotyczy także betonów ciężkich i lekkich.

1 Dr inż., Instytut Budownictwa Politechniki Wrocławskiej, Wrocław, Plac Grunwaldzki 11, e-mail: ATM@pionier.ib.pwr.wroc.pl

53

Zasadniczą zmianą jakościową jest jednak usunięcie z treści normy szczegółowych opisów metodyki badań, określających procedury postępowania oraz wymagania sprzętowe i przeniesienie ich do grupy norm metodycznych, dotyczących tylko konkretnych, pojedynczych badań. Tak więc, nową normę betonową należy rozpatrywać łącznie z pakietem szczegółowych norm towarzyszących, przy czym badania stwardniałego betonu omówione zostały w normach, zgrupowanych w następujących dwóch pakietach: • PN-EN 12390 – „Badania stwardniałego betonu” • PN-EN 12504 – „Badania betonu w konstrukcjach” Pierwszy z tych pakietów (PN-EN 12390) formułuje szczegółowe zasady badania betonu stwardniałego, realizowane w warunkach laboratoryjnych. Obejmuje on osiem następujących norm szczegółowych: PN-EN 12390-Część 1

„Badania betonu – Kształt, wymiary i inne dotyczące próbek do badania i form” PN-EN 12390-Część 2

„Badania betonu – Wykonywanie i pielęgnacja próbek do badań wytrzymałościowych” PN-EN 12390-Część 3

„Badania betonu – Wytrzymałość na ściskanie próbek do badania” PN-EN 12390-Część 4

„Badania betonu – Wytrzymałość na ściskanie – Specyfikacja maszyn wytrzymałościowych”

PN-EN 12390-Część 5 „Badania betonu – Wytrzymałość na zginanie próbek do badania”

PN-EN 12390-Część 6 „Badania betonu – Wytrzymałość na rozciąganie przy rozłupaniu próbek do badania”

PN-EN 12390-Część 7 „Badania betonu – Gęstość betonu”

PN-EN 12390-Część 8 „Badania betonu – Głębokość penetracji wody pod ciśnieniem”

Druga grupa norm (PN-EN 12504) stanowi natomiast pakiet czterech norm, omawiających badania betonu „in-situ”, czyli badania betonu wbudowanego w konstrukcjach. Na dzień dzisiejszy zatwierdzone zostały dwie pierwsze normy z tej grupy, dotyczące badania odwiertów rdzeniowych (PN-EN 12504-Część 1) oraz oznaczenia liczby odbicia (PN-EN 12504-Część 2). Pozostałe dwa arkusze, dotyczące odpowiednio określenia siły wyrywającej (pull-out force) oraz prędkości fal ultradźwiękowych (ultrasonic pulse velocity), są na końcowym etapie zatwierdzenia i w najbliższym czasie należy się spodziewać ich ostatecznego ustanowienia.

Na podkreślenie zasługuje fakt, iż po raz pierwszy w polskim systemie normalizacyjnym pojawiła się norma regulująca zasady badania odwiertów rdzeniowych, pobieranych z istniejącej konstrukcji oraz zapowiedź wprowadzenia jako równoprawnej metody oceny wytrzymałości betonu na ściskanie za pomocą tzw. metody „pull-out”.

Istotną zmianą, w porównaniu z dotychczasowymi regulacjami krajowymi, jest także brak w nowej normie betonowej wymogu oznaczania mrozoodporności betonu. Zakłada się bowiem, iż w przypadku agresji środowiskowej, związanej z zamrażaniem/rozmrażaniem betonu nasyconego wodą (klasa ekspozycji XF3), dodatkowo narażonego na oddziaływanie środków odladzających (klasa ekspozycji XF2) lub opływ

54

wody morskiej (klasa ekspozycji; XF4), jego odporność osiągana będzie poprzez napowietrzanie w ilości minimum 4% objętości. Zrezygnowano także z aktualnie obowiązującego wymogu oznaczania nasiąkliwości betonu.

Oprócz omówionego powyżej pakietu norm, bezpośrednio związanych z nową normą betonową, na uwagę zasługują jeszcze dwie normy niezwykle istotne dla praktyki inżynierskiej. Pierwsza z nich (PN-EN 1542:2000) dotyczy zasad oznaczania przyczepności do betonu wszelkiego rodzaju materiałów, przeznaczonych do powierzchniowych napraw konstrukcji betonowych (metoda „pull-off”). Jest to bardzo ważna norma dla prawidłowej realizacji wszelkiego rodzaju robót remontowych. Wypełnia ona bowiem istotną lukę w polskich przepisach normowych, dotyczącą normalizacji procedur badawczych, mających decydujące znaczenie dla prawidłowego lub błędnego zastosowania relatywnie bardzo drogich systemów napraw powierzchniowych betonu.

Drugą z tych norm jest norma oznaczona jako prEN 13791:2003, omawiająca zasady oceny wytrzymałości betonu w konstrukcjach i elementach konstrukcyjnych. Norma ta jest aktualnie na końcowym etapie zatwierdzania przez Europejski Komitet Normalizacyjny i należy się spodziewać, iż w trzecim kwartale bieżącego roku zostanie ostatecznie ustanowiona. W tej sytuacji, uwzględniając wymogi proceduralne, jej polskiej wersji można oczekiwać pod koniec przyszłego roku. Szybkie wprowadzenie do krajowego systemu normalizacyjnego powyższej normy ma kluczowe znaczenie dla uporządkowania zasad oceny wytrzymałości betonu na ściskanie we wszelkiego rodzaju opracowaniach o charakterze eksperckim.

Dopełnieniem przedstawionego obrazu obowiązującego stanu prawnego są dwa dokumenty o charakterze krajowym, formułujące szczegółowe wymagania odnośnie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać obiekty budowlane. W zakresie warunków technicznych, dotyczących budynków obowiązuje Rozporządzenie Ministra Infrastruktury z dnia 12.04.2002 (Dz.U. nr 75 z dnia 15.06.2002), a w przypadku drogowych obiektów inżynierskich – Rozporządzenie Ministra Transportu i Gospodarki Morskiej z dnia 30.05.2000 (Dz.U. nr 63 z dnia 3.08.2000).

3. Podstawowe pojęcia i oznaczenia

Nowa norma w znacznej części korzysta z pojęć powszechnie znanych w polskim środowisku budowlanym. Niemniej jednak należy zaznaczyć, iż w przypadku niektórych z nich sens znaczeniowy uległ istotnym zmianom. Ponadto nie sposób pominąć faktu, iż nowa norma wprowadza także pojęcia nowe, dotychczas nie kojarzone bezpośrednio z problematyką betonu. Poniżej zestawiono wybraną terminologię, która zdaniem autora ma zasadnicze znaczenie dla właściwego zrozumienia omawianej problematyki. Beton towarowy beton dostarczony jako mieszanka betonowa przez osobę lub jednostkę

nie będącą wykonawcą; w znaczeniu normy betonem towarowym jest również beton produkowany przez wykonawcę poza miejscem budowy oraz beton produkowany na miejscu budowy, ale nie przez wykonawcę

Beton zwykły beton o gęstości w stanie suchym większej niż 2000 kg/m3, ale nie przekraczającej 2600 kg/m3

Beton lekki beton o gęstości w stanie suchym nie mniejszej niż 800 kg/m3 i nie większej niż 2000 kg/m3; produkowany przy zastosowaniu kruszywa

55

będącego w całości lub częściowo kruszywem lekkim Beton ciężki: beton o gęstości w stanie suchym większej niż 2600 kg/m3

Beton projektowany beton, którego wymagane właściwości i dodatkowe cechy są podane producentowi odpowiedzialnemu za dostarczenie betonu, zgodnego z wymaganymi właściwościami i dodatkowymi cechami; termin odnosi się do betonu o ustalonych właściwościach

Beton recepturowy: beton, którego skład i składniki, jakie maja być użyte, są podane producentowi odpowiedzialnemu za dostarczenie betonu o tak określonym składzie; termin odnosi się do betonu o ustalonym

składzie Zarób: ilość mieszanki betonowej wyprodukowana w jednym cyklu operacyjnym mieszarki lub ilość rozładowana w ciągu 1 min. z mieszarki o pracy ciągłej Ładunek: ilość mieszanki betonowej transportowana pojazdem, obejmująca jeden lub więcej zarobów Wytrzymałość: wartość wytrzymałości, poniżej której może się znaleźć 5% populacji charakterystyczna wszystkich możliwych oznaczeń wytrzymałości dla danej objętości betonu:

fck – charakterystyczna wytrzymałość na ściskanie fci – pojedynczy wynik badania wytrzymałości na ściskanie fcm – średnia wytrzymałość na ściskanie ftk – charakterystyczna wytrzymałość na rozciąganie przy rozłupywaniu fti – pojedynczy wynik badania wytrzymałości na rozciąganie przy rozłupywaniu ftm – średnia wytrzymałość na rozciąganie przy rozłupywaniu

4. Badania laboratoryjne betonu

Zagadnienia związane z badaniami wytrzymałości stwardniałego tworzywa betonowego zostały zawarte w normach, oznaczonych wspólnym symbolem PN-EN 12390. Normy te stanowią integralną całość z nową normą betonową PN-EN 206-1. Spośród zawartych w nich uregulowań, istotnie zmieniających dotychczasowe zasady normowego badania betonu, na szczególną uwagę zasługują następujące kwestie. • O ile dotychczasowa norma „Beton zwykły” przewidywała jedynie próbki sześcienne o

wymiarach 100, 150 i 200 mm, to nowa norma jako podstawowe uznaje dwa rodzaje próbek: próbki walcowe o średnicy 150 mm i wysokości 300 mm oraz próbki sześcienne o boku 150 mm. Ponadto nowa norma sankcjonuje próbki prostopadłościenne oraz określa szerszy niż dotychczas zakres wymiarów nominalnych dla poszczególnych rodzajów próbek do badań. Przyjmuje ona następujące wymiary nominalne: − próbki sześcienne o wymiarach nominalnych 100, 150, 200, 250 i 300 mm, − próbki walcowe o wymiarach nominalnych 100, 113, 150, 200, 250 i 300 mm,

przy czym wysokość walca jest dwukrotnością jego średnicy,

56

− próbki prostopadłościenne, dla których długość stanowi 3,5 krotność wymiaru poprzecznego, mogącego wynosić odpowiednio 100, 150, 200, 250 i 300 mm.

• Nowa norma wprowadza także rozróżnienie form do wykonywania próbek do badań na zwykłe i precyzyjne oraz formułuje szczegółowe wymagania odnośnie tolerancji wymiarowej dla poszczególnych rodzajów form. Wymagania te są, generalnie rzecz biorąc, znacznie ostrzejsze (niekiedy dwu i czterokrotnie) w stosunku do dotychczasowych wymagań. Uwaga ta dotyczy w szczególności form precyzyjnych.

• W zakresie wykonywania i pielęgnacji próbek do badań wytrzymałościowych nowa norma przewiduje możliwość zagęszczania betonu wibratorem wgłębnym oraz formułuje wymagania odnośnie stołu wibracyjnego. W stosunku do dotychczasowej praktyki, nowa norma nie tylko nie zaleca, ale wręcz przestrzega przed przewibrowaniem objawiającym się wystąpieniem na powierzchni próbki mleczka cementowego. Novum jest także zalecenie zagęszczania betonu przynajmniej w dwóch warstwach.

• Odnośnie zasad pielęgnacji próbek nowa norma wprowadza bardzo istotne zmiany. Aktualnie obowiązujące przepisy normowe nie przewidują bowiem przechowywania próbek w wodzie, podczas gdy według nowej normy po wyjęciu próbek z form należy je pielęgnować albo w wodzie o temperaturze 20 ± 2 0C, albo w komorze klimatycznej o tej samej temperaturze i wilgotności względnej ≥ 95%. Ulegają więc zmianie warunki temperaturowo-wilgotnościowe pielęgnacji próbek do badań. Ponadto norma zaleca, aby próbki pozostawały w formach, co najmniej przez 16 godzin, lecz nie dłużej niż 3 dni, zabezpieczone przed wstrząsami i utratą wody. Nowa norma zwraca także uwagę na prawidłowy transport próbek oraz stawia szczegółowe wymagania co do zakresu sprawozdania z przygotowania i oznakowania próbek.

• Zasady badania wytrzymałości betonu na ściskanie, zawarte w normie PN-EN 12390-3, przewidują, iż próbkę do badań powinien stanowić sześcian, walec lub odwiert rdzeniowy, spełniający wymagania, zawarte w stosownych normach szczegółowych. W przypadku, gdy wymiary lub kształty próbki, ze względu na przekroczenie poszczególnych tolerancji, nie spełniają tych wymagań, próbki należy dostosować do badań. Dostosowanie to polega na oszlifowaniu powierzchni, do których ma być przyłożone obciążenie lub nałożeniu na nich warstwy wyrównującej (tzw. „kapslowanie”). W stosownym załączniku określone zostały szczegółowe zasady wykonywania tego rodzaju warstw wyrównujących w postaci: − zaprawy z cementem glinowym, − mieszanek siarkowych, − nakładek piaskowych.

• Norma wymaga, aby w czasie badania wytrzymałości betonu na ściskanie, obciążenie narastało ze stałą prędkością, mieszczącą się w przedziale od 0,2 MPa/s do 1,0 MPa/s. Jest to niewielka zmiana w stosunku do dotychczasowych wymagań, które zakres ten formułowały na poziomie 0,5-1,0 MPa/s. Natomiast za znaczące novum należy uznać szczegółowe zdefiniowanie pojęcia prawidłowego i nieprawidłowego charakteru zniszczenia badanych próbek. oraz wprowadzenie wymogu zaokrąglenia wartości wytrzymałości betonu na ściskanie do 0,5 MPa, wobec dotychczas obowiązującego zaokrąglenia z dokładnością do 0,1 MPa.

57

• Po raz pierwszy w warunkach polskich określone zostały wymagania odnośnie maszyn wytrzymałościowych (PN-EN 12390-4) przeznaczonych do badania betonu. Norma między innymi definiuje pojęcia zakresu wskazań, zakresu pomiarowego i błędów pomiarowych. Obszerne załączniki podają procedury sprawdzające oraz procedury kalibracji siły.

• Nowa norma betonowa (PN-EN 206-1), podobnie jak poprzednia, przyjmuje jako podstawowe kryterium oceny jakości betonu jego wytrzymałość na ściskanie. Formułuje natomiast odmienne zasady kwalifikacji betonów. Po pierwsze, pojęcie klasy betonu zostało zastąpione pojęciem klasy wytrzymałości. Po drugie, przyjęto rozszerzoną, w stosunku do obecnie obowiązującej, konstrukcyjną systematykę wytrzymałościową obejmującą obok betonów zwykłych także betony ciężkie i lekkie (tabl. 1). Wprowadzono także odmienne oznaczenie klas wytrzymałościowych. Na przykład, zamiast symbolu „B30” wprowadzono oznaczenie „C25/30”.

Tablica 1. Nowa klasyfikacja wytrzymałościowa betonów zwykłych, ciężkich

i lekkich

• Nowa norma wprowadza pojęcie „kontroli zgodności” wytrzymałości na ściskanie betonu projektowanego. Pod tym pojęciem należy rozumieć kompleks działań i decyzji, w rezultacie których potwierdza się lub neguje zbieżność parametrów (właściwości) betonu z wzorcami odniesienia, w tym z jego specyfikacją [5,6]. Jeśli kontrahenci nie postanowią inaczej, to zgodność wytrzymałości na ściskanie ocenia się na próbkach badanych po 28 dniach dojrzewania dla:

− wartości średniej („fcm) zbioru „n” nie pokrywających się lub pokrywających się kolejnych wyników badań - tzw. Kryterium 1,

− każdego pojedynczego wyniku (fci) – tzw. Kryterium 2.

58

Zgodność uznaje się za potwierdzoną, jeśli obydwa kryteria są jednocześnie spełnione w myśl wymagań podanych w Tablicy 2.

Tablica 2. Kryteria zgodności dotyczące wytrzymałości na ściskanie

Produkcja Liczba wyników badania

wytrzymałości w zbiorze „n”

KRYTERIUM 1 Średnia z „n” wyników

fcm [MPa]

KRYTERIUM 2 Pojedynczy wynik

fci [MPa]

początkowa 3 ≥ fck + 4 ≥ fck - 4 ciągła 15 ≥ fck + 1,48 σ ≥ fck - 4

• Nowa norma wprowadza także zasady badania wytrzymałości betonu na zginanie (PN-

EN 12390-5). Jest to cenne uzupełnienie aktualnie obowiązujących w kraju uregulowań normowych, jako że norma „Beton zwykły” nie podawała zasad tego rodzaju badania. Norma jako zasadniczą metodę badania przyjmuje metodę dwupunktową, w której przyłożenie siły następuje od góry, poprzez dwa wałki w odstępie „d” i wówczas odstęp wałków podpierających wynosi „3d”.

Norma zaleca stosowanie stałej prędkości przyrostu obciążenia z zakresu 0,04-0,06 MPa/s oraz wymaga zaokrąglania obliczanej wytrzymałości betonu na zginanie z dokładnością do 0,1 MPa. Dodatkowo w załączniku normatywnym opisana została metoda, w której obciążenie przykładane jest centrycznie punktowo, to znaczy układ obciążenia składa się z jednego wałka umiejscowionego na środku przęsła badanej belki. Dla tej metody osobno podano zasady doboru szybkości przykładania obciążenia.

• Oznaczenie wytrzymałości betonu na rozciąganie przy rozłupaniu jest kolejnym wprowadzonym uzupełnieniem aktualnie obowiązującego stanu uregulowań normowych dotyczących badań stwardniałego betonu. Stosowna norma (PN-EN 12390-6) określa metodę oznaczania wytrzymałości betonu na rozciąganie przez rozłupanie próbek walcowych. Wytrzymałość tę oblicza się ze wzoru:

fct = 2 F/π L d

(1) gdzie:

fct - wytrzymałość betonu na rozciąganie przy rozłupaniu [MPa], F - wartość maksymalnego obciążenia w [kN], L - długość linii styku próbki w [mm],

d - wymiar przekroju poprzecznego w [mm].

Wynik powinien być podawany z zaokrągleniem do 0,05 MPa. Norma przewiduje także możliwość alternatywnego badania próbek sześciennych lub prostopadłościennych, przy czym przyjmuje się, że wyniki uzyskane na takich próbkach są o około 10% wyższe niż w przypadku badania próbek walcowych, wykonanych z tego samego betonu.

• Nowa norma precyzuje również kryteria opisu gęstości betonu stwardniałego. Przyjęto i zdefiniowano trzy stany wilgotności betonu: rzeczywisty, nasycony wodą i

59

wysuszony. Sam pomiar jest prosty i sprowadza się do określenia zależności pomiędzy masą próbki w stanie, odpowiadającym w chwili jej badania, wyrażoną w kilogramach, a objętością próbki, wyrażoną w metrach sześciennych. Wynik podaje się z zaokrągleniem do 10 kg/m3. W normie wyodrębnione zostały trzy metody oznaczania objętości próbki: − za pomocą pomiaru objętości wypartej wody (metoda odniesienia), − za pomocą obliczeń, wykorzystujących rzeczywiste pomiary (próbki o

regularnym kształcie), − za pomocą obliczeń, wykorzystujących sprawdzone wymiary nominalne

(sześciany, wykonane w formach precyzyjnych). Dla betonów lekkich w nowej normie (PN-EN 206-1) przyjęto klasyfikacje gęstości, która wyróżnia 6 klas – od D 1,0 o zakresie gęstości od 800 do 1000 kg/m3 do D 2,0, obejmującej zakres gęstości od 1800 do 2000 kg/m3. W stosunku do dotychczasowych krajowych ujęć normowych klasyfikacja powyższa stanowi zasadnicze novum, jednoznacznie porządkujące te systematykę.

• Nowa norma zasadniczo zmienia zasady wykonywania pomiaru odporności betonu na przepuszczalność wody (PN-EN 12390-8). Z oznaczenia momentu przesiąkania pod określonym ciśnieniem, któremu przypisuje się dany stopień wodoszczelności, przechodzi się na pomiar głębokości penetracji wody, pod stałym ciśnieniem 0,5 MPa, działającym przez okres trzech dób. Wynik podawany jest dokładnością do jednego milimetra.

Do badań można wykorzystywać zarówno próbki sześcienne, jak i walcowe oraz prostopadłościenne, przy założeniu, że minimalny wymiar boku lub średnicy jest nie mniejszy niż 150 mm. W stosunku do dotychczas obowiązujących zasad pomiaru, nastąpiło zmniejszenie powierzchni pola poddawanego ciśnieniu wody, a ścian bocznych nie pokrywa się warstwą wodoszczelną, dopuszczając możliwość przecieków na ściankach bocznych. Wymiar pola poddawanego działaniu wody pod ciśnieniem powinien wynosić około połowy krawędzi lub średnicy badanej powierzchni. Norma jest z założenia ograniczona do badania przepuszczalności wody przez beton, który uprzednio dojrzewał w wodzie. Można przyjmować, że obejmuje ona również beton dojrzewający w komorze o dużej wilgotności. Należy zaznaczyć, że nowa norma betonowa PN-EN-206-1 nie formułuje wymagań co do szczelności betonu w zależności od jego zastosowań. Odpowiednich danych należy więc szukać w normach konstrukcyjnych.

4. Badania betonu w konstrukcjach

Cennym uzupełnieniem normy PN-EN 206-1 jest pakiet norm szczegółowych, dotyczących badania betonu w konstrukcjach (PN-EN 12504). Badania te w zasadzie odnoszą się do bezpośredniej oceny wytrzymałości betonu w istniejących konstrukcjach. Na dzień dzisiejszy ustanowione zostały dwie z czterech planowanych norm z tego zakresu. Pierwsza z nich normuje zasady badania odwiertów rdzeniowych, wycinanych z konstrukcji. Druga natomiast dotyczy nieniszczących badań betonu za pomocą metody sklerometrycznej. • Norma PN-EN 12504-1 jest niezwykle cenna normą, porządkującą zasady badania

odwiertów rdzeniowych, która to tematyka nie doczekała się jak dotąd krajowego unormowania, a dotyka materii badań powszechnie stosowanych, aczkolwiek

60

realizowanych w istocie rzeczy „na wyczucie” [7]. Jeśli chodzi o szczegółowe ustalenia to norma ta wymaga odpowiedniego przygotowania odwiertów do badań, ze szczególnym uwzględnieniem szlifowania ich powierzchni czołowych lub ich „kapslowania”, czyli zastosowaniu warstw wyrównujących wykonanych z cementów wysoko glinowych, mieszanek siarkowych lub nakładek piaskowych.

Norma zaleca unikanie wiercenia poprzez zbrojenie, przy czym nie wypowiada się o wpływie na wytrzymałość betonu wyciętych przypadkowo kawałków prętów zbrojeniowych. W zasadzie, jeśli wysokość próbki jest równa średnicy, to wpływ ten jest pomijalny, o ile tylko nie są to pręty zbrojeniowe równoległe do osi próbki.

W przypadku gdy stosunek wymiaru maksymalnego ziarna kruszywa w betonie do średnicy odwiertu jest większy jak 1:3, norma uznaje że ma on istotny wpływ na mierzoną wartość wytrzymałości na ściskanie. W praktyce oznacza to, że najczęściej wycina się odwierty rdzeniowe o średnicy 100 mm. Dodatkowo, w stosownym załączniku informacyjnym norma określa szacunkowy wpływ wymiaru ziaren kruszywa oraz średnicy odwiertów na wytrzymałość próbek rdzeniowych.

Przyjmując zgodnie z [8], że wytrzymałość na ściskanie, oznaczana na próbkach kostkowych o wymiarze „a” jest równa wytrzymałości uzyskiwanej na walcach o wysokości i średnicy równej „a” pomnożonej przez współczynnik równy 1,12, można łatwo wykazać, że wytrzymałość betonu na ściskanie, określana na odwiertach, których średnica jest równa ich długości i wynosi 100 mm odpowiada wytrzymałości betonu badanej na próbkach sześciennych o wymiarze boku równym 150 mm.

fkostkowa(a=100 mm) = 1,12 fwalcowa(a=h=100 mm) ponadto, zgodnie z normą „Beton Zwykły”

fkostkowa(a=150 mm) = 0,9 fkostkowa(a=100 mm) co prowadzi do zależności:

fkostkowa(a=150 mm) = 1,12 x 0,9 fwalcowej(a=h=100 mm) czyli

fkostkowa(a=150 mm) ≈ fwalcowej(a=h=100 mm) Fakt ten ma bardzo istotne znaczenie praktyczne i jako taki został usankcjonowany w propozycji europejskich przepisów normowych, dotyczących zasad oceny wytrzymałości betonu w istniejących konstrukcjach budowlanych [9]. Przepisy te stanowią, że jeśli badania wytrzymałościowe są realizowane przy wykorzystaniu próbek wyciętych z odwiertów, których średnica jest równa ich długości i mieści się w przedziale od 100 do 150 mm, to uzyskiwane wartości wytrzymałości betonu na ściskanie odpowiadają wytrzymałości określanej na normowych próbkach sześciennych o boku równym 150 mm, wykonywanych i dojrzewających w tych samych warunkach.

Jednocześnie ta sama norma sankcjonuje także inny rodzaj próbek wycinanych z odwiertów rdzeniowych. Przyjmuje ona mianowicie, że wytrzymałość na ściskanie, badana na próbkach, których długość jest 2 razy większa od ich średnicy, przy założeniu, że średnica mieści się w przedziale od 100 do 150 mm odpowiada tzw. „wytrzymałości walcowej”, czyli wytrzymałości, określanej na normowych próbkach walcowych o wymiarach 150x300 mm.

Wytrzymałość na ściskanie każdej z badanych próbek należy oznaczać dzieląc wartości maksymalnego obciążenia przez pole przekroju poprzecznego próbki,

61

obliczone w zależności od średniej wartości średnicy. Wynik należy podawać z zaokrągleniem do najbliższego 0,5 MPa.

• Natomiast norma PN-EN 12504-2 jest nowelizacją starej polskiej normy (PN-74/B-06262), dotyczącej zasad nieniszczącego badania konstrukcji betonowych za pomocą młotka Schmidta typu „N”. Norma ta wprowadza pewne istotne zmiany w stosunku do dotychczasowej, powszechnie stosowanej praktyki pomiarowej. Po pierwsze, wprowadza obowiązek oczyszczenia kamieniem szlifierskim powierzchni chropowatych i zanieczyszczonych. Po drugie, ogranicza używanie młotka w przedziale temperatur od 10 do 350C. Po trzecie, zaleca aby sąsiednie punkty pomiarowe nie były oddalone od siebie o mniej niż 25 mm oraz aby żaden z nich nie znajdował się w odległości mniejszej niż 25 mm od krawędzi.

Ponadto, w celu uzyskania wiarygodnego oszacowania liczby odbicia w danym miejscu pomiarowym, wymaga się wykonania minimum dziewięciu odczytów, podczas gdy dotychczas wymóg ten ograniczał się do pięciu odczytów. W przypadku, gdy więcej niż 20% wszystkich odczytów różni się od wartości średniej o więcej niż 6 jednostek, cały zestaw odczytów należy odrzucić.

Równocześnie należy zaznaczyć, że z normy tej usunięto szereg cennych zaleceń odnośnie sposobu interpretacji uzyskiwanych wyników, co prowadzi do konieczności sformułowania ich w innym niż normowe ujęciu.

• Dokonanie prawidłowej oceny wytrzymałości betonu na ściskanie w istniejących konstrukcjach budowlanych wymaga określenia ujednoliconych zasad interpretacji uzyskiwanych wyników [10]. W istocie rzeczy w kraju brak jest jednoznacznych rozwiązań normowych tej kwestii. Najczęściej do tego celu wykorzystuje się znane powszechnie procedury, zawarte w normie „Beton Zwykły” (PN-88/B-06250) oraz w normie mostowej (PN-S-10040:1999). Procedury te formułują zasady wyznaczania, w zależności od liczby oznaczeń wytrzymałości, wartości tzw. wytrzymałości gwarantowanej betonu (RG

b), która jest podstawą do zakwalifikowania danego rodzaju betonu do określonej klasy jakościowej. Nowe uregulowania prawne zmieniają te procedury. Po pierwsze, norma PN-EN 206-1 zastępuje pojęcie wytrzymałości gwarantowanej pojęciem wytrzymałości charakterystycznej. Ta pozornie „drobna” zmiana może w praktyce stać się przyczyną wielu nieporozumień, ponieważ w polskich przepisach normalizacyjnych pojęcie wytrzymałości charakterystycznej miało, jak dotąd, nieco inny sens znaczeniowy.

Po drugie, będąca aktualnie na końcowym etapie zatwierdzania norma prEN 13791:2003, formułuje odmienne zasady określania wytrzymałości charakterystycznej (gwarantowanej). Najogólniej rzecz biorąc w przypadku, gdy dysponujemy, co najmniej 15 wynikami oznaczenia wytrzymałości na ściskanie, za wartość wytrzymałości charakterystycznej przyjmuje się mniejszą z dwóch następujących wartości: fck,is = fm(n),is – 1,48• s oraz fck,is = fis,lowest + 4 (2) gdzie:

fck,is - charakterystyczna wytrzymałość betonu na ściskanie „in-situ” fm(n),is - średnia wytrzymałość betonu na ściskanie wyznaczona dla „n” wyników fis,lowest - najmniejsza uzyskana wartość wytrzymałości betonu na ściskanie „in-situ” s - odchylenie standardowe uzyskanych wyników badań; w przypadku gdy

62

wartość „s” jest mniejsza od 2 MPa, należy przyjąć s = 2 MPa. Natomiast jeśli dysponujemy mniejszą liczbą wyników niż 15, za wartość wytrzymałości charakterystycznej przyjmuje się mniejszą z dwóch następujących wartości: fck,is = fm(n),is – k oraz fck,is = fis,lowest + 4 (3)

gdzie: k - współczynnik uzależniony od liczby posiadanych wyników („n”) dla n = 10÷14 - k = 4, dla n = 7÷9 - k = 5, dla n = 3÷6 - k = 6

Przedstawione powyżej kryteria oceny dotyczą w zasadzie wszystkich rodzajów konstrukcji betonowych, z tym, ze w przypadku konstrukcji mostowych mamy do czynienia ze swego rodzaju dowolnością, wynikającą z faktu, iż obok nowej normy betonowej [1] nadal aktualna jest norma mostowa [11], która zawiera w sobie procedury określenia klas wytrzymałościowych betonu zgodne z wycofana norma „Beton Zwykły”. Tak wiec z formalnego punktu widzenia w przypadku obiektów mostowych stan prawny nie uległ zmianie i nadal możliwe jest stosowanie dotychczasowych zasad oceny jakości betonu.

Osobna kwestia podnoszona przez wielu autorów na przestrzeni lat jest fakt, iż wytrzymałość rdzeni jest na ogól niższa niż wytrzymałość próbek normowych. W większości publikacji, w tym w amerykańskich przepisach normowych, przyjmuje się, iż wytrzymałość betonu na ściskanie, badana na odwiertach rdzeniowych (wytrzymałość „in-situ”), osiąga wartości rzędu 75-85% wytrzymałości próbek normowych, przy czym obserwowany spadek wytrzymałości jest większy dla betonów, charakteryzujących się wyższymi parametrami wytrzymałościowymi. Zjawisko to jest częściowo przypisywane samemu procesowi wiercenia, który niewątpliwie niesie w sobie ryzyko niewielkiego uszkodzenia materiału rdzenia, a częściowo temu, ze warunki pielęgnacji betonu na budowie są prawie zawsze gorsze od warunków, z jakimi mamy do czynienia w laboratorium. Jak dotąd, w naszym kraju zagadnienie to jest w praktyce pomijane milczeniem i do oceny jakości betonu w konstrukcji przyjmowane są zwykle wartości wytrzymałości, równe wartościom, uzyskiwanym w czasie badania odwiertów rdzeniowych. Tego typu postępowanie niewątpliwie prowadzi do niewielkiego zaniżenia rzeczywistych parametrów wytrzymałościowych wbudowanego betonu. Wchodzące obecnie przepisy normowe [9] z pewnością wymuszą zmianę tej sytuacji. Przyjmują one, bowiem obligatoryjny współczynnik korekcyjny, równy 0,85, rozumiany jako stosunek charakterystycznej wytrzymałości betonu na ściskanie „in-situ” do charakterystycznej wytrzymałości na ściskanie, określanej na próbkach normowych.

LITERATURA

[1] PN-EN 206-1: 2003, Beton – Cześć 1: Wymagania, właściwości, produkcja

i zgodność. [2] Mierzwa J.: Nowa norma dla betonu. Budownictwo Technologie Architektura, Nr

1/2003, str. 46-49. [3] Kon E.: PN-EN 12390: 2001 – Badania betonu. Cement Wapno Beton, Nr 3/2002, str.

114-116.

63

[4] Moczko A.: Badania betonu – stan prawny w świetle unormowań europejskich. Budownictwo Technologie Architektura, Nr 3/2003, str. 54-57.

[5] Kohutek Z.B.: Ocena zgodności właściwości betonu oraz kontrola jego wytwarzania w świetle europejskiej normy EN-206-1. Część I: Kontrola zgodności. Cement Wapno Beton, Nr 1/2002, str. 28-32.

[6] Brunarski L.: Nowe normowe kryteria zgodności wytrzymałości betonu. Budownictwo Technologie Architektura, Nr 2/2004, str. 28-30.

[7] Moczko A.: Badania odwiertów rdzeniowych w świetle aktualnych unormowań prawnych. Część 1 – pobieranie odwiertów z konstrukcji oraz badania makroskopowe. Budownictwo Technologie Architektura, Nr 1/2004, str. 24-27.

[8] Budownictwo Betonowe: Tom 1, część 1, - Technologia betonu, Arkady, 1972. [9] prEN 13791: 2003: Assessment of concrete compressive strength in structures or in

structural elements. [10] Moczko A.: Badania odwiertów rdzeniowych w świetle aktualnych unormowań

prawnych. Część 2 – badania wytrzymałościowe i interpretacja uzyskiwanych wyników. Budownictwo Technologie Architektura, Nr 2/2004, str. 32-35.

[11] PN-S-10040: 1999, Obiekty mostowe – Konstrukcje betonowe, żelbetowe i sprężone – Wymagania i badania.

TESTING HARDENED CONCRETE ACCORDING TO EUROPEAN STANDARDS

Summary

The paper presents an overview of European Standards referring to testing procedures of hardened concrete. Several aspects of practical application of PN-EN 206-1 and other associated standards have been discussed. Main principles of theses standards were presented with particular attention focused on the proper assessment of concrete compressive strength in existing structures. Among other things, testing details concerning cored specimens and rebound measurements have been presented as well.

64

VI SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2004

Józef Jasiczak1

Paweł Szymański2

WCZESNY SKURCZ BETONÓW MODYFIKOWANYCH DOMIESZKAMI

1. Wprowadzenie

Wiązaniu i twardnieniu betonu towarzyszą widoczne zmiany objętościowe do których należą: wczesne pęcznienie, wczesny skurcz plastyczny, skurcz samoczynny lub chemiczny, skurcz przy wysychaniu, skurcz karbonatyzacyjny. Zjawiska te badane były w wielu ośrodkach naukowych, jednak istnieje nadal kilka hipotez dotyczących przebiegu, przyczyn i wielkości występowania skurczu betonu. Wstęp do badań wczesnego skurczu betonu autorzy przedstawili na konferencjach w latach 2002 i 2003, prezentując coraz to szersze ujęcie zjawiska.

2. Uwarunkowania zewnętrzne kształtujące skurcz betonu

Beton wystawiony na działanie suchego powietrza lub wiatru wysycha, traci pewną

ilość zawartej w nim wody i zmniejsza swą masę. Pierwszy raz suszona próbka wykazuje nieodwracalny skurcz. Wielkość skurczu nieodwracalnego zależy od porowatości zaczynu, natomiast odwracalnego nie. Na zależność nieodwracalnego skurczu od ubytku wody z betonu wpływa także wyraźnie czas suszenia – skurcz wzrasta wraz z nim [5]. Beton zacznie pęcznieć, jeżeli po uprzednim osuszeniu go na powietrzu o określonej wilgotności względnej umieści się go w wodzie albo w pomieszczeniu o wyższej wilgotności. Jednak nawet pod długim przechowywaniu w wodzie cały początkowy skurcz nie zostanie cofnięty. W przypadku betonów zwykłych nieodwracalna część skurczu stanowi 0,3 do 0,6 skurczu przy wysychaniu, przy czym częściej spotykana jest wartość niższa [6]. Określenie ścisłej zależności odparowywania wody od czasu jego pielęgnacji jest sprawą złożoną. Parowanie rozpoczyna się od wilgotnej powierzchni betonu ze stałą szybkością, następnie zmniejsz się do czasu, kiedy koncentracja wilgoci na powierzchni nie osiągnie stanu równowagi z wilgotnością powietrza. W ostatnim okresie następuje dyfuzyjny ruch wody z wnętrza betonu do powierzchni. Zmiany objętości stwardniałego zaczynu cementowego

1 prof. dr hab. inż., Instytut Konstrukcji Budowlanych Politechniki Poznańskiej 2 mgr inż., Instytut Konstrukcji Budowlanych Politechniki Poznańskiej

65

w przedziale niskich wilgotności względnych otoczenia wiążą się ze wzrostem napięcia powierzchniowego zdyspergowanych drobnych cząstek żelu cementowego, pozbawionych wody adsorpcyjnej. Zmiany napięcia powierzchniowego wywołują na ich zakrzywionych powierzchniach wzrost ciśnień normalnych i zmiany objętości. W przedziale wyższych wilgotności, gdy zmiany energii powierzchniowej żelu nie są już tak znaczące, odkształcenia skurczowe wywołane są szybszym wzrostem sił van der Waalsa, wzajemnego oddziaływania cząstek, w porównaniu z przeciwdziałającym im rozklinowującym ciśnieniem wody adsorpcyjnej [4]. Podczas przetrzymywania betonu w wodzie lub pielęgnacji betonu w wilgotności około 100% występuje zjawisko pęcznienia. Pęcznienie betonu wykonanego z cementu o znormalizowanym składzie chemicznym wywołane jest przede wszystkim zjawiskiem adsorpcji wody przez żel. Woda adsorbowana przez żel o dużej powierzchni właściwej, wywołuje wzrost wewnętrznego ciśnienia pomiędzy jego cząstkami, które rozsuwa je na dalsze odległości. Jednocześnie woda, adsorbowana na powierzchni żelu, zmniejsza jego energię powierzchniową, co powoduje dalszą ekspansję.

Aby zapobiec gwałtownemu odparowaniu wody z powierzchni betonu, a co za tym idzie i ograniczyć w jakiś sposób skurcz należy w jak najszybszym czasie rozpocząć jego pielęgnację, co uchroni beton przed spękaniem.

3. Wpływ wskaźnika w/c na wielkość skurczu betonu. Skurcz samoczynny.

Samoosuszanie Powszechnie przyjmuje się, że skurcz betonu jest tym większy im wyższa jest

wartość wskaźnika w/c, ponieważ określa ona ilość wody odparowywalnej w zaczynie oraz szybkość z jaką woda może się przemieszczać w kierunku powierzchni próbki. W zwykłym betonie o wskaźniku w/c większym od 0,50, jest więcej wody niż potrzeba do pełnej hydratacji cząstek cementu. Duża ilość wody znajduje się w dobrze połączonych, dużych kapilarach, a więc meniski powstałe w wyniku samoosuszania pojawiające się w tych kapilarach mogą wywoływać jedynie bardzo małe napięcia rozciągające. W związku z tym stwardniały zaczyn cementowy kurczy się w niewielkim stopniu wraz z postępem samoosuszania. Powyżej wartości w/c > 0,6 skurcz przy wysychaniu znacząco nie rośnie. W przypadku betonu o współczynniku w/c około 0,30 siatka por utworzona jest zasadniczo z drobnych kapilar. Kiedy zacznie się rozwijać proces samoosuszania, jak tylko rozpocznie się hydratacja, meniski powstające w małych kapilarach wywołują siły rozciągające, które kurczą stwardniały zaczyn cementowy, jeśli z zewnątrz nie dostarczono wody [2]. Stosunek w/c nie tylko wpływa na przebieg kurczenia się zaczynu cementowego lub betonu. Doświadczenia wykazują, że wpływa on drastycznie na mikrostrukturę uwodnionego zaczynu cementowego i betonu, zwłaszcza w strefie przejściowej, to jest w zhydratyzowanym zaczynie cementowym, który otacza ziarna grubego kruszywa. Zaobserwowano, ze w zaczynie cementowym lub betonie o wysokim w/c strefa przejściowa jest bardzo porowata i wypełniona dużymi kryształami wapna i etryngitu. Przy stałym wskaźniku w/c, wraz ze wzrostem ilości zaczynu w jednostce objętości betonu skurcz wzrasta. Jest to związane zarówno z większą zawartością wody w betonie, jak i mniejszą zawartością kruszywa, którego obecność ogranicza skurcz. Skurcz betonu zawsze jest dużo niższy od skurczu zaczynu cementowego nawet o takim samym wskaźniku w/c. Wiadomo, że skurcz betonu można łatwo ograniczyć poprzez zwiększenie zawartości kruszywa [4]. Zwiększenie zawartości grubego kruszywa i zmniejszenie zawartości

66

kruszywa drobnego zmniejsza skurcz końcowy. Trzeba jednak zwrócić uwagę, że wzrost zawartości kruszywa grubego nie ma wpływa na bezwzględną zmianę zaczynu cementowego [6]. Jest bardzo ważne by wiedzieć czy zaczyn cementowy hydratyzuje z zewnętrznym źródłem wody czy bez. Gdy nie ma zewnętrznego źródła wody, w układzie zamkniętym zaczyn wysycha bez utraty masy i kurczy się. Woda obecna w grubych kapilarach, której energia jest mała, łatwo zostaje odciągnięta przez nanopory utworzone przez skurcz chemiczny. Kiedy stosunek w/c zamkniętego układu jest wysoki początkowa ilość wody kapilarnej jest duża i kapilary mają dużą średnicę, gdyż początkowo cząstki cementu są od siebie oddalone. Ze względu na ten fakt, wiele ziaren cementu zaczyna ulegać hydratacji równolegle, suszenie bardzo drobnych kapilar może doprowadzić do wysokich napięć rozciągających, które kurczą stwardniały zaczyn cementowy. Jeżeli hydratacja zaczynu o niskim w/c przebiega w obecności zewnętrznego źródła wody, tak długo jak faza wody pozostaje ciągła nie tworzą się meniski i w układzie nie zachodzi skurcz samoczynny. Zaczyn nie powinien się kurczyć. Z teoretycznego punktu widzenia, można zapobiec skurczowi samoczynnemu stosując wcześniej dojrzewanie w wodzie, ta kwestia ma duże znaczenie kiedy stosuje się betony o dużej wytrzymałości i niskim w/c [1]

W ostatnich latach prowadzone są na świecie badania skurczu samoczynnego (autogenicznego), czego przykładem są rys. 1-4. [7]

Rys. 1. Skurcz samoczynny betonu o stosunku w/c

=0,3 Rys. 2. Skurcz samoczynny betonu o stosunku w/c =0,4

67

Rys. 3. Skurcz samoczynny betonu o stosunku w/c =0,5

Rys. 4 . Skurcz samoczynny betonu o stosunku w/c=0,6

Skurczem autogenicznym określa się zmniejszenie objętości, jakiego doznaje mieszanina cementu i wody, na skutek reakcji chemicznych procesu hydratacji. Skurcz ten pojawia się we wnętrzu dużych mas betonu. Skurcz samoczynny wzrasta wraz z wzrostem temperatury, z wyższą zawartością cementu w mieszance betonowej oraz z drobniejszym przemiałem cementu. Skurcz autogeniczny badany jest na betonie który nie ma dostępu do wilgoci z zewnątrz, a zmiany objętości zachodzą w wyniku zachodzących reakcji chemicznych. Pomiaru skurczu autogenicznego dokonuje się na szczelnie ofoliowanych próbkach betonu na stanowisku pokazanym na rys. 5. Wartości skurczu autogenicznego zaznaczono na rys. 1–4 linią przerywaną. Widoczna jest zależność między wskaźnikiem w/c, a wartością tego skurczu – skurcz jest tym większy, im mniejsze jest w/c. Pozostałe wykresy obejmują skurcz przy wysychaniu próbek wyjętych z folii po 1, 4, 8, i 28 dniach i dojrzewających przy dostępie wilgoci z zewnątrz. Przyrosty skurczu są tym większe im wyższe jest w/c.

68

4. Wpływ domieszek chemicznych na skurcz betonu

Superplastyfikatory są domieszkami obniżającymi potrzebną zawartość wody w mieszance. Ich podstawowy efekt ma charakter pośredni i polega na tym, że domieszki mogą wpłynąć na zmianę w mieszance zawartości wody lub cementu lub obu tych składników, a na skurcz wpływa połączone działanie tych zmian. Ich podstawowe działanie polega na lepszym rozproszeniu ziaren cementu co w konsekwencji przyspiesza ich hydratację. W ten sposób można wyjaśnić dlaczego w pewnych przypadkach zastosowań superplastyfikatorów stwierdzono przyrost wytrzymałości betonu przy stałym stosunku wodno – cementowym. Istnieją cztery podstawowe kategorie superplastyfikatorów: - sulfonowe kondensaty meleminowo – formaldehydowe (SMF), - sulfonowe kondensaty naftalenowo – formaldehydowe (SNF), - modyfikowane lignosulfoniany (L), - estry kwasu sulfonowego i estry węglowodanów.

Brooks [3] w oparciu o opublikowane przez różnych badaczy dane dotyczące deformacji betonów zestawił dotychczasowe wyniki badań dotyczące wpływu domieszek na wielkość skurczu betonu. Dodanie do mieszanki betonowej plastyfikatora lub superplastyfikatora pozwala na uzyskanie większej ciekłości mieszanki betonowej bez zwiększenia ilości wody, ponieważ domieszki modyfikując siły pomiędzy ziarnami cementu powodują rozbicie dużych aglomeratów na mniejsze, uwalniając zamkniętą w nich wodę. Zdyspergowanie cementu, uwolnienie wolnej wody oraz niski stan wilgotności zewnętrznej mogą powodować przyspieszoną hydratację ziaren cementu, co przejawia się skokowym wzrostem skurczu w pierwszych pięciu godzinach wiązania cementu.

5. Opis stanowisk do pomiaru skurczu betonu

Dotychczasowe badania skurczu betonu nie ujmowały szerzej zjawiska skurczu od

zarobienia mieszanki betonowej wodą, ich wartości nie mierzono z taką dokładnością i częstotliwością jak obecnie. Wyjątek stanowią badania S. Miyazawy i E. Tazawy. Pomiary skurczu betonu wykonane były na formach jak rys. 5 [7,8], a wyniki pomiaru pokazano wcześniej na rys. 1–4. Pomiary skurczu prowadzone przez autorów obejmują badania od momentu zarobienia składników wodą co uwzględnienie poszczególnych faz skurczu betonu począwszy od skurczu plastycznego, chemicznego, autogenicznego, skurczu przy wysychaniu.

Rys.5. Forma do badań skurczu autogenicznego betonu [7]

69

Autorzy zrezygnowali z czytników metrycznych na rzecz czujników potencjometrycznych mierzących precyzyjnie napięcie prądu przepływającego w sposób ciągły przez czujniki umieszczone w betonie. W skład stanowiska badawczego wchodzą: aparatura pomiarowa firmy Magelab, komora klimatyczna, szyna zaciskowa, urządzenie wspomagające – komputer wraz z oprzyrządowaniem, zasilacz awaryjny, kalibrator ręczny z czujnikiem mikrometrycznym, czujniki potencjometryczne do pomiaru skurczu, czujniki temperatury, czujniki wilgotności. Zestaw zabezpiecza potrzeby w zakresie pomiarów długoczasowych przy użyciu czujników przemieszczeń z możliwością zaawansowanej obróbki zebranych w komputerze danych pomiarowych. Zmiana długości próbki powoduje zmianę parametrów prądu elektrycznego, które po kalibracji przetwarzane są automatycznie na jednostki długości. Pomiar za pomocą tak skonstruowanych czujników ma wiele zalet. Przede wszystkim możliwy jest pomiar skurczu betonu zaraz po zarobieniu składników mieszanki z wodą. Możliwe są więc pomiary skurczu chemicznego, plastycznego i skurczu zhydratyzowanego zaczynu. Odczyt skurczu może być dokonywany co 2 sekundy, a wyniki są rejestrowane numerycznie. Wadą zestawu pomiarowego jest niezwykła czułość na zmiany temperatury otoczenia i wilgotności względnej powietrza, dlatego wynik należy korygować wprowadzając współczynnik uwzględniający parametry zewnętrzne. Próbki betonowe umieszczone są w komorze klimatycznej, temperatura oraz wilgotność względna w komorze ustawiana jest za pomocą wbudowanego mikrokomputera, który utrzymuje te wartości na stałym, zadanym poziomie podczas całego cyklu. Warunki takie można utrzymywać nawet przez kilka miesięcy i zmieniać je w dowolnym czasie. Próbki do badań skurczu posiadają wymiary: 250x100x20 mm (dł., szer., wys.). Długość pomiarowa l=190mm obwarowana jest charakterem mocowania czujników skurczu rys.6 i 7.

Rys. 6. Widok form do badań skurczu betonu

70

PRZEKRÓJ 1-1

PRZEKRÓJ 2-2

Czujnikpotencjometryczny

1 1

2

2

Rys. 7. Forma do badań skurczu betonu Do badań zastosowano czujniki potencjometryczne mierzące precyzyjne napięcie prądu przepływającego w sposób ciągły przez umieszczone czujniki. Zmiana długości próbki powoduje zmianę parametrów prądu elektrycznego, które po kalibracji przetwarzane są na jednostki długości. Wyniki rejestrowane są przez program numerycznie. Pomiar skurczu jest przeprowadzany w voltach, aby przejść na jednostki długości zostało przeprowadzone skalowanie czujników przemieszczeń. W skład zestawu pomiarowego wchodzi również oprogramowanie ATEWIN dzięki któremu możliwe jest zapisywanie, przetwarzania i obrabianie danych w celu określenia wielkości skurczu betonu rys. 8.

Rys.8. Oprogramowanie ATEWIN

71

6. Wybrane wyniki badań własnych

Próbki betonowe przetrzymywane były w komorze klimatycznej w której zachowane były stałe parametry wilgotnościowo temperaturowe przez cały cykl trwania badań. Na rysunkach 9 i 10 pokazano wyniki badań w których beton przechowywany był w temperaturze 20oC i wilgotności 35% i 85%. Na rysunku 11 pokazano wyniki badań w których beton przechowywany był w temperaturze 15oC i wilgotności 50%, część próbek po 3 i 4 godzinach umieszczono w szczelnym pojemniku bez możliwości wymiany powietrza aż do zakończenia badania. Drugą część umieszczono w pojemniku na 3 godziny bez możliwości wymiany powietrza, a następnie wyjęto z pojemnika i przechowywano w wilgotności 50%. Jest to nawiązanie do wyników badań przedstawionych na rys.1–4. Kolejne badania skurczu betonu wykonane były z zastosowaniem różnych domieszek chemicznych: plastyfikatory, superplastyfikatory, plastyfikatory o działaniu opóźniającym rys. 12.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

0 4 8 13 17 21 25 29 33 38 42 46 54 67 79 92Czas [godz.]

Skur

cz li

niow

y [-m

m/m

]

beton zwykły beton z superplasyfikatorem beton z superplastyfikatorem. -20% wody

Rys. 9. Skurcz betonu w wilgotności 35% i temperaturze 20oC. Na wykresie zaznaczono skurcz betonu z superplastyfikatorem, bez superplastyfikatora z taką samą ilością wody,

z superplastyfikatorem ze zredukowaną ilością wody o 20%

72

-0,2

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

0 4 8 13 17 21 25 29 33 38 42 46 54 67 79 92Czas [godz.]

Skur

cz li

niow

y [-m

m/m

]

beton z superplastyfikatorem - 20% wody beton z superplastyfikatorem beton zwykły

Rys. 10. Skurcz betonu w wilgotności 85% i temperaturze 20oC. Na wykresie zaznaczono skurcz betonu z superplastyfikatorem, bez superplastyfikatora z taką samą ilością wody,

z superplastyfikatorem ze zredukowaną ilością wody o 20%

-0,4

0

0,4

0,8

1,2

1,6

2

0 4 8 12 15 19 23 27 31 35 38 42 50 63 75 87

Czas [godz.]

Skur

cz li

niow

y [-m

m/m

]

1 2 3

Rys. 11. Skurcz betonu w wilgotności 50% i temperaturze 15oC.

Na wykresie zaznaczono: 1 – skurcz betonu z superplastyfikatorem i plastyfikatorem (beton przechowywany w pojemniku przez 3 godziny, a następnie wyciągnięty z

pojemnika), 2 – beton z plastyfikatorem o działaniu opóźniającym i superplastyfikatorem (po 3 godzinach umieszczony w pojemniku), 3 – beton z

superplastyfikatorem (po 4 godzinach umieszczony w pojemniku)

73

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0 4 8 12 15 19 23 27 31 35 38 42 50 63 75 87Czas [godz.]

Skur

cz li

niow

y [-m

m/m

]

1 2 3

Rys. 12. Skurcz betonu w wilgotności 50% i temperaturze 15oC. Na wykresie zaznaczono: 1 – skurcz betonu z superplastyfikatorem i plastyfikatorem,

2 – beton z plastyfikatorem o działaniu opóźniającym i superplastyfikatorem, 3 – beton z superplastyfikatorem

7. Wnioski

Wykonane badania i analiza potwierdziły ogólnie znane zależności skurczu betonu

przy wysychaniu od czynników zewnętrznych. Potwierdzono także wpływ domieszek chemicznych na wzrost skurczu betonu oraz konieczność obniżenia w/c przy ich dozowaniu o ile oczekuje się skurczu podobnego do betonu bez domieszek. Dostrzeżono możliwość hamowania lub opóźniania zjawiska skurczu poprzez odcinanie betonu od wpływu otoczenia. Spostrzeżenie to może mieć duże znaczenie aplikacyjne. Opracowanie objęte programem badawczym IB – 11 – 551/2004/DS

Literatura

[1] Aictin P.C.: Hydratacja cementu portlandzkiego widziana oczyma inżyniera budownictwa. Cement wapno beton 2003 s. 115 – 130.

[2] Aictin P.C.: Trwały wysokowartościowy beton – sztuka i wiedza. Materiały Konferencji: Dni Betonu – tradycja i nowoczesność. Szczyrk 2002 s.7 – 36.

[3] Brooks J.J.: Influence of mix proportions, plasticizers and superplasticizers on creep and drying shrinkage of concrete. Magazine of Concrete Research. 41. No 148. 1989.

[4] Kiernożycki W.: Betonowe konstrukcje masywne. Kraków 2003. [5] Kurdowski W.: Chemia cementu. PWN, Warszawa 1991. [6] Neville A.M.: Właściwości betonu. Arkady, Warszawa 1999.

74

[7] Tazawa E., Miyazawa S.: Autogenous shrinkage and drying shrinkage of high strength concrete. 5th international Sympisium on Utylization of High Strength, High Performance Concrete. Sandefiord, Norway, 1999, p. 1254 – 1263.

[8] Tazawa E., Miyazawa S.: Influance of cement and admixture on autogenous shrinkage of cement paste. Cement and Concrete Research. Vol. 25, No.2, pp 281-287,1995.

EARLY AGE SHRINKAGE OF CONCRETE MODIFIED BY THE CHEMICAL ADMIXTURES

Summary

The problems of concrete shrinkage have been debated by a number of authors, beginning with those specialising in the concrete chemistry to civil engineers. To bond and to hardening of concrete accompany visible voluminal changes to of which belong: early swelling, early plastic shrinkage, chemical shrinkage, shrinkage at drying, autogenous shrinkage. To qualify size of shrinkage of concrete we must know several of parameters to of which belong: quantity and kind of cement, size w/c, quantity and kind aggregate and care of concrete.

75

76

VI SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2004

Artem Czkwianianc1

Jerzy Pawlica2

Danuta Ulańska2

SKURCZ I PEŁZANIE BETONÓW SAMOZAGĘSZCZALNYCH

1. Wprowadzenie

Zalety betonu SCC takie jak wyeliminowanie wibrowania, a więc redukcja hałasu i obniżenie kosztów, łatwość układania w elementach o znacznym zagęszczeniu zbrojenia i o skomplikowanych kształtach, powodują, że jest on coraz szerzej stosowany w praktyce budowlanej na całym świecie, np. w budynkach wysokich [3], mostach [4], tunelach [6] i wiaduktach.

Skład betonów samozagęszczalnych charakteryzuje się dużą zawartością frakcji drobnych, które zwiększają lepkość mieszanki i zmniejszają segregację. Uzupełnieniem ilości frakcji drobnych są dodatki takie jak popiół lotny, żużel wielkopiecowy, pył krzemionkowy lub wypełniacze w postaci mączki wapiennej, mączki szklanej itp. W rezultacie, zawartość ziaren drobnych o średnicy do 0,125mm dochodzi do około 650kg/m3. Obecnie, dzięki opracowaniu i zastosowaniu lepszych domieszek regulujących lepkość, ilość frakcji drobnych można zmniejszyć nawet do 400kg/m3. Różnicując proporcje cementu do dodatku lub wypełniacza uzyskujemy różną wytrzymałość betonu od 20 do nawet 100MPa. Ilość wody w mieszane betonu zawiera się w przedziale 160 do 200dcm3/m3. Duża ilość zaprawy obniża objętościowy udział kruszywa grubego. Mimo wielu składników, skład betonów samozagęszczalnych jest jednak stosunkowo mało zróżnicowany.

Można też przypuszczać, że właściwości reologiczne betonów SCC będą również mało zróżnicowane. Pełzanie tych betonów, ze względu na dużą zawartość zaczynu może być większe niż betonów zwykłych. Skurcz betonów SCC może mieć inny przebieg w czasie. Duża zawartość zaczynu przy małej ilości kruszywa grubego może spowodować, że skurcz betonów będzie znaczny. Również dodatek popiołu lotnego może spowodować wzrost skurczu o 20% w porównaniu do skurczu betonu wykonanego z cementu portlandzkiego [5].

1 dr hab. inż., prof. PŁ, Katedra Budownictwa Betonowego Politechniki Łódzkiej 2 dr inż., Katedra Budownictwa Betonowego Politechniki Łódzkiej al. Politechniki 6, 93-590 Łódź

77

W tej sytuacji, przy braku opracowań normowych i małej liczbie badań, w Katedrze Budownictwa Betonowego zajęto się tym problemem, i w ramach projektu badawczego nr 8 T07E 018 20 finansowanego przez Komitet Badań Naukowych, przeprowadzono badania reologiczne dla 12 betonów samozagęszczalnych.

2. Program i opis badań

2.1. Program badań

Program obejmował badanie 12 betonów (tablica 1). Różniły się one składem

i projektowaną wytrzymałością. W programie uwzględniono zastosowanie dwóch rodzajów cementów, dwóch domieszek i dwóch dodatków: popiołu lotnego i mączki wapiennej.

Tablica 1. Program badań betonów SCC

Nr betonu

fcc MPa

cement dodatek super- plastyfikator

pełzanie po dniach

skurcz betonu

40/1 40 Viscocrete 3 7,28 2 20/2 popiół lotny 28 1 20/3

CEM I 42.5 NA mączka 28 1

20/4 popiół lotny 28 1 20/5

20 CEM III/A 32.5 NA mączka

Addiment FM34

28 1 60/6 popiół lotny 2,7,28,90,365 5 60/7 CEM I 42.5 NA 2, 7, 28 3 60/8 CEM III/A 32.5 NA mączka Viscocrete 3

28 1 60/9 CEM I 42.5 NA Addiment FM34 2 1

60/10 popiół lotny 28 1 60/11

60

CEM III/A 32.5 NA mączka 28 1 80/12 80 CEM I 42.5 NA popiół lotny

Viscocrete 3 2,7 3

Przyjęto, że dla wszystkich betonów badanie pełzania będzie prowadzone po 28

dniach ich dojrzewania. Wybrane betony będą obciążane dodatkowo po upływie 2, 7, 90, 365 dniach od chwili ich zarobienia. Skurcz betonu będzie kontrolowany dla wszystkich wykonanych zarobów.

2.2. Właściwości materiałów i składy mieszanek

Do wykonania betonów zastosowano cement CEM I 42.5NA z Cementowni Warta

oraz cement CEM III/A 32.5NA z Cementowni Strzelce Opolskie, zaś popiół lotny z Elektrociepłowni EC-IV z Łodzi, a mączkę wapienną z Cementowni Rudniki. Skład chemiczny, własności fizyczne i wytrzymałościowe cementów i popiołu lotnego pokazano w tablicy 2 i 3.

78

Tablica 2. Skład chemiczny cementów i popiołu lotnego popiół lotny Cecha charakterystyczna CEM I 42.5 NA CEM III/A 32.5 NA %1) %2)

Części nierozpuszczalne 0,7% 0,5% Straty prażenia 2,8% 0,6% 8,18

CaO 64,5% 54,3% 5,23 4,80 MgO 0,9% 3,8% 3,40 3,12 SiO2 20,8% 31,8% 53,10 48,76 Al2O3 4,9% 5,9% 25,71 23,61 Fe2O3 2,4% 2,3% 7,79 7,15 SO3 2,7% 3,4% 1,32 1,21

Na2Oeq 0,42% 0,76% 1,33 1,82 Cl 0,006% 0,073%

1) po przepaleniu w 815°C, 2) po przeliczeniu na stan wyjściowy

Tablica 3. Właściwości cementów Charakterystyka CEM I 42.5 NA CEM III/A 32.5 NA

Wytrzymałość na ściskanie: po 2 dniach po 28 dniach

17,6MPa 52,3MPa

25,7MPa 47,0MPa

Właściwa ilość wody 25,0% Czas wiązania: początek

koniec150 min 210 min

186 min 248 min

Zmiana objętości 0,2 mm 0,5 mm Powierzchnia właściwa 3274 cm2/g

Wszystkie betony były wykonane z piasku kopalnianego 0/2 i żwiru

wielofrakcyjnego 2/16 z kopalni Mietków. Skład ziarnowy kruszywa pokazano na rys. 1 i w tablicy 4.

Tablica 4. Skład ziarnowy kruszywa

Kruszywo Sito mm Piasek 0/2 Żwir 2/16 31,5 100,0 100,0 16 100,0 98,3 8 98,6 67,8 4 97,9 29,5 2 96,8 8,2 1 93,3 2,6

0,5 76,2 1,3 0,25 29,4 0,8 0,125 3,1 0,5 0,063 0,5 0,2

0

20

40

60

80

100

0,06 0,13 0,25 0,5 1 2 4 8 16 31,5

Rozmiar oczka [mm]

Σfi [%]

żwir 2/16

piasek

Rys. 1. Skład ziarnowy kruszywa

Stosowano dwa rodzaje

79

domieszek upłynniających Addiment FM - superplastyfikator na bazie eteru polikarboksylowego i Viscocrete –3 jako superplastyfikator na bazie kombinacji polikarboksylanów i regulatorów lepkości, wiązania i twardnienia.

Projektując skład betonów starano się w niewielkim stopniu różnicować sumę ilości cementu i dodatków przyjmując średnio 520 kg/m3 oraz wody, stosując średnio 180dcm3/m3 co dawało współczynnik woda/spoiwo 0,296 do 0,396 (masowo).

Zróżnicowanie wytrzymałości osiągnięto zmieniając stosunek cementu do dodatku (wypełniacza). Uwzględniając powyższe założenia, wykonano zaroby próbne i po korektach zaprojektowano i wykonano 20 zarobów dla 12 betonów. W tablicy 5 zamieszczono składy mieszanek betonowych oraz wyniki oznaczeń konsystencji według testów stosowanych dla betonów samozagęszczalnych : średnicę rozpływu z odwróconego stożka Abramsa, czas wypływu mieszanki – V-funnel test, oraz tzw. L-box test. Wszystkie mieszanki spełniały, przyjęte w literaturze, kryteria betonów samozagęszczalnych.

2.3. Opis badań Mieszankę betonową wykonywano w mieszarce przeciwbieżnej dozując kolejno

składniki: kruszywo, cement, dodatki, wodę zarobową i domieszkę z częścią wody zarobowej. Po wymieszaniu składników wykonywano pomiar średnicy rozpływu z odwróconego stożka Abramsa, oznaczano gęstość pozorną mieszanki betonowej i zawartość powietrza, a następnie mierzono czas wypływu mieszanki w teście V-funnel oraz test L-box. Po upływie 1 godziny ponownie sprawdzano średnicę rozpływu i przystępowano do wykonywania próbek.

Tablica 5. Skład mieszanek betonów SCC Numer betonu

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Nr zarobu

Składniki (kg/m3) i właściwości

mieszanki beton. 9, 10 17 14 16 15 1,3,4,5,6

12,13,20

11 2 18 19 7, 8

CEM I 42,5 NA 220 220 220 - - 330 400 328 - - 450 CEM III/A 32.5 NA - - - 220 220 - - 400* - 330 400 - Piasek 585 659 659 659 659 594 686 686 591 595 686 580 Żwir 2/16 993 909 909 909 909 997 962 962 994 1000 962 1100 Woda 180 190 190 190 190 180 180 172 179 180 180 160 Popiół lotny 280 280 - 280 - 200 - - 199 200 - 90 Mączka wap. - - 280 - 280 - 80 80 - - 80 - Viscocrete 3 6.9 - - - - 6.9 6.9 7.2 - 4.4 5.6 7.0 Addiment FM 34 - 2.6 4.0 2.3 5.0 - - - 6.9 - - - gęstość 2290 2315 2348 2320 2298 2310 2335 2385 2300 2340 2263 2379 c+d 500 480 500 500 500 530 480 480 530 530 480 540 w/c 0,818 0,950 0,864 0,864 0,864 0,545 0,450 0,450 0,542 0,545 0,450 0,356 w/(c+d) 0,360 0,396 0,380 0,380 0,380 0,340 0,375 0,375 0,338 0,340 0,375 0,296 Rozpływ, mm 740 695 670 645 640 675 685 705 755 750 630 670 V-funnel test, sek 6 - 2 - - 8 5 7 7 7 4 9

2 4

- -

- -

- -

- -

4 8

2 5

4 8

- -

- -

4 10

L-box t1/2 test t1, sek H1 H2, mm

510 60

- -

- -

- -

- -

510 60

510 70

510 65

- -

- -

505 65

Powietrze, % 1,3 2,0 2,0 1,1 5,2 2,6 7,8 1,6 - 2,0 5,6 2,0

80

Z każdego zarobu formowano 18 sześcianów o boku 150 mm, 12 walców Ø 150/300mm, 3 beleczki o wymiarach 70x70x280mm oraz 3 beleczki 100x100x500mm. Formy napełniano mieszanką betonową warstwami czekając na odpowietrzenie się każdej warstwy poprzedniej. Dla wybranych zarobów pobierano próbki do badania nasiąkliwości betonu. Próbki po zarobieniu, na dwie doby przykrywano folią, a po rozformowaniu umieszczano w wannie nad wodą na pięć dni. Po siedmiu dniach od wykonania betonu próbki przenoszono do pomieszczenia klimatyzowanego o stałej temperaturze powietrza 20±2o C i wilgotności względnej RH 50±5%. W tych warunkach dojrzewania próbki przebywały przez cały czas badania skurczu i pełzania oraz do czasu badań cech wytrzymałościowych .

Badania wytrzymałości fc,cube wykonywano po 2, 7, 28, 90, i 365 dniach dojrzewania, badania fc,cyl, Ec, po 28 dniach pielęgnacji oraz w dniu rozpoczęcia badań pełzania i po ich zakończeniu.

Badania skurczu prowadzono dla każdego zarobu rozpoczynając pomiary w dniu wyjęcia próbek z foremek. Odkształcenia mierzono na 3 beleczkach 70x70x280mm oraz 3 beleczkach 100x100x500mm. Odkształcenia skurczowe mierzono przyrządem angielskiej firmy ELE International wyposażonym w czujnik zegarowy o dokładności odczytu 0,002mm. Pomiary prowadzono codziennie przez 14 dni, następnie co 7 dni przez cztery tygodnie i dalej raz w miesiącu.

Badanie pełzania betonów SCC wykonywano dla każdego zarobu na trzech próbkach Ø150/300mm. Zgodnie z programem badań próbki wszystkich betonów obciążano po 28 dniach dojrzewania, próbki wybranych betonów także w innych terminach ( tablica 1 ). Wszystkie trzy próbki każdego zarobu umieszczano jednocześnie w pełzarce (prasie hydraulicznej) i przykładano obciążenie . Poziom obciążenia betonów wynosił około 30% siły niszczącej (tylko dla zarobu nr 6 – 50%). Badania odkształceń pełzania prowadzono zgodnie z normą ASTM C512, która przyjmuje, że odkształcenie pełzania jest proporcjonalne do naprężeń w zakresie 0 do 40% wytrzymałości na ściskanie.

Pomiar odkształceń pełzania był prowadzony za pomocą tensometru nasadowego mechanicznego firmy Mayes & Son o bazie 200mm i o dokładności odczytu 0,8x10-5. Równocześnie z pomiarem odkształceń pełzania prowadzono pomiar odkształceń skurczowych na trzech próbkach walcowych Ø150/300 w celu uwzględnienia wpływu skurczu na pełzanie.

3. Wyniki badań skurczu i ich analiza

Badania skurczu prowadzono przez okres jednego roku. Szczegółowe wyniki badań

zamieszczono w publikacji [2]. Rozwój odkształceń skurczowych w czasie, dla reprezentatywnych betonów samozagęszczalnych (o wytrzymałościach fc,cube od 41 do 71 MPa) pokazano na rys. 2.

81

-0.1

0.0

0.1

0.2

0.3 0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0 50 100 150 200 250 300 350 400

beton Z10 beton Z3 beton Z13 beton Z8

beton ε csu T k

Z10 0.489x10-3 21 0.997 Z3 0.673x10-3 17 0.999 Z13 0.765x10-3 15 0.999 Z8 0.765x10-3 17 0.999

εcs [‰]

t [dni]

Rys.2. Zależność εcs – t

Tak długi czas badań pozwala na wiarygodną ocenę końcowych odkształceń

skurczowych . Do ich obliczenia posłużono się funkcją paraboliczną, określającą przyrost skurczu w czasie, zaproponowaną przez Rossa.

ucsε

tTtu

cscs +

ε=ε (1)

w której εcs - odkształcenia skurczowe po t dniach, - końcowe odkształcenia skurczowe (po czasie t = ∞), T – czas po którym występuje połowa końcowych odkształceń skurczowych.

ucsε

Funkcję tę można sprowadzić do postaci liniowej (2) i wykorzystując wyniki badań wyznaczyć u

csε i T.

ucs

ucscs

Tt11ε

+ε

=ε

(2)

Dla betonów, których zależności εcs–t pokazano na rys. 2, tak wyznaczone wartości ucsε i T oraz współczynnik korelacji k aproksymacji liniowej, zamieszczono na rysunku. W

ten sposób wyznaczono końcowe odkształcenia skurczowe dla wszystkich zbadanych betonów (zarobów).

Wartości te porównano (rys. 3) z obliczonymi wg polskiej normy [7] dla betonów zwykłych. W obliczeniach uwzględniono warunki przechowywania próbek (RH = 80% w czasie t=7 dni, RH = 50% do t = ∞) i uzyskane w badaniach wytrzymałości betonów. Widoczny jest całkowity brak korelacji. Należy jednak zaznaczyć, że proponowana w normie metoda oszacowania końcowych odkształceń skurczowych nie uwzględnia oczywiście wpływów dodatków do betonów ani współczynnika w/c mieszanki betonowej.

82

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

CEM I + popiółCEM III + popiółCEM I + mączkaCEM III + mączka

ε ucsexp [‰]

ε ucsPN [‰]

Rys. 3. Porównanie wartości z obliczonymi wg PN [7] u

expcsε

Wartości końcowych odkształceń skurczowych uzyskane z badań dla betonów SCC

są w większości przypadków wyższe od obliczonych według PN. Średnie odkształcenie dla wszystkich betonów SCC, wynikające z pomiarów na beleczkach 70x70x280mm,

wynosi = 0,678 mm/m zaś obliczone = 0,534 mm/m .

ucsε

ucsε u

csεPodobne rezultaty uzyskali Chong Hu i Laurent Barcelo [1]. W ich badaniach

porównawczych skurcz końcowy betonów SCC był od 0,1 do 0,15 mm/m większy od dojrzewającego w tych samych warunkach betonu zwykłego.

Zwiększony skurcz wynika z małej zawartości kruszywa grubego i dużej ilości zaczynu w mieszance. W prezentowanych badaniach współczynnik w/(c+d) był mało zróżnicowany i zawierał się w granicach 0,30 do 0,38, natomiast stosunek w/c dla niektórych betonów był znaczny (tablica 5).

Widoczny wpływ na końcowe odkształcenia skurczowe betonów samozagęszczalnych ma zawartość cementu w mieszance i rodzaj cementu.

Na rysunku 4 pokazano tę zależność dla wszystkich badanych betonów (zarobów). W przypadku betonów z zawartością cementu 450 kg/m3 ilość wody w mieszance

była równa jedynie 160 kg/m3. Badania Shacklock’a i Keena wskazują, że zmniejszenie wody o 20 dcm3/m3 powoduje zmniejszenie skurczu o około 0,050 × 10-3. Po zastosowaniu tej korekty i te betony wzięto pod uwagę przy aproksymacji funkcją liniową. Zastosowanie cementu CEM III spowodowało wzrost skurczu betonów SCC w stosunku do betonów wykonanych z cementu CEM I.

83

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

200 250 300 350 400 450 500

popiół lotnymączka wapienna

c [kg/m3]

εucs [‰]

CEM I 42.5 NA

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

200 250 300 350 400 450 500

popiół lotnymączka wapienna

c [kg/m3]

εucs [‰]

CEM III/A 32.5 NA

Rys. 4. Końcowe odkształcenia skurczowe a zawartość cementu w mieszance

a)

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

zarób 5

zarób 6

zarób 7

zarób 16

zarób 17

βds(t-ts)

log(t-t s ) 3 7 t-ts [dni] 360180902814

PN-B-03264:2002h0 = 35mm

Popiół lotny

b)

-0,1

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

zarób 11

zarób 12

zarób 15

zarób 19

zarób 20

βds(t-ts)

log(t-ts ) 3 7 t-ts [dni] 360180902814

PN-B-03264:2002h0 = 35mm

Mączka wapienna

Rys. 5. Wyniki badań rozwoju skurczu w czasie na tle modelu normowego [7]

84

Interesujący jest również rozwój odkształceń εcs w czasie. Dla betonów samozagęszczalnych skurcz autogeniczny jest w początkowej fazie niewielki. Traktując zatem cały skurcz jako skurcz od wysychania, można dla każdego betonu wyznaczyć wartości funkcji βds.(t - ts). Dla stałych warunków termiczno wilgotnościowych, (tj. od ts = 7 dni) temperatury równej 20±20 i wilgotności RH = 50±5% i dla badań na małych próbkach 70x70x280mm, uzyskane rezultaty naniesiono na rys.5. Wyniki zamieszczone na rys. 5a dotyczą betonów z zawartością popiołu lotnego , na rys.5b betonów z dodatkiem mączki wapiennej. Ponad to na rysunkach naniesiono wykresy funkcji βds.(t - ts) opisanej wzorem nr B5 w normie [7].

Proponowany w normie [7], dla betonu zwykłego, opis rozwoju skurczu nie jest adekwatny dla betonów samozagęszczalnych. W początkowym okresie dojrzewania skurcz narasta wolniej w porównaniu do przewidywanego wzrostu dla betonów zwykłych. Prawdopodobnie, jak podaje Neville [5], przy stosunkowo dużej zawartości wody w mieszance betonowej początkowa utrata wolnej wody powoduje niewielki skurcz lub nie wywołuje go wcale. Również w okresie późniejszym tempo przyrostu odkształceń skurczowych dla betonów SCC nie daje się opisać zależnością proponowaną w normie.

4. Wyniki badań pełzania i ich analiza

Właściwości reologiczne betonu skurcz i pełzanie nie są zjawiskami niezależnymi i

powinny być rozpatrywane łącznie. Jednak powszechnie stosuje się zasadę superpozycji do obydwu tych zjawisk, co dla realizacji badań jest dogodnym uproszczeniem. W prowadzonych badaniach pomiary odkształceń betonów pod obciążeniem prowadzone były równolegle z pomiarem skurczu na próbkach świadkach. Różnicę odkształceń przyjęto jako odkształcenia pełzania. Niezależnie od wieku betonu w chwili obciążania, poziom obciążeń σc / fc(t0) starano się utrzymać równy około 0,3.

Tablica 6. Końcowe wartości odkształceń i współczynników pełzania

obciążenie Beton Zarób wiek t0 poziom ceε uccε uφ

40/1 9 7 036 0,23 0,43 1,87 40/1 10 28 0,30 0,32 0,46 1,44 20/2 17 29 0,33 0,43 0,73 1,70 20/3 14 28 0,30 0,39 0,97 2,49 20/4 16 33 0,41 0,41 0,50 1,22 20/5 15 25 0,29 0,32 0,60 1,88 60/6 1 7 0,38 0,85 1,17 1,38 60/6 3 28 0,28 0,52 0,64 1,23 60/6 4 365 0,21 0,33 0,15 0,45 60/6 5 90 0,25 0,66 0,44 0,67 60/6 6 2 0,50 0,47 0,61 1,30 60/7 12 7 0,32 0,48 1,14 2,38 60/7 13 2 0,30 0,39 0,80 2,05 60/7 20 30 0,25 0,46 0,83 1,80 60/8 11 - - - - - 60/9 2 2 0,27 0,20 0,27 1,35

85

c.d. tabelicy 6 60/10 18 35 0,30 0,35 0,40 1,14 60/11 19 34 0,34 0,51 0,83 1,63 60/12 7 2 0,30 0,43 0,79 1,84 60/12 8 7 0,30 0,71 1,18 1,68

Znajomość rozwoju odkształceń pełzania w czasie pozwoliła na uzależnienie ich od

współczynnika pełzania φ = εcc / εce i obliczenie, analogicznie jak dla skurczu, wartości końcowych εcc

u i φu. Wartości te zestawiono w tablicy 6. Na rysunku 6 zamieszczono wykresy rozwoju odkształceń pełzania w czasie dla

wybranych betonów, pogrupowane w zależności od wieku betonu w chwili obciążania.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 50 100 150 200 250 300 350

02 06 07

ε cc [‰]

czas [dni]

FA=90, ϕ=1.84

FA=200, ϕ =1.30

FA=200, ϕ=1.35

wiek betonu w chwiliobciążenia: 2 dni

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 50 100 150 200 250 300 350

01 08 09

εcc [‰]

czas [dni]

FA=90, ϕ=1.68

FA=200, ϕ=1.38

FA=280, ϕ =1.87

wiek betonu w chwiliobciążenia: 7 dni

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 50 100 150 200 250 300 350

03 10 17

ε cc [‰]

czas [dni]

FA=280, ϕ=1.70

FA=280, ϕ =1.44

FA=200, ϕ=1.23

wiek betonu w chwili obciążenia: 28 dnicement CEM I

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 50 100 150 200 250 300 350

16 18

εcc [‰]

czas [dni]

FA=280, ϕ=1.14

wiek betonu w chwiliobciążenia: 28 dnicement CEM III

FA=280, ϕ=1.22

Rys. 6. Odkształcenia pełzania betonów obciążanych w różnym wieku

Wszystkie betony zawierały dodatek popiołu, zbliżoną wartość sumy C+FA, ale różne proporcje C/FA. Jak wynika z porównania wykresów, betony obciążane w późniejszym wieku miały mniejsze różnice odkształceń i końcowych współczynników pełzania niż betony młode. Porównywalne betony wykonane z cementu CEM III charakteryzowały się mniejszym współczynnikiem pełzania φu równym 1,22 i 1,14 niż betony na cemencie CEM I dla których φu zmieniało się w dranicach 1,23 do 1,7.

86

0

0,5

1

1,5

2

0 56 112 168 224 280 336 392

współczynnik pełzania z badań

dni 28 2

Rys. 7. Wpływ wieku betonu na współczynnik pełzania

Istnieje też wyraźny wpływ wieku betonu na końcową wartość współczynników pełzania. Najlepiej ilustruje tę zależność wykres pokazany na rys. 7 (dla betonu nr 60/6 z dodatkiem popiołu lotnego).

Dla badanych betonów samozagęszczalnych duży wpływ na końcowe wartości współczynników pełzania miała wytrzymałość betonu. Na rysunku 8 zamieszczono wykres zależności φu od fc,cube dla betonów z dodatkiem popiołów, obciążonych po 28 dniach dojrzewania. Współczynnik pełzania maleje ze wzrostem wytrzymałości nawet dwukrotnie.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

20 30 40 50 60 70

ϕ u

fc,cube [MPa]

Rys. 8. Zależność φu od fc,cube

W betonach samozagęszczalnych stosuje się znaczne ilości dodatków jako

uzupełnienie frakcji drobnych. W prezentowanych badaniach był to popiół lotny i mączka wapienna, których wpływ na odkształcenia pełzania był przedmiotem analizy. Rezultaty badań pokazano na rysunku 9. Wynika z nich, że na wartość końcowego współczynnika pełzania ma istotny wpływ rodzaj użytego dodatku, popiół lotny wyraźnie obniża pełzanie w stosunku do pełzania betonów z dodatkiem mączki wapiennej.

87

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

0 1 2 3

φ

Pop

iół l

otny

Mąc

zka

wap

ienn

a

Rys. 9. Wpływ dodatku (popiołu lotnego i mączki wapiennej) na współczynnik pełzania

Porównano również wartości końcowego współczynnika pełzania dla

odpowiadających sobie betonów obciążonych po 28 dniach ale wykonanych z różnych cementów CEM I 42.5 NA i CEM III/A 32.5 NA. Z diagramu na rys. 10 widać, że dla betonów o tych samych wytrzymałościach współczynnik φu ma znacznie mniejsze wartości gdy użyto do betonu CEM III. Na wartość współczynnika φu ma również istotny wpływ rodzaj użytego dodatku.

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

3 18 20 19 17 16 14 15 nr zarobu

f c,cube =60MPa fc,cube =20MPa

popiół lotny

mączkawapienna

φu

popiółlotny

mączka wapienna

CEM

I C

EM

III

CE

M I

CE

M II

I

CEM

I C

EM

III

CE

M I

CE

M II

I

Rys. 10. Zależność φu od rodzaju cementu

Cementy o różnym składzie mają różne szybkości hydratacji. Popiół lotny również

ma właściwości wiążące w przeciwieństwie do mączki wapiennej, która spełnia rolę wypełniacza. Tak więc zaprojektowane betony samozagęszczające miały różne szybkości przyrostu wytrzymałości w czasie, im szybciej przyrastała wytrzymałość tym mniejsze było pełzanie betonu pod stałym obciążeniem.

88

Pewnym miernikiem przyrostu wytrzymałości jest wartość modułu sprężystości betonu. Wybrano betony obciążone po 28 dniach dojrzewania, dla których na rys. 11 naniesiono zależność końcowych współczynników pełzania od modułu Ec określonego w dniu obciążenia.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

20 22 24 26 28

φ 28

Ec28 [GPa]

Rys. 11. Zależność φu – Ec (28)

Z przedstawionej zależności wynika, że współczynnik pełzania radykalnie maleje ze

wzrostem moduły sprężystości betonu.

5. Uwagi końcowe i wnioski

Badanie skurczu i pełzania betonów jest bardzo pracochłonne i wymaga dużego reżimu w przestrzeganiu procedur postępowania. Z tego powodu badań tych jest stosunkowo mało i są one ograniczone do niewielkiej liczby zmiennych parametrów.

Przeprowadzone w laboratorium Katedry Budownictwa Betonowego badania reologiczne wykonano dla betonów samozagęszczalnych, w których zastosowano popularne dodatki i domieszki ogólnie dostępne na rynku. Również skład mieszanek betonowych zaprojektowano tak aby spełnić wszystkie wymagania ogólnie przyjęte dla betonów SCC.

Zawęziło to zakres badań do przedstawionego w p. 2 programu. Wnioski z badań dotyczą więc grupy betonów samozagęszczalnych możliwie prostych do wykonania o typowych proporcjach składników.

5.1. Skurcz 1. Wartości końcowych odkształceń skurczowych dla betonów samozagęszczalnych są

w większości przypadków wyższe od oszacowanych dla betonów zwykłych według normy PN [7]. Odkształcenia pomierzone na beleczkach 70×70×280mm przechowywanych w warunkach opisanych w p. 2 zawarte są w granicach od 0,54 do 0,88mm/m.

89

2. Istotny wpływ na wartość końcowych odkształceń skurczowych ma rodzaj zastosowanego cementu i nieco mniejszy dodatku. Betony SCC wykonane z cementu CEM I 42.5 NA miały skurcz mniejszy od betonów, w których zastosowano cement CEM III 32.5 NA.

3. Nie znaleziono bezpośredniej korelacji między końcowym skurczem betonów samozagęszczalnych a wytrzymałością betonu. Relacja zamieszczona w normie [7] dla betonów zwykłych nie może być bezpośrednio stosowana dla betonów SCC.

4. Rozwój odkształceń skurczowych w czasie jest nieco wolniejszy niż przyjęty dla betonów zwykłych. W początkowym okresie dojrzewania skurcz narasta wolniej niż w betonach zwykłych.

5.2. Pełzanie

1. Pełzanie betonów samozagęszczalnych, o składzie mieszanek podanym w tabl. 5, jest

mniejsze od obliczonego według procedury zamieszczonej w normie PN [7] dla betonów zwykłych. Końcowy współczynnik pełzania badanych betonów, przy poziomie obciążenia około 0,3, dla wieku obciążenia 2 i 7 dni wyniósł φu = 1,73, dla obciążenia po 365 dniach φu = 0,45.

2. Końcowy współczynnik pełzania maleje wraz ze wzrostem wytrzymałości betonów. Dla betonów SCC z dodatkiem popiołu lotnego przy wzroście wytrzymałości od 20 do 60 MPa zmalał prawie dwukrotnie.

3. Pełzanie betonów SCC z zawartością popiołu lotnego jest znacznie niższe niż betonów z dodatkiem wypełniacza w postaci mączki wapiennej. Na wartość końcowego współczynnika wpływa również rodzaj zastosowanego w mieszance betonowej cementu, CEM III wyraźnie obniża wartość φu.

Literatura

[1] Chong H., Barcelo L.: Investigation on the Shrinkage of Self-Compacting Concrete

for Building Construction. Proceedings of the International Workshop on Self-Compacting Concrete. Kochi University of Technology, Tosa-yamada, Kochi, Japan, 23-26 August 1998, pp. 228-242

[2] Czkwianianc A., Pawlica J., Ulańska D.: Skurcz i pełzanie betonu samozagęszczalnego. Badania doświadczalne elementów i konstrukcji betonowych. Zeszyt 12/2004, KBB, Wydział Budownictwa, Architektury i Inżynierii Środowiska

[3] Izumi I., Inoue K.: State-of-theart Report on Construction of Building Structures. Proceedings of the International Workshop on Self-Compacting Concrete. Concrete Engineering Series 30, August 1998, Kochi, Japan, s. 292-309

[4] Kashima S., Kanazawa K., Okada R., Yoshikawa S.: Application of Self-Compacting Concrete Made with Lowheat Cement for Bridge Substructures of Honshushikoku Bridge Authoruty. Proceedings of the International Workshop on Self-Compacting Concrete. Concrete Engineering Series 30, August 1998, Kochi, Japan, s. 255-261

[5] Neville A.M.: Właściwości betonu. Wydanie 4, Polski Cement, Kraków 2000 [6] Shishido T., Shiraiwa S., Ishii J., Yamamoto S., Kume H.: Puoring Works of High

Fluidity Concrete for Immersed Tunnel by Steel-Concrete Composite Structure. Proceedings of the International Workshop on Self-Compacting Concrete. Concrete Engineering Series 30, August 1998, Kochi, Japan, s. 328-346

90

[7] PN-B-03264/2002. Konstrukcje betonowe, żelbetowe i sprężone. Obliczenia statyczne i projektowanie.

SHINKAGE AND CREEP OF SELF-COMPACTING CONCRETE Summary

In laboratory of Technical University of Lodz – Concrete Structure Department, tests of

shrinkage and creep on 12 (SCC) self-compacting concretes were executed (grant no 8 T07E01820). Concretes were made with cements CEM I and CEM III, additives – fly ash and lime powder and superplasticizers – FM34 Addiment i ViscoCrete 3 Sika. The tests were carried out on shrinkage and creep were lasted for 1 year. Specimens for creep were loaded after 2, 7, 28, 90 and 365 days. The level of loading was about 0,3fc. Shrinkage was measured on 70×70×280mm and 100×100×500mm prisms. First measurement was taken immedietly after demoulding of specimen.

91

92

VI SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2004

Janusz Szwabowski1

BADANIA MIESZANKI BETONOWEJ WEDŁUG PN-EN 12350:2001

1. Wprowadzenie

Istotną zmianą wprowadzoną przez PN-EN 206-1 „Beton – wymagania, właściwości, produkcja i zgodność”, w stosunku do PN-88/B-0620 „Beton zwykły”, jest wyłączenie z niej metod badań. Zawarto je w trzech odrębnych normach, a raczej pakietach norm: PN-EN 12350 „Badania mieszanki betonowej”, PN-EN 12390 „Badania betonu” i „PN-EN 12504 „Badania betonu w konstrukcjach”. Dzięki temu, normy te mogą być rozszerzane o nowe lub nieujęte w nich badania, czy aktualizowane w wyniku doskonalenia technik badawczych, bez zmiany normy zasadniczej, czyli PN-EN 206. Norma PN-EN 12350 „Badania mieszanki betonowej” podzielona jest na 7 części, szczegółowo opisując w części 1–szej rodzaje i pobieranie próbek mieszanki, zaś w pozostałych 6-ciu częściach, w odniesieniu do poszczególnych badań, zasadę metody, stosowane przyrządy, badaną próbkę, procedurę i wynik badania, zawartość sprawozdania z badania oraz dokładność pomiarów. Tak szczegółowe ich sprecyzowanie wynika nie tylko z oczywistego warunku koniecznej porównywalności wyników, ale również z faktu, że są one narzędziem kontroli zgodności właściwości mieszanki z wymaganiami.

Przechodząc do omówienia unormowań zawartych w PN-EN 12350, ze względu na ograniczone ramy tego referatu, zajmijmy się tym co najistotniejsze, czyli ich krótką charakterystyką oraz wskazaniem nowości i najistotniejszych zmian wprowadzonych w poszczególnych jej częściach względem normy PN-88/B-06250. W przypadku metod badania konsystencji, odpowiednio do każdej z omawianych metod, przytoczone zostaną, wprowadzone przez PN-EN 206-1, klasy konsystencji oraz dopuszczalne tolerancje dla zakładanych wartości konsystencji. Należy zwrócić przy tym uwagę, że klasy konsystencji, podane odpowiednio dla każdej z normowych metod jej badania, nie są bezpośrednio związane ze sobą.

1 Prof.zw.dr hab.inż., Katedra Procesów Budowlanych Politechniki Śląskiej e-mail: jski@polsl.gliwice.pl

93

2. PN-EN 12350-1 Badania mieszanki betonowej. Część 1: Pobieranie próbek

Norma ta oparta jest na normie międzynarodowej ISO 2736/1 – Concrete tests - test specimens - Part1:Sampling of fresh concrete. W stosunku do PN-88/B-06250 istotnej zmianie uległo pojęcie partii mieszanki betonowej, które dotychczas oznaczało ilość betonu o niezmiennym składzie, wyprodukowaną w okresie nie dłuższym niż jeden miesiąc. Obecnie, przez partię betonu należy rozumieć ilość mieszanki wykonaną w jednym cyklu operacyjnym mieszarki, lub w ciągu jednej minuty w mieszarce o pracy ciągłej, lub przewożonej jako gotowa w mieszarce samochodowej. Wyróżnia się dwa rodzaje próbek ze względu na sposób pobierania: próbkę złożoną i próbkę punktową. Próbka złożona to ilość mieszanki betonowej, składająca się z kilku porcji pobranych z różnych miejsc partii lub mieszanki, dokładnie wymieszanych ze sobą. Natomiast próbka punktowa to ilość tej mieszanki pobrana z części partii lub masy betonu, składająca się z jednej lub więcej porcji, dokładnie wymieszanych ze sobą. Zaś przez porcję rozumie się ilość mieszanki pobraną jednorazowo za pomocą narzędzia do pobierania próbek. Uszczegółowiono procedurę otrzymywania próbki złożonej. W tym celu, wymaganą liczbę porcji należy pobrać z miejsc równomiernie rozmieszczonych w objętości partii mieszanki i umieścić w pojemniku, z zastrzeżeniem, że jeśli porcje te pobiera się ze strumienia mieszanki to pominąć należy początek i koniec strumienia. Ustalenia tej normy dotyczą pobierania próbek we wszystkich, wymienionych w PN-EN 12350, metodach badania mieszanki betonowej.

3. PN-EN 12350 Badania mieszanki betonowej. Część 2: Badanie konsystencji metodą

opadu stożka Norma ta oparta jest na normie międzynarodowej ISO 4109 – Fresh Concrete –

Determination of the consistency – Slump test. Zasada metody jest taka sama jak w normie PN-88/B-06250, czyli miarą konsystencji jest wartość opadu stożka mieszanki, uformowanej i zagęszczonej w stożkowej formie, następującego po rozformowaniu próbki przez uniesienie formy. W skład zestawu przyrządów stosowanych w tej metodzie wchodzą:

- forma kształtująca próbkę mieszanki do badania, o identycznych jak w dotychczasowej normie wymiarach;

- pręt do zagęszczania próbki przez sztychowanie o innej jedynie długości (zamiast 550 jest 600 mm);

- lej zasypowy (opcjonalnie); - przymiar liniowy długości 300 mm z podziałką co 5 mm (była milimetrowa); oraz nie uwzględniane w dotychczasowej normie: - sztywna płaska płyta lub inna powierzchnia podstawy z materiału

nienasiąkliwego, służąca do umieszczenia na niej formy; - płaski pojemnik o sztywnej konstrukcji, z nienasiąkliwego materiału, służący do

mieszania mieszanki, o wymiarach umożliwiających dokładne wymieszanie mieszanki szuflą o prostokątnym zakończeniu;

- szufla o prostokątnym zakończeniu; - wilgotna tkanina do oczyszczenia płyty/podstawy przed rozformowaniem próbki; - łopatka o szerokości około 100 mm do napełniania formy mieszanką; - sekundomierz (stoper) do pomiaru czasu z dokładnością do 1 s.

Procedura badania jest niemal identyczna jak w PN-88/B-06250. Wprowadzono jedynie, celem ścisłej porównywalności wyników, wymóg rozformowania próbki w czasie 5 do 10

94

s, oraz wykonania całego badania w czasie 150 s. Badanie jest ważne tylko w przypadku właściwego opadu stożka (bez ścięcia), tzn., gdy mieszanka utrzymuje się w stanie trwale nienaruszonym i symetrycznym. W przeciwnym wypadku badanie należy powtórzyć. Jeśli sytuacja się powtórzy, oznacza to, że mieszanka nie nadaję się do badania konsystencji metodą opadu stożka. Natomiast, jeżeli opad stożka nie ustabilizuje się w czasie 1 min od momentu zdjęcia formy, to pomiar konsystencji metoda pomiaru stożka należy uznać za niemiarodajny.

PN-88/B-06250 zalecała stosowanie tej metody dla mieszanek o konsystencji od plastycznej do ciekłej, o opadzie stożka od 2 do 15 cm, szczególnie ją zalecając dla konsystencji półciekłej (opad 6÷11 cm). Natomiast omawiana norma jako zakres dobrej czułości metody określa przedział od 10 do 200 mm opadu stożka. Mieszanki o opadzie wykraczającym poza ten przedział powinny być badane inną metodą. Dotyczy to na przykład mieszanek samozagęszczalnych. Konsystencję mierzoną metodą opadu stożka określa się wg PN-EN 206-1 klasami podanymi w tablicy 1. Tablica 1. Klasy konsystencji dla metody opadu stożka

Klasa Opad stożka w mmS1 10 do 40 S2 50 do 90 S3 100 do 150 S4 160 do 210 S5 ≥ 220

Konsystencja mieszanki może być określana przez jej klasy lub, w szczególnych przypadkach, przez wartości zakładane. Dla tych ostatnich PN-EN 206-1 określa dopuszczalne tolerancje, podane w tablicy 2. Tablica 2. Tolerancje dla zakładanych wartości konsystencji mierzonych opadem stożka

Wartość zakładana w mm ≤ 40 50 do 90 ≥ 100 Tolerancja w mm ± 10 ± 20 ± 30

Konsystencję mieszanki betonowej, jeśli ma być określana, należy badać w czasie jej wbudowywania, a w przypadku betonu towarowego – w czasie dostawy. 4. PN-EN 12350 Badania mieszanki betonowej. Część 3: Badanie konsystencji metodą

Vebe

Norma ta oparta jest na normie międzynarodowej ISO 4110 – Fresh Concrete – Determination of the consistency – Vebe test. Zasada metody jest taka sama jak w normie PN-88/B-06250. Badanie prowadzi się na zestawie przyrządów, zwanym w nowej normie przyrządem pomiarowym Vebe (konsystencjometrem). Jest to w istocie prawie identyczny- jak w starej normie-zestaw pomiarowy, uzupełniony o opisane już w Części 2 przyrządy: stoper, pojemnik do mieszania mieszanki, szufla i łopatka. Jedyne różnice polegają na:

- zwiększeniu średnicy naczynia pomiarowego z 230 do 240 mm, - zwiększeniu średnicy przeźroczystego krążka z 225 do 230 mm, - określeniu długości (380 mm) i szerokości (260 mm) stolika wibracyjnego,

95

- zwiększeniu długości pręta do sztychowania z 550 do 600 mm. Autorowi nie są znane przyczyny i zasadność tych zmian. Ich charakter i wielkość sugeruje, że ich wpływ na wynik badania może być niewielki lub nawet pomijalny.

Procedura badania jest niemal identyczna jak w PN-88/B-06250. Wprowadzono jedynie, celem ścisłej porównywalności wyników, wymóg rozformowania próbki w czasie 5 do 10 s oraz przeprowadzanie badania w jednakowym odstępie czasu, po wymieszaniu. Czas pełnej deformacji rozformowanej próbki, mierzony w sekundach, jest miarą konsystencji mieszanki, nazywaną czasem Vebe. Zakres dobrej czułości metody określono w przedziale 5 do 30 s. Konsystencję mierzoną metodą Vebe określa się wg PN-EN 206-1 klasami podanymi w tablicy 3. Tablica 3. Klasy konsystencji dla metody Vebe

Klasa Czas Vebe [s]V0 ≥ 31 V1 30 do 21 V2 20 do 11 V3 10 do 6 V4 5 do 3

Konsystencja mieszanki może być określana przez jej klasy lub, w szczególnych przypadkach, przez wartości zakładane. Dla tych ostatnich PN-EN 206-1 określa dopuszczalne tolerancje, podane w tablicy 4. Tablica 4. Tolerancje dla zakładanych wartości konsystencji mierzonych metodą Vebe

Wartość zakładana [s] ≥ 11 6 do 10 ≤5 Tolerancja [s] ± 3 ± 2 ± 1

5. PN-EN 12350 Badania mieszanki betonowej. Część 4: Badanie konsystencji metodą

oznaczania stopnia zagęszczalności

W zestawie normowych metod badania konsystencji mieszanki betonowej jest to metoda nowa. Zasada metody polega na poddaniu wibracji próbki mieszanki, ułożonej bez jakiegokolwiek zagęszczania w metalowym pojemniku i pomiarze zmiany jej wysokości względem wysokości pierwotnej (wysokości pojemnika wypełnionego mieszanką). Zagęszczanie prowadzi się do momentu w którym poziom mieszanki w pojemniku przestaje ulegać zmianie. Zestaw przyrządów stosowanych tej metodzie składa się z: - pojemnika metalowego, o wymiarach podstawy 200 x 200 mm i wysokości 400 mm; - urządzenia do zagęszczania mieszanki betonowej, którym może być wibrator wgłębny

o częstotliwości ≥ 120 Hz i średnicy ≤ 50 mm, lub stolik wibracyjny o częstotliwości ≥ 40 Hz;

- packa metalowa o określonych wymiarach, - zgarniak o prostych krawędziach o długości ponad 200 m, - przymiar liniowy o podziałce milimetrowej, oraz takie jak w pozostałych metodach: pojemnik do wymieszania mieszanki, szufla i wilgotna tkanina. Wynik badania, czyli stopień zagęszczalności oblicza się z wzoru

96

shhc1

1

−=

w którym: h1 – wewnętrzna wysokość pojemnika, mm,

s - wartość średnia z czterech odległości powierzchni zagęszczonej mieszanki od krawędzi górnej pojemnika, mm

Jeśli stopień zagęszczalności jest mniejszy niż 1,04 lub większy niż 1,46, to pomiar konsystencji mieszanki betonowej tą metodą jest niemiarodajny. Konsystencję mierzoną metodą oznaczania stopnia zagęszczalności określa się wg PN-EN 206-1 klasami podanymi w tablicy 5.

Tablica 5. Klasy konsystencji dla metody stopnia zagęszczalności Klasa Stopień zagęszczalności

C0 ≥ 1,46 C1 1.45 do 1,26 C2 1,25 do 1,11 C3 1,10 do 1,04

Konsystencja mieszanki może być określana przez jej klasy lub, w szczególnych przypadkach, przez wartości zakładane. Dla tych ostatnich PN-EN 206-1 określa dopuszczalne tolerancje, podane w tablicy 6.

Tablica 6. Tolerancje dla zakładanych wartości konsystencji mierzonych metodą stopnia zagęszczalności

Wartość zakładana ≥ 1,26 1,25 do 1,11 ≤1,10 Tolerancja ± 0,10 ± 0,08 ± 0,05

6. PN-EN 12350 Badania mieszanki betonowej. Część 5: Badanie konsystencji

metodą stolika rozpływowego

Metoda ta jest znana, chociaż przez normę PN-88/B-06250 nie była uwzględniana. W badaniu określa się konsystencję mieszanki betonowej przez pomiar jej rozpływu na płaskiej płycie poddanej wstrząsom. Zestaw przyrządów stosowany w tej metodzie składa się z:

- stolika rozpływowego, składającego się z unoszonej uchylnie płaskiej płyty, o wymiarach 700 mm x 700 mm, o masie 16 ± 0,5 kg, z oznaczonym w środku krzyżem o ramionach równoległych do boków płyty, oraz kołem o średnicy 210 mm przymocowanej jednostronnie zawiasami do sztywnej podstawy, na którą płyta może opadać ze stałej wysokości;

- formy stożkowej, o wysokości 200 mm i średnicach: dolnej 200 mm i górnej 130 mm ukształtowania próbki mieszanki ( w polskiej wersji normy zamieniono wymiary średnic),

- drążek do zagęszczania, o kwadratowym przekroju 40 x 40 mm i długości około 200 mm,

- przymiar liniowy o długości minimum 700 mm, z podziałką co 5 mm,

97

oraz podobnie jak w pozostałych metodach: pojemnik d mieszania mieszanki, szufla, łopatka, stoper oraz wilgotna szmatka. Procedura badania jest następująca. Umieszczoną centralnie na płycie stolika formę napełnia się mieszanką betonową w dwóch równych warstwach, ubijając je drążkiem zagęszczającym. Po odczekaniu 30 s podnosi się formę i próbkę mieszanki poddaje się 15 wstrząsom, przez uniesienie i swobodne opuszczenie boku płyty. Następnie, za pomocą przymiaru liniowego mierzy się wzdłuż ramion krzyża wymiary rozpływu mieszanki betonowe, z zaokrągleniem do 10 mm. Wynik badania jest średnią arytmetyczną tych dwóch wymiarów. Norma podaje także dane dotyczące dokładności pomiarów wykonanych na mieszance z tej samej próbki. Zakres dobrej czułości metody określony jest wartościami rozpływu mieszczącymi się w przedziale 340 do 600 mm.

Konsystencję mierzoną metodą stolika rozpływowego określa się wg PN-EN 206-1 klasami podanymi w tablicy 7. Tablica 7. Klasy konsystencji dla metody stolika rozpływowego

Klasa Średnica rozpływu [mm]F1 ≤ 340 F2 350do 410 F3 420 do 480 F4 490 do 550 F5 560 do 620 F6 ≥ 630

Konsystencja mieszanki może być określana przez jej klasy lub, w szczególnych przypadkach, przez wartości zakładane. Dla tych ostatnich PN-EN 206-1 określa dopuszczalne tolerancje, podane w tablicy 8. Tablica 8. Tolerancje dla zakładanych wartości konsystencji mierzonych średnicą rozpływu

Wartość zakładana w mm ≥ 1,26 1,25 do 1,11 ≤1,10 Tolerancja ± 0,10 ± 0,08 ± 0,05

7. PN-EN 12350 Badania mieszanki betonowej. Część 6: Gęstość

Zasada metody polega na pomiarze masy mieszanki betonowej, zagęszczonej w

sztywnym pojemniku o znanej objętości. Zasadniczymi przyrządami zestawu pomiarowego są: - pojemnik o odpowiedniej sztywności z metalu, o objętości nie mniejszej niż 5 dm3 i

najmniejszym wymiarze równym co najmniej czterokrotnemu największemu wymiarowi ziarna kruszywa w mieszance betonowej, lecz nie mniejszym niż 150 mm;

- urządzenie do zagęszczania mieszanki, którym może być: a) wibrator wgłębny, o częstotliwości około 120 Hz i średnicy nie większej niż ¼

najmniejszego wymiaru pojemnika; b) stolik wibracyjny o częstotliwości około 40 Hz; c) pręt stalowy do sztychowania o kołowym przekroju średnicy 16 mm i długości

600 mm, o zaokrąglonych końcach;

98

d) drążek stalowy do zagęszczania o kwadratowym przekroju 25 x 25 mm i długości około 380 mm;

- waga o dokładności do 0.1 % masy zagęszczonej mieszanki betonowej; - pojemnik do mieszania mieszanki betonowej: oraz pomocnicze przyrządy takie jak: zgarniak, łopatka, szufla, miękki młotek.

Procedura badania jest bardzo prosta. Próbkę mieszanki umieszcza się w pojemniku dwoma warstwami, każdą z nich zagęszczając. Zagęszczenie powinno być pełne, bez segregacji i wydzielania się mleczka cementowego. Po wyrównaniu powierzchni mieszanki do krawędzi pojemnika waży się go z mieszanką i od określonej w ten sposób masy odejmuje się masę samego pojemnika. Określoną w ten sposób masę mieszanki dzieli się przez objętość pojemnika, otrzymując gęstość mieszanki betonowej. Normatywny sposób skalowania objętości pojemnika podany jest w załączniku.

8. PN-EN 12350 Badania mieszanki betonowej. Część 7: Badanie zawartości

powietrza. Metody ciśnieniowe

Jest to nowa norma, oparta na projekcie normy międzynarodowej ISO 4848 – Concrete – Determination of air content of freshly mixed concrete – Pressure method. Podano w niej dwie metody badania zawartości powietrza w zagęszczonej mieszance betonowej i w każdej z nich stosuje się przyrząd, którego zasada działania oparta jest na prawie Boyle’a-Mariotta. Są to: metoda słupa wody i metoda ciśnieniomierza. Każda z metod oparta jest na innej zasadzie. Zasada metody słupa wody Wodę wprowadza się do ustalonego poziomu ponad próbkę zagęszczonej mieszanki betonowej o znanej objętości, znajdującą się w szczelnie zamkniętym pojemniku, a następnie działa się na wodę ustalonym ciśnieniem powietrza. Redukcję objętości powietrza w próbce mieszanki betonowej mierzy się, obserwując obniżenie poziomu słupa wody. Rurka do odczytu wysokości słupa wody jest wyskalowana odpowiednio do zawartości powietrza, wyrażonej w procentach, w próbce mieszanki betonowej. Zasada metody ciśnieniomierza Znaną objętość powietrza pod określonym ciśnieniem łączy się w szczelnie zamkniętym pojemniku z nieznaną objętością powietrza zawartą w próbce mieszanki betonowej. Skala na ciśnieniomierzu jest wykalibrowana odpowiednio do zawartości powietrza, wyrażonej w procentach, względem wynikłego ciśnienia.

W obu metodach odczytu zawartości powietrza dokonuje się na skali przyrządu pomiarowego stosowanego w danej metodzie. Odczyt ten koryguje się następnie współczynnikiem uwzględniającym strukturę kruszywa, wyznaczalnym doświadczalnie zgodnie z procedurą podaną w normatywnym załączniku dla każdej z metod. Dotychczas obowiązująca metoda badania zawartości powietrza w mieszance betonowej, podana w PN-88/B-06250, jest także ciśnieniową metodą słupa wody, ale nie przewiduje uwzględnienia struktury kruszywa współczynnikiem korekcyjnym, odpowiednio do rodzaju kruszywa. Omawiana norma europejska bardzo szczegółowo i precyzyjnie opisuje całą procedurę badania i stosowane w nim przyrządy, uzupełniając je normatywnymi załącznikami podającymi: - określanie współczynnika korekcyjnego kruszywa w metodzie słupa wody, - określanie współczynnika korekcyjnego kruszywa w metodzie ciśnieniomierza, - kalibracji przyrządu w metodzie słupa wody,

99

- kalibracji przyrządu w metodzie ciśnieniomierza. Przyrządy stosowane w metodzie słupa wody: - przyrząd pomiarowy do metody słupa wody, - urządzenie do zagęszczania mieszanki betonowej (identyczne jak w badaniu gęstości),

oraz przyrządy pomocnicze jak: łopatka, dwie kielnie lub packi, pojemni do mieszania mieszanki, szufla, pojemnik z dzióbkiem, miękki młotek.

Przyrządy stosowane w metodzie ciśnieniomierza – z wyjątkiem przyrządu do metody ciśnieniomierza i sekundomierza o dokładności do 0.5 s, wszystkie pozostałe przyrządy są takie same jak w metodzie słupa wody. Zawartość powietrza w mieszance betonowej oblicza się z wzoru

Ac = A1 – G w którym A1 jest pozorną zawartością powietrza w badanej próbce, G jest współczynnikiem korekcyjnym kruszywa. Zawartość powietrza należy wyrazić w procentach, z zaokrągleniem do 0.1 %.

W normie podano również dane dotyczące dokładności pomiarów zawartości powietrza metodą słupa wody w mieszance pobranej tej samej próbki i zagęszczanej ręcznie, w przypadku gdy wynik badania uzyskiwany jest z jednego pomiaru. Brak jednak takich danych dla metody ciśnieniomierza.

Literatura [1] PN-EN 12350 Badania mieszanki betonowej TESTING FRESH CONCRETE ACCORDING TO EUROPEAN STANDARDS

Summary

In the paper short description of European standards PN-EN 12350 “Testing fresh concrete” in aspect of introduced changes in relation to previous polish standard PN-88/B-06250 is presented.

100

VI SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2004

Jacek Gołaszewski1

KOMPATYBILNOŚĆ CEMENTU Z SUPERPLASTYFIKATOREM

W OBECNOŚCI PYŁU KRZEMIONKOWEGO

1. Wprowadzenie

Ze względu na uzyskiwane efekty pył krzemionkowy (CSF) jest obecnie uważany za najważniejszy w technologii betonu dodatek mineralny i stanowi niezbędny składnik betonów wysokowartościowych (BWW). Głównymi cechami CSF są: wysoka zawartość amorficznej krzemionki (90 - 98%), bardzo drobne uziarnienie (średnia wielkość cząstki 0,1 - 0,2 µm) oraz ogromna powierzchnia właściwa (ok. 20 000 m2/kg) [1-5]. Dodatek CSF korzystnie modyfikuje strukturę stwardniałego zaczynu cementowego, co istotne, także w strefie jego kontaktu z kruszywem (w tzw. strefie przejściowej). Takie działanie CSF jest efektem zarówno jego wysokiej aktywności pucolanowej, dzięki której faza CH przekształca się w CSH, jak i małych rozmiarów cząstek CSF, pozwalających na fizyczne uszczelnienie struktury zaczynu i strefy przejściowej [1-5]. Dzięki temu stosowanie CSF umożliwia znaczącą poprawę wytrzymałości i trwałości betonu. Szczegółowo CSF, jego mechanizm działania oraz wpływ na właściwości betonu przedstawiono w [1-5].

Zagadnienie kształtowania urabialności jest kluczowym problemem stosowania BWW. Ponieważ wprowadzenie CSF wpływa istotnie na urabialność mieszanki betonowej, rozpoznanie charakteru zmian właściwości reologicznych mieszanek pod jego wpływem stanowi przedmiot licznych badań [1-6]. Na ich podstawie można stwierdzić, że CSF stosowany jako zamiennik cementu w ilości do 20% powoduje zwykle wzrost granicy płynięcia mieszanki, któremu towarzyszy spadek jej lepkości plastycznej. Zakres zmian parametrów reologicznych zależy przy tym od udziału CSF, stosunku W/C oraz rodzaju, dawki i momentu dozowania superplastyfikatora (SP) [4, 5]. Taki wpływ CSF na zmiany właściwości reologicznych mieszanki tłumaczony jest najczęściej jego dużą powierzchnią właściwą, kulistym kształtem jego cząsteczek oraz wiązaniem przez nie wody wolnej w mieszance. Analiza dotychczasowych badań wskazuje jednak, że wpływ CSF na właściwości reologiczne mieszanki jest również związany z właściwościami cementu i kompatybilnością układu cement - SP, zwłaszcza w przypadku stosowania SP na bazie polikarboksylanów (PC) i polieterów (PE) [6]. Ze względu na fundamentalne znaczenie dla

1 Dr inż. Politechnika Śląska

101

kształtowania urabialności BWW doboru kompatybilnego układu cement - SP konieczne jest rozpoznanie wpływu wprowadzenia CSF na reologię tego układu.

Referat przedstawia metodykę i wyniki badań wpływu CSF na kompatybilność różnych układów cement - SP. Należy przy tym zaznaczyć, że kompatybilny z cementem jest ten SP, który umożliwia uzyskanie wymaganych dla danego przypadku parametrów reologicznych mieszanki, przy jednocześnie jak najmniejszych zmianach tych parametrów w czasie (obok spełnienia ww. warunków technicznych należy brać pod uwagę również kryterium ekonomiczne). Przy projektowaniu BWW badania kompatybilności układu cement - SP są wykonywane nieadekwatnymi do tego celu testami technicznymi na zaczynach. Jak wykazano w pracy [6], ocenę kompatybilności układu cement - SP należy przeprowadzać na podstawie wyników badań wykonanych reometrycznym testem urabialności (RTU) na modelowych zaprawach normowych (PN EN 196-1:1996). Tak wykonane badania, obok możliwości dokonania jednoznacznej oceny kompatybilności układu cement - SP w danych warunkach technologicznych, stanowią również źródło miarodajnych danych do kształtowania urabialności mieszanki betonowej.

Przedstawione w referacie badania wykonano RTU na zaprawach modelowych zgodnie z metodyką przedstawioną w pracach [4, 6], określając wpływ CSF na zmiany właściwości reologicznych zapraw z różnymi układami cement - SP. Dodatkowo określono wpływ CSF na czasy wiązania oraz wytrzymałość na ściskanie zapraw. Należy zaznaczyć, że badania ukazują charakter wpływu CSF na właściwości mieszanki, natomiast jednoznaczna ocena jego wpływu na kompatybilność układu cement - SP może zostać dokonana tylko po uprzednim sformułowaniu przedziału wymaganych parametrów reologicznych, będącego konsekwencją specyficznych dla danej realizacji wymagań i warunków wykonania betonu.

2. Metodyka badań

W badaniach określono wpływ CSF (wg tabl. 1) stosowanego w ilości 10 i 20% jako zamiennik części cementu na kompatybilność różnych układów cement - SP (cztery cementy CEM I o zawartości C3A i Na2Oeq wg tabl. 2 oraz trzy SP o różnym składzie chemicznym i masie cząsteczkowej wg tabl. 3). Wskaźnik W/C (= 0,40), moment dozowania SP (razem z wodą zarobową) i temperaturę (20oC) przyjęto w badaniach jako czynniki stałe. Dawkę SP dobrano doświadczalnie, w taki sposób, aby zaprawy z cementami o różnej zawartości C3A ( = 2% i 12%) i zawartości alkaliów 0,3% (LA) bez CSF charakteryzowały się wartością g na poziomie 20±5 Nmm. Tak dobrana dawka SP wynosi dla zapraw z cementami o C3A = 2% - 1,5% m. C, a dla zapraw z cementami o C3A = 12% - 3% m. C.

Tablica 1. Skład chemiczny pyłu krzemionkowego. Składniki [%] Dodatek mineralny SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO SO3 Na2O K2O LOI

Pow. wł. [m2/kg]

Pył krzemionkowy 92,8 0,60 0,30 0,70 1,32 0,76 0,30 0,50 1,90 18000

Tablica 2. Właściwości superplastyfikatorów. Domieszka Składnik bazowy Gęstość [g/cm3] Stężenie [%]

PC polimer karboksylowy 1,06 40 PE1 polieter LMW (o niskiej masie cząsteczkowej) 1,09 18 PE3 polieter o HMW (o dużej masie cząsteczkowej) 1,05 36

102

Tablica 3. Skład chemiczny i mineralogiczny cementów. Składniki [%] Cementy C3S C2S C3A C4AF SO3 Na2Oeq

Pow. wł. [m2/kg]

Cement #1 (LA) 59,6 19,3 2,01 16,6 3,5 0,3 370 Cement #2 (HA) 59,6 19,3 2,01 16,6 3,5 1,1 370 Cement #3 (LA) 57,9 14,5 12,1 9,5 3,5 0,3 370 Cement #4 (HA) 58,9 16,4 12,2 8,5 3,5 1,1 370

Tablica 4. Składy badanych zapraw (g/zarób). Seria Cement CSF Piasek W/(C+CSF) SP

C #1, #3 450 - 1350 0,40 1,5% C + CSF #1, #3 405/360 45/90 1350 0,40 1,5%

C #2, #4 450 - 1350 0,40 3,0% C + CSF #2, #4 405/360 45/90 1350 0,40 3,0%

Badania wykonano na zaprawach wg PN EN 196-1:1996, zmodyfikowanych ze względu na W/C oraz obecność SP i CSF (skład wg tabl. 4). Superplastyfikatory dozowano wagowo, w postaci handlowej, nie zmniejszając ilości wody zarobowej o wodę w niej zawartą. Zaprawy mieszano zgodnie z procedurą wg PN EN 196-1:1996, dozując CSF razem z cementem a SP razem z wodą zarobową.

Parametry reologiczne zapraw określono za pomocą RTU który polega na: • doświadczalnym wyznaczeniu momentów oporu ścinania M stawianych przez próbkę

mieszanki odkształceniu wywołanemu ustalonymi, co najmniej dwoma istotnie różnymi prędkościami obrotowymi N sondy lub naczynia pomiarowego reometru;

• wyznaczeniu metodą regresji liniowej parametrów reologicznych mieszanki z równania:

M = g + N h (1) będącego umowną postacią równania Binghama, gdzie parametry g (Nmm) i h

(Nmmmin) odpowiadają binghamowskiej granicy płynięcia i lepkości plastycznej. Poprzez odpowiednią kalibrację reometru wartości g i h można wyrazić w jednostkach fizycznych. W niniejszej pracy, której celem było określenie charakteru wpływu CSF na parametry reologiczne zapraw, kalibracja taka nie była konieczna.

Rys. 1. Procedura pomiaru właściwości reologicznych RTU wykonano za pomocą reometru Viskomat PC; metodykę pomiaru parametrów

reologicznych zapraw za jego pomocą szczegółowo przedstawiono w pracach [4, 6]. Pomiar parametrów reologicznych wykonano zgodnie z procedurą przedstawioną na rys. 1.

0

40

80

120

160

0 10 20 30 40 50 60 70Czas [min]

Pręd

kość

obr

otow

a [1

/min

] Pomiar g i h po 10 i 60 min

103

104

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. Czasy wiązania określono na zaprawach zgodnie z PN EN 480-3:1999. Próbki do badania wytrzymałości na ściskanie formowano bezpośrednio po zakończeniu RTU zgodnie z PN EN 196-1:1996, a po rozformowaniu przechowywano w wodzie w temperaturze 20oC.

3. Wyniki badań i ich analiza

Wpływ CSF na parametry reologiczne i szybkość zmian parametrów reologicznych w czasie zapraw z SP PE1, PE3 i PC i z cementami o 2% C3A przedstawiono na rys. 2 i 3, natomiast zapraw z cementami o 12% C3A na rys. 4 i 5. Analizę wariancji wpływu dawki CSF, rodzaju SP i zawartości Na2Oeq w cemencie na parametry reologiczne zapraw po 10 i 60 min przedstawiono w tabl. 5 i 6. Średnia wartość współczynnika korelacji pomiędzy prędkością ścinania a oporem ścinania dla poszczególnych testów wynosi 0,981, co potwierdza zgodność uzyskanych wyników z przyjętym do opisu właściwości reologicznych zapraw modelem reologicznym Binghama. Uzyskane średnie względne błędy wyznaczenia g i h wynoszą odpowiednio 5,76% i 9,36% i nie odbiegają od wielkości błędów uzyskiwanych we wcześniejszych badaniach, np. [6].

Charakter wpływu składu cementu i rodzaju SP na właściwości reologiczne zapraw bez CSF potwierdza ogólne zależności przedstawione w pracy [6]. Wprowadzenie CSF w miejsce części cementu powoduje znaczące zmiany właściwości reologicznych zapraw, przy czym charakter tego wpływu jest zróżnicowany i zależy zarówno od składu cementu, jak i rodzaju zastosowanego SP.

Dodanie 10% CSF do zapraw z cementem o 2% C3A powoduje nieznaczny wzrost g, któremu towarzyszy spadek h. Wyjątek od tej reguły stanowi zaprawa z cementem HA i SP PE1 - w tym przypadku dodanie 10% CSF powoduje obniżenie g. Zakres spadku h w wyniku dodania CSF zależy od h zaprawy bez CSF - im h zaprawy bez CSF jest większe, tym większy jest stopień jego redukcji w wyniku dodania CSF. Zakres zmian g i h w wyniku dodania CSF zależy od rodzaju SP i ilości Na2Oeq w cemencie; różnice dla badanych zapraw są jednak nieznaczne. Zwiększenie dodatku CSF do 20% istotnie zmienia właściwości reologiczne zapraw, a charakter tych zmian zależy od zawartości alkaliów w cemencie. W przypadku zapraw z cementem LA zwiększenie dodatku CSF skutkuje wzrostem g. Zakres tego wzrostu zależy od rodzaju zastosowanego SP i jest największy dla zapraw z SP PE1 (SP o najmniejszej masie cząsteczkowej) a najmniejszy dla zapraw z SP PE3(SP o największej masie cząsteczkowej). W przypadku zapraw z cementem HA i SP PE3 i PC zwiększenie dodatku CSF powoduje spadek g, a zapraw z SP PE3 nieznaczny wzrost g. Równocześnie zwiększenie dodatku CSF do 20% powoduje dalszy spadek h, przy czym jest on nieco większy w przypadku zapraw z cementem LA. Tak więc w odniesieniu do zapraw bez CSF, zaprawy z dodatkiem 20% CSF charakteryzują się obniżonym h, przy niemal niezmienionym (zaprawy z cementem HA) lub wyższym (zaprawy z cementem LA) g. W konsekwencji zaprawy z cementem LA, które bez dodatku CSF charakteryzowały się mniejszym oporem ścinania niż zaprawy z cementem HA, po dodaniu 20% CSF mają opór ścinania wyraźnie od nich większy.

10

5

Tablica 5. Analiza wariancji wpływu ilości CSF (0, 10, 20%), rodzaju SP (PE1, PE3, PC) i zawartości Na2Oeq w C (0,3; 1,1%) i ich interakcji na wartości parametrów reologicznych g i h po 10 i 60 min zapraw z cementami o 2% zawartości C3A. W/C = 0,40; dawka SP - 1,5%.

g10 g60 h10 h60Źródło wariancji Średni

kwadrat Wartość F Poziom istotności

Średni kwadrat Wartość F Poziom

istotności Średni

kwadrat Wartość F Poziom istotności

Średni kwadrat Wartość F Poziom

istotności Efekty główne A: Ilość CSF 47,762 7,22 0,047 31,293 6,944 0,050 0,05118 45,19 0,002 0,01542 63,52 0,001B: Rodzaj SP 70,100 10,61 0,025 355,121 78,80 0,001 0,18328 161,82 0,000 0,06173 254,24 0,000C: Na2Oeq w C 9,230 1,40 0,303 5,894 1,31 0,317 0,00004 0,08 0,798 0,00142 5,86 0,072Interakcje AB 16,040 2,43 0,206 32,383 7,19 0,041 0,00201 3,56 0,123 0,00310 12,81 0,015AC 54,438 8,27 0,038 54,388 12,07 0,020 0,00014 0,25 0,789 0,00002 0,08 0,926BC 34,606 5,24 0,076 81,395 18,06 0,010 0,00029 0,51 0,635 0,00071 2,94 0,164Błąd resztkowy 6,609 4,506 0,00057 0,00024- wpływ czynnika lub interakcji czynników uznano za istotny jeśli poziom istotności ≤ 0,05

Tablica 6. Analiza wariancji wpływu ilości CSF (0, 10, 20%), rodzaju SP (PE1, PE3, PC) i zawartości Na2Oeq w C (0,3; 1,1%) i ich interakcji na wartości parametrów reologicznych g i h po 10 i 60 min zapraw z cementami o 12% zawartości C3A. W/C = 0,40; dawka SP - 3,0%.

g10 g60 h10 h60 Źródło wariancji Średni

kwadrat Wartość F Poziom istotności

Średni kwadrat Wartość F Poziom

istotności Średni

kwadrat Wartość F Poziom istotności

Średni kwadrat Wartość F Poziom

istotności Efekty główne A: Ilość CSF 17,493 2,39 0,208 347,007 3,55 0,130 0,00123 11,32 0,022 0,01427 8,55 0,036B: Rodzaj SP 91,074 12,44 0,019 367,229 3,76 0,121 0,10246 93,87 0,000 0,12423 74,43 0,001C: Na2Oeq w C 1034,064 141,28 0,000 5153,832 52,76 0,002 0,00414 3,793 0,123 0,01270 15,21 0,018Interakcje AB 20,027 2,74 0,176 20,027 2,26 0,224 0,00184 1,69 0,312 0,00117 1,41 0,375AC 2,440 0,33 0,735 239,580 2,45 0,201 0,00108 0,99 0,446 0,00166 2,00 0,250BC 25,331 3,46 0,134 146,529 1,50 0,326 0,00001 0,09 0,917 0,00079 0,95 0,459Błąd resztkowy 7,319 97,685 0,00109 0,00083- wpływ czynnika lub interakcji czynników uznano za istotny jeśli poziom istotności ≤ 0,05

0

10

20

30

40

50

0 10 20Ilość CSF [% C jako zamiennik]

g [N

mm

]

PE1; LAPE1; HAPE3; LAPE3; HAPC; LAPC; HA

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 10Ilość CSF [% C jako zamiennik]

h [N

mm

min

]

20

Rys. 2. Wpływ CSF jako zamiennika części cementu na parametry reologiczne zapraw

z cementami o 2% C3A. LA - cement o zawartości Na2Oeq = 0,3%; HA - cement o zawartości Na2Oeq = 1,1%.

-0,5

0,0

0,5

1,0

1,5

0 10 20Ilość CSF [% C jako zamiennik]

dg/d

t [N

mm

/min

]

PE1; LAPE1; HAPE3; LA

PE3; HAPC; LAPC; HA

-3,0

-2,0

-1,0

0,0

1,00 10

Ilość CSF [% C jako zamiennik]

dh/d

t [N

mm

min

/min

*E3

20

]

Rys. 3. Wpływ CSF jako zamiennika części cementu na parametry reologiczne zapraw z

cementami o 2% C3A. LA - cement o zawartości Na2Oeq = 0,3%; HA - cement o zawartości Na2Oeq = 1,1%.

106

0

10

20

30

40

50

0 10 20Ilość CSF [% C jako zamiennik]

g [N

mm

]

PE1; LAPE1; HAPE3; LAPE3; HAPC; LAPC; HA

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 10Ilość CSF [% C jako zamiennik]

h [N

mm

min

]

20

Rys. 4. Wpływ CSF jako zamiennika części cementu na parametry reologiczne zapraw z

cementami o 12% C3A. LA - cement o zawartości Na2Oeq = 0,3%; HA - cement o zawartości Na2Oeq = 1,1%.

-0,5

0,0

0,5

1,0

1,5

0 10 20Ilość CSF [% C jako zamiennik]

dg/d

t [N

mm

/min

]

PE1; LAPE1; HAPE3; LAPE3; HAPC; LAPC; HA

-3,0

-2,0

-1,0

0,0

1,00 10

Ilość CSF [% C jako zamiennik]

dh/d

t [N

mm

min

/min

*E3

20

]

Rys. 5. Wpływ CSF jako zamiennika części cementu na parametry reologiczne zapraw z

cementami o 12% C3A. LA - cement o zawartości Na2Oeq = 0,3%; HA - cement o zawartości Na2Oeq = 1,1%.

107

Dodanie CSF do zapraw z cementem o 2% C3A i SP PE1 nie wpływa istotnie na prędkość zmian g w czasie. W przypadku zapraw z SP PE3 i PC dodanie CSF zmienia charakter zmian g w czasie - w miejsce nieznacznego wzrostu g w czasie obserwowanego dla zapraw bez CSF, zaprawy z CSF wykazują nieznaczny spadek g w czasie. Należy w tym miejscu podkreślić, że w trakcie przeprowadzania RTU nie stwierdzono segregacji mieszanki, tak więc spadek g nie jest wynikiem wystąpienia tego zjawiska. Dodanie CSF znacząco wpływa na zmiany h zapraw z cementem o 2% C3A w czasie, a charakter i zakres tych zmian zależy przede wszystkim od rodzaju SP, a w dalszej kolejności od zawartości alkaliów w cemencie i dawki CSF. Wartość h zapraw z SP PC bez dodatku CSF maleje w czasie, a prędkość tego spadku zależy od ilości alkaliów w cemencie (jest większe dla zaprawy z cementem HA). Dodanie 10% CSF powoduje zmniejszenie prędkości spadku h w czasie, jednak dalsze zwiększanie ilości CSF powoduje ponownie nieznaczny jej wzrost. Podobnie jak w przypadku zapraw bez CSF, tempo spadku h zapraw z SP PC i CSF w czasie jest większe dla zapraw z cementem HA, jednakże różnice w tempie zmian są stosunkowo niewielkie. Wartość h zapraw z SP PE3 bez dodatku CSF maleje w czasie, a prędkość tego spadku zależy od zawartości alkaliów w cemencie i jest większa dla zaprawy z cementem LA. Dodanie CSF powoduje nieznaczne zmniejszenie prędkości spadku h w czasie zaprawy z cementem HA i znaczący wzrost prędkości spadku h w czasie zaprawy z cementem LA. W wyniku tego zakres zmian h w czasie zaprawy z cementem HA i 10% CSF jest nieco większy niż zaprawy z cementem LA i 10% CSF. Dalsze zwiększanie dodatku CSF nie wpływa znacząco na prędkość zmian h w czasie zapraw z SP PE3. Zmiany h w czasie zapraw z SP PE1 bez CSF są w niewielkim stopniu zależne od zawartości alkaliów w cemencie. Dodanie CSF do zaprawy z SP PE1 i z cementem HA powoduje, że prędkość spadku h w czasie tej zaprawy maleje, a spadek ten jest proporcjonalny do dawki CSF. Dodanie 10% CSF do zaprawy z cementem LA zmniejsza prędkość spadku h czasie, natomiast dodanie 20% CSF powoduje, że h wzrasta w czasie, przy czym bezwzględna wartość zmian h w czasie zaprawy z 20% CSF jest większa niż zaprawy bez tego dodatku.

Dodanie CSF do zapraw z cementem o 12% C3A powoduje nieznaczny, wprost proporcjonalny do ilości CSF wzrost (zaprawy z PC i PE1) lub spadek (zaprawy z PE3) wartości g. Jednocześnie dodanie 10% CSF powoduje, niezależnie od rodzaj SP, istotne obniżenie h zapraw. Podobnie jak w przypadku zapraw z cementami o 2% C3A, zakres spadku h zapraw z cementem o 12% C3A w wyniku dodania CSF zależy od h zaprawy bez CSF - im jest ona większa tym większy jest stopień jej redukcji. Dalsze zwiększanie dawki CSF (do 20%) nie wpływa istotnie na h zapraw z SP PE1 i PC, tylko w przypadku zapraw z PE3 powoduje obniżenie h.

W przeciwieństwie do zapraw z cementami o 2% C3A, wprowadzenie CSF do zapraw z cementami HA o 12% C3A wpływa istotnie na prędkość zmian g w czasie. Dotyczy to zapraw SP PC i PE3, w przypadku których CSF znacząco redukuje prędkość wzrostu g w czasie, tym bardziej im większą dawkę CSF zastosowano. Dzięki temu stosowanie CSF znacząco poprawia kompatybilność ww. układów cement - SP. Dodatek CSF w niewielkim stopniu wpływa na prędkość zmian g w czasie zapraw z SP PE1. W przypadku cementów LA efekt wprowadzenia CSF do zapraw z cementami o 2 i 12% C3A jest podobny - wprowadzenie CSF powoduje spadek prędkości wzrostu g w czasie, a przy większych jego dawkach zmianę charakteru zmian g w czasie - zamiast nieznacznego wzrostu g obserwuje się jego nieznaczny spadek w czasie. Dodanie CSF wpływa również istotnie na zmiany h w czasie zapraw z cementem o 12% C3A. Charakter i zakres tych

108

zmian, podobnie jak w przypadku zapraw z cementem o 2% C3A, zależy przede wszystkim od rodzaju SP, a w dalszej kolejności od zawartości alkaliów w cemencie i ilości CSF. Charakter wpływu CSF na prędkość zmian h w czasie zapraw z cementami o 12% C3A i SP PC i PE3 jest analogiczny jak w przypadku zapraw z cementami o 2% C3A. Wartość h w czasie zapraw z SP PE1 bez CSF zmienia się zależnie od ilości alkaliów w cemencie - h zaprawy z cementem HA wzrasta w czasie, h zaprawy z cementem LA maleje. Dodanie CSF do zaprawy z cementem HA powoduje, że tempo wzrostu h w czasie tej zaprawy maleje, a spadek ten jest proporcjonalny do ilości CSF. Dodanie 10% CSF do zaprawy z cementem LA zmniejsza zakres spadku h czasie, dalsze zwiększenie dawki CSF nie wpływa już istotnie na zakres spadku h.

Przedstawione wyniki badań pokazują, że charakter i zakres zmian właściwości reologicznych wynikających z wprowadzenia CSF jest istotny i może wpływać na ocenę kompatybilności układu cement - SP. Należy przy tym zwrócić uwagę, że uzyskany w omawianych badaniach charakter wpływu CSF na właściwości reologiczne mieszanek z SP PE i PC jest odmienny od charakteru wpływu CSF na właściwości mieszanek z SP SNF i SMF przedstawionego szczegółowo w [4]. W przypadku stosowania SP SNF i SMF stosowanie CSF generalnie powoduje wzrost g oraz, przy dodatku CSF do 15 - 20%, spadek h. Taki efekt działania CSF można uzasadnić jego dużą powierzchnią właściwą, wiązaniem przez niego wody, kulistym kształtem jego ziaren (efekt „łożyska kulkowego”)

0:00 6:00 12:00 18:00 0:00

LA+PE1

LA+PE1+CSF

LA+PE3

LA+PE3+CSF

LA+PC

LA+PC+CSF

HA+PE1

HA+PE1+CSF

HA+PE3

HA+PE3+CSF

HA+PC

HA+PC+CSF

Czas wiązania [hh:mm]0:00 6:00 12:00 18:00 0:00

LA+PE1

LA+PE1+CSF

LA+PE3

LA+PE3+CSF

LA+PC

LA+PC+CSF

HA+PE1

HA+PE1+CSF

HA+PE3

HA+PE3+CSF

HA+PC

HA+PC+CSF

Czas wiązania [hh:mm]

a b

Rys. 6. Wpływ CSF na czasy wiązania układów cement - SP. a - zaprawy z cementami o 2% C3A; b - zaprawy z cementami o 12% C3A.

LA - cement o zawartości Na2Oeq = 0,3%; HA - cement o zawartości Na2Oeq = 1,1%, CSF 20%, SP - 1,5% lub 3,0% (cementy odpowiednio o 2% C3A lub12% C3A),

W/C dobrane do stałej konsystencji (7,0 ± 0,5 cm wg testu Nowikowa).

109

0

20

40

60

80

100

PE1;LA

PE1;HA

PE3;LA

PE3;HA

PC;LA

PC;HAW

ytrz

yma³

oϾ

na

œci

skan

ie p

o 7

dnia

ch [M

Pa]

bez CSF10% CSF20% CSF

0

20

40

60

80

100

PE1;LA

PE1;HA

PE3;LA

PE3;HA

PC;LA

PC;HAW

ytrz

yma³

oϾ

na

œci

skan

ie p

o 7

dnia

ch [M

Pa]

bez CSF10% CSF20% CSF

a b

Rys. 7. Wpływ CSF na wytrzymałość na ściskanie po 7 dniach. a - zaprawy z cementami o 2% C3A; b - zaprawy z cementami o 12% C3A.

LA - cement o zawartości Na2Oeq = 0,3%; HA - cement o zawartości Na2Oeq = 1,1%.

0

20

40

60

80

100

PE1;LA

PE1;HA

PE3;LA

PE3;HA

PC;LA

PC;HAW

ytrz

yma³

oϾ

na

œci

skan

ie p

o 28

dni

ach

[MPa

]

bez CSF10% CSF20% CSF

0

20

40

60

80

100

PE1;LA

PE1;HA

PE3;LA

PE3;HA

PC;LA

PC;HAW

ytrz

yma³

oϾ

na

œci

skan

ie p

o 28

dni

ach

[MP bez CSF

10% CSF20% CSF

a b

Rys. 8. Wpływ CSF na wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach. a - zaprawy z cementami o 2% C3A; b - zaprawy z cementami o 12% C3A.

LA - cement o zawartości Na2Oeq = 0,3%; HA - cement o zawartości Na2Oeq = 1,1%.

110

oraz tym, że zastąpienie wagowe części cementu przez CSF zwiększa objętość spoiwa, bowiem gęstość CSF jest mniejsza niż cementu. W przypadku mieszanek z SP PC i PE wyjaśnienia efektów działania CSF należy upatrywać również w jego wpływie na mechanizm współdziałania SP i cementu. Wprowadzenie CSF zmienia alkaliczność zaczynu. Jak wskazano w pracy [7] efekt upłynnienia zaczynu z SP PE i PC zależy od jego alkaliczności i maleje wraz z jej wzrostem. Mechanizm zmniejszenia upłynnienia zaczynu tłumaczy się przy tym zmianą konformacji polimeru SP i zmniejszeniem efektu odpychania sterycznego. Zmniejszeniem alkaliczności zaczynu z CSF można zatem tłumaczyć brak lub słaby wzrost g zapraw z badanymi SP PE i PC w wyniku jego dodania oraz korzystny wpływ CSF na zmniejszenie tempa zmian g w czasie (przy czym większy wpływ CSF obserwuje się właśnie dla zapraw z cementami HA).

Dodanie CSF wpływa istotnie na czasy wiązania zapraw z różnymi układami cement - SP, a charakter tego wpływu zależy od składu cementu i rodzaju SP (rys. 6). Dodanie CSF do zapraw z cementami o 2% C3A opóźnia czas ich początku wiązania o 1 - 3 h, a wielkość tego opóźnienia zależy od rodzaju SP (jest największe dla zapraw z SP PE1) i ilości Na2Oeq w cemencie (jest większe dla zapraw z cementami o większej zawartości alkaliów). W przypadku zapraw z cementami o 12% C3A wpływ dodania CSF zależy od ilości Na2Oeq w cemencie. CSF dodany do zapraw z cementem LA przyspiesza czas początku wiązania o około 1h. Efekt dodania CSF do zapraw z cementem HA zależy od rodzaju SP - CSF opóźnia czasy początku wiązania zapraw z SP PE1 i PE3, a przyspiesza zapraw z SP PC. CSF skraca czas wiązania zapraw, w związku z czym czasy końca wiązania zapraw z CSF są zwykle przyspieszone w stosunku do zapraw bez jego dodatku.

Dodatek CSF, zależnie od właściwości zastosowanego cementu i SP, nie wpływa lub nieznacznie obniża wytrzymałość na ściskanie zapraw po 7 dniach (rys. 7); na podstawie wykonanych badań nie można jednak stwierdzić występowania jednoznacznych trendów. Wytrzymałości na ściskanie po 28 dniach zapraw z dodatkiem 10% CSF są, jak oczekiwano, wyższe niż zapraw bez tego dodatku (rys. 8). Wzrost dawki CSF z 10 do 20% generalnie nie skutkuje już istotnym wzrostem wytrzymałości na ściskanie (co jest zgodne z danymi literaturowymi np. [1]). Jednak w przypadku zapraw z cementami LA i SP PC zwiększenie dawki CSF powoduje znaczący spadek wytrzymałości na ściskanie, w efekcie którego zaprawy z 20% CSF charakteryzują się niższą wytrzymałością niż zaprawy bez tego dodatku. Zwraca również uwagę silny wpływ rodzaju cementu na wytrzymałość zapraw z SP PE3, tak z dodatkiem CSF, jak i bez tego dodatku. Niższa wytrzymałość zapraw z SP PE1 jest związana z działaniem napowietrzającym tego SP.

Zmiany czasów wiązania i wytrzymałości wywołane dodaniem CSF są znaczące i zróżnicowane w zależności od zastosowanego układu cement - SP. W związku z tym konieczne jest ich uwzględnienie przy ocenie i doborze kompatybilnych składników betonu. Zarówno czasy wiązania jak i wytrzymałość na ściskanie, podobnie jak właściwości reologiczne, można badać na modelowych zaprawach normowych.

Podsumowanie

Dobór kompatybilnego układu cement - SP, czynnika o pierwszorzędnym znaczeniu dla skutecznego kształtowania urabialności BWW, należy przeprowadzać uwzględniając obecność i przewidywaną dawkę CSF. Stwierdzenie to odnosi się również do przypadku stosowania innych dodatków mineralnych.

111

Pyły krzemionkowe, podobnie jak cementy i SP, mogą mieć bardzo zróżnicowane cechy, a zakres zmian wywołany ich stosowaniem zależy od rodzaju cementu i SP, dawki SP, wskaźnika W/C. Z tego też względu dobór właściwego w danym przypadku układu cement - SP - CSF (lub inny dodatek mineralny) musi 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 dodatków mineralnych i domieszek chemicznych.

Literatura [1] RAMACHANDRAN V.S.: Concrete Admixtures Handbook. Ed. V.S. Ramachandran,

Noyes Publications, New Jersey, USA 1995 [2] AITCIN P.-C., High Performance Concrete. EF&N SPON 1998. [3] NEVILLE A.M.: Właściwości betonu. Polski Cement, Kraków, 2000 [4] SZWABOWSKI J.: Reologia mieszanek na spoiwach cementowych. Wydawnictwo

Politechniki Śląskiej, Gliwice, 1999 [5] GIERGICZNY Z., MAŁOLEPSZY J., SZWABOWSKI J., ŚLIWIŃSKI J.: Cementy

z dodatkami mineralnymi w technologii betonów nowej generacji. Wydawnictwo Instytut Śląski, Opole 2002

[6] GOŁASZEWSKI J.: Kształtowanie urabialności mieszanek betonowych superplasty-fikatorami. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Budownictwo z. 99, Gliwice 2003.

[7] UCHIKAWA H.: Function of Organic Admixture Supporting High Performance Concrete. Conference “The Role of Admixtures in High Performance Concrete”, Mexico, 1999

COMPATIBILITY BETWEEN CEMENT AND SUPERPLASTICIZER IN PRESENCE OF CONDENSED SILICA FUME

Summary

In the paper the results of the investigation into influence of condensed silica fume (CSF) on interaction of cement - SP system are presented and discussed. Interaction between cement and SP in presence of CSF was studied using rheometrical workability test on standard mortars. The results show that CSF presence (used as cement partial replacement) significantly changes compatibility between cement and SP and also strongly influences rheological properties of fresh mix. The results prove that searching compatible cement - SP system for specific application should be performed taking into account presence of mineral additives. The research confirms also high practical usefulness of rheometrical workability test in HPC concrete designing. It can be successfully used to define the optimal cement - SP in presence of chemical admixtures and mineral additives.

112

VI SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU

Gliwice 2004

Tomasz Ponikiewski1

WYBRANE ASPEKTY DOBORU WŁÓKIEN ZE WZGLĘDU

NA URABIALNOŚĆ FIBROBETONU

1. Wprowadzenie

Zbrojenie rozproszone czyli dodatek włókien do matrycy cementowej, stosuje się

w betonach zwykłych, wysokowartościowych, samozagęszczalnych o wielu odmianach [1],[4]. Najczęściej stosowanymi wypełniaczami włóknistymi są włókna stalowe oraz polipropylenowe. Dodatek włókien wpływa przede wszystkim na hamowanie powstawania i rozwoju zarysowań w betonie oraz znaczne podwyższenie energii zniszczenia. Inne uzyskiwane lepsze charakterystyki, przy odpowiednim zastosowaniu włókien, to wzrost wytrzymałości na rozciąganie i ściskanie, wzrost przyczepności prętów zbrojenia do betonu, odporność zmęczeniowa i udarnościowa [2],[3].

Technologiczna trudność wykonywania betonów modyfikowanych włóknami zmusza do rozpoznania rzeczywistej natury ich urabialności. Ogólna tendencja poprawy charakterystyk stwardniałego betonu wraz ze wzrostem udziału objętościowego włókien w matrycy powoduje pogarszanie urabialności tychże mieszanek w trakcie ich formowania [7],[9]. Stosowane przedziały zawartości włókien w betonie uzależnione jest od rodzaju zastosowanych włókien, co było obszernie opisane m.in. w [5],[8],[11].

W związku z brakiem rozpoznania urabialności mieszanek kompozytów o matrycy cementowej zbrojonych włóknami przy jednoczesnym ich wpływie na parametry stwardniałego fibrobetonu, autor przeprowadził badania w tym zakresie.

W referacie zostały przedstawione wyniki badań urabialności w ujęciu reologicznym oraz wytrzymałościowych zapraw modyfikowanych włóknami polipropylenowymi, stalowymi, szklanymi oraz węglowymi. Ponadto przedstawiono wpływ wybranych czynników składu na parametry reologiczne zapraw (ZMWP) oraz mieszanek betonowych (BMWP) z dodatkiem włókien polipropylenowych.

Właściwości reologiczne mieszanek na spoiwach cementowych z dodatkiem włókien określono stosując reometryczny test urabialności (RTU), omówiony szczegółowo w [10]. Wykonywanie RTU z wykorzystaniem zapraw normowych oraz mieszanek

1 dr inż., Katedra Procesów Budowlanych Politechniki Śląskiej, e-mail: ponik@polsl.gliwice.pl

113

betonowych pozwoliło na porównanie natury zjawisk zachodzących w świeżej zaprawie i mieszance betonowej, modyfikowanych różnymi rodzajami włókien.

2. Założenia i metodyka badań

Badania zapraw metodą reometryczną zostały przeprowadzone za pomocą reometru

do zaczynów i zapraw – Viskomatu NT (Rys.1a), natomiast badania mieszanek betonowych wykonano przy pomocy reometru do zapraw i mieszanek betonowych – ROD-1E (Rys.1b).

a) b)

Rys. 1. Reometry do wyznaczania parametrów reologicznych: a) zapraw - Viskomat NT; b) mieszanek betonowych – ROD-1E

W badaniach przeprowadzono analizę porównawczą modelów charakteryzujących

właściwości reologiczne zapraw i mieszanek, celem wyznaczenia modelu optymalnie charakteryzującego właściwości reologiczne badanych zapraw i mieszanek betonowych modyfikowanych włóknami. Wykonano aproksymację wyników pomiarów dwuparametro-wym modelem reologicznym Bingham`a i trójparametrowym modelem Hershell`a-Bulkey`a. Na podstawie tej analizy stwierdzono że modelem adekwatnym do wyznaczenia parametrów reologicznych jest model reologiczny Bingham`a.

Wyznaczając parametry reologiczne przy pomocy modelu Hershell`a-Bulkey`a (H.B.), dla najwyższych współczynników korelacji r uzyskiwano, w większości rozpatrywanych przypadków, wartości ujemne dla granicy płynięcia g. Potwierdza to brak fizykalnej miarodajności modelu H.B. do określania właściwości reologicznych włókno-zapraw. Na korzyść modelu Binghama przemawia również jego dwuparametrowy charakter, co przy zbliżonych, otrzymywanych wartościach współczynników determinacji r2 jest dodatkowym argumentem. Przykładowe krzywe płynięcia, aproksymowane dwoma rozpatrywanym modelami reologicznymi, przedstawiono na rys. 2.

Pozwoliło to na określenie dwóch podstawowych parametrów reologicznych – granicy płynięcia g oraz lepkości plastycznej h, jednoznacznie określających zachowanie się mieszanki w zróżnicowanych warunkach obciążeń, występujących w trakcie

114

wykonywania fibrobetonów. Dodatkowo przeprowadzono badania wytrzymałości na ściskanie ƒc modyfikowanych zapraw na beleczkach o wymiarach 40x40x160 mm.

Wykonano statystyczną analizę wpływu rozpatrywanych czynników składu na parametry reologiczne: - zapraw modyfikowanych różnymi rodzajami włókien, - zapraw (ZMWP) i mieszanek betonowych (BMWP) z dodatkiem włókien

polipropylenowych.

g=4.47; h=0.66r=0.97

0

20

40

60

80

100

120

0 20 40 60 80 100 120

Prędkość obrotowa [obr/min]

Mom

ent o

brot

owy

[Nm

m]

g= 0.01; h=0.95; n=0.85r=0.98

0

20

40

60

80

100

120

0 20 40 60 80 100 120

Prędkość obrotowa [obr/min]

Mom

ent o

brot

owy

[Nm

m]

a) b)

Rys. 2. Przykładowe krzywe płynięcia ZMWP oraz uzyskane parametry reologiczne przy aproksymacji: a) modelem Bingham`a; b) modelem Hershell`a-Bulkey`a

3. Plan szczegółowy eksperymentu

W etapie I badania przeprowadzono na zaprawach normowych wg PN EN 196-

1:1996, ze względu na podobną naturę zjawisk zachodzących w świeżej zaprawie i mieszance betonowej, przy jednoczesnym mniejszym koszcie i pracochłonności. W odniesieniu do udziału objętościowego włókien w badaniach przyjęto wspólny dla wszystkich rodzajów włókien zakres zmienności celem umożliwienia analizy porównawczej istotności ich wpływu na właściwości reologiczne zapraw. Plan badań czynnikowych przedstawia tablica 1.

Tablica 1. Plan badań czynnikowych.

Etap Cel etapów Czynniki zmienne

I Wpływ włókien rodzaju włókien na parametry reologiczne zapraw

1. Wskaźnik W/C – 0,45–0,47–0,50–0,53 2. Zawartość włókien – 0; 0,1; 0,3; 0,5 % 3. Długość włókien – wg tablicy 2 4. Rodzaj włókien – 4 poziomy; wg tablicy 2

II

Wpływ włókien polipropylenowych na parametry reologiczne zapraw ZMWP

1. Wskaźnik W/C – 0,47–0,50–0,53 2. Dawka SP – 1; 1.5; 2.0% wagi cementu 3. Zawartość włókien – 0,1; 0,2; 0,3 % 4. Długość włókien – 6; 12; 19 mm

III

Wpływ włókien polipropylenowych na parametry reologiczne betonów BMWP

1. Wskaźnik W/C – 0,45–0,465–0,48 2. Dawka SP – 0.5; 1.0; 1.5% wagi cementu 3. Zawartość włókien – 0,1; 0,2; 0,3% 4. Długość włókien – 6; 12; 19 mm

115

W etapie II oraz III, zaprawy i mieszanki betonowe były modyfikowane ze względu na zmienny w badaniach wskaźnik W/C, zawartość superplastyfikatora (SP), udział objętościowy i długość włókien polipropylenowych fibrylowanych. Zestawienie badanych włókien przedstawiono w tablicy 2.

Tablica 2. Właściwości badanych włókien.

Rodzaj włókna Kształt włókien

Gęstość pozorna (kg/m3)

Moduł sprężystości

(GPa)

Cena [Euro] (kg włókien/ 1% włók.

w 1m3 betonu)

Długości włókien

(mm)

Oznaczenie włókien

Polipropylenowe fibrylowane 900 4 8 / 75 6, 12 [Har 6/12] Polipropylenowe pojedyncze 900 4 8 / 75 3, 6, 12 [Fib 3/6/12]

Stalowe pojedyncze, proste 7850 200 0,75 / 60 6, 13 [Stal 6/13]

Szklane pasmo włókien 2700 70 7 / 182 13 [Sz 13]

Węglowe typu „pitch” pojedyncze 1630 30 35 / 560 6, 10 [W 6/10]

Temperatura zarobów w trakcie pomiarów wynosiła 20±2oC. W badaniach zastosowano cement portlandzki drogowy siarczanoodporny CEM I MSR 42,5. Sposób mieszania składników zaprawy odpowiada PN EN 480-1 z wyjątkiem włókien, które dodawano do suchych składników (włókna stalowe, szklane) lub mieszano najpierw z wodą i superplastyfikatorem (włókna polipropylenowe, węglowe) a następnie dodawano do piasku i cementu. Maksymalny udział objętościowy włókien ograniczono do 0,5% objętości zaprawy ze względu na trudności pomiarowe w przypadku większej zawartości włókien.

W celu przeprowadzenia analizy porównawczej właściwości reologicznych zapraw i mieszanek z dodatkiem włókien, wykonano modernizację układu pomiarowego dla mieszanek betonowych (rys. 3). Wykonano nowy cylinder pomiarowy (objętość 44 dm3) oraz sondę pomiarową w skali 5:1 w odniesieniu do naczynia i sondy pomiarowej Viskomatu NT. Przy średnicy 8 cm naczynia Viskomatu NT do pomiaru właściwości reologicznych zaczynów i zapraw dla frakcji kruszywa do 2 mm, dla reometru ROD-1E

a) b)

Rys. 3. Reometr ROD-1E; a) Cylinder pomiarowy z nową sondą pomiarową;

b) Cylinder wypełniony BMWP podczas procedury pomiarowej

116

przyjęto średnicę naczynia 40 cm i maksymalną frakcję kruszywa do 10 mm jako skalę odniesienia między zaprawami i mieszankami betonowymi.

W etapie II i III badań, do przeprowadzenia analizy wariancji wpływów poszczególnych czynników wykorzystano plan randomizowany kwadratów grecko-łacińskich 3×3 PS/RQ-GL (plan kwadratów II rzędu PS/RQ-II), z dwoma powtórzeniami, opisany w [6]. Plan badań metodą kwadratów grecko-łacińskich oraz analizę wariancji wykonano za pomocą programu STATISTICA®.

Tablica 3. Kwadraty grecko-łacińskie z przyporządkowanymi wartościami dla zapraw (ZMWP) i mieszanek betonowych (BMWP)

Zaprawa (ZMWP) Mieszanka betonowa (BMWP) Wskaźnik W/C /

Zawartość włókien [%] Wskaźnik W/C /

Zawartość włókien [%]

Zaw. SP / Długość włókien

[mm] 0.47 0.1 0.50 0.2 0.53 0.3

Zaw. SP /Długość włókien

[mm] 0.45 0.1 0.465 0.2 0.48 0.3 1.0 6 A α B β C γ 0.5 6 A α B β C γ 1.5 12 B γ C α A β 1.0 12 B γ C α A β 2.0 19 C β A γ B α 1.5 19 C β A γ B α

Ze względu na zjawisko segregacji przy wykonywaniu mieszanek betonowych

z ustalonymi i wykonanymi dla zapraw poziomami zmienności wskaźnika W/C oraz superplastyfikatora, zdecydowano o ich obniżeniu dla etapu III tablicy 1. Należy dodać, że wykonanie zapraw z ustalonymi dla mieszanek betonowych niższymi poziomami zmienności wskaźnika W/C i superplastyfikatora było niemożliwe, ze względu na zbyt sztywne zaroby do przeprowadzenia ich analizy reologicznej w Viskomacie NT.

4. Wyniki badań i ich omówienie

Wraz ze wzrostem granicy płynięcia g maleje urabialność mieszanki na spoiwach

cementowych. Wpływ dodatku włókien polipropylenowych elementarnych (WPE) różnej długości do zapraw ze względu na granicę płynięcia g oraz wytrzymałość na ściskanie ƒc przedstawiają rys. 4÷6. Obserwujemy wyraźną tendencję pogarszania się urabialności wraz ze wzrostem udziału objętościowego WPE w mieszance. Dla zawartości 0,1 % WPE, wartość granicy płynięcia nie zmienia się w stosunku do zarobów świadków, niezależnie od długości włókien.

Znaczny wzrost wartości parametru g następuje od 0,3 % zawartości WPE w mieszance. W przypadku parametrów wytrzymałościowych, obserwujemy ich poprawę przy 0,1 % zawartości włókien, szczególnie dla WPE długości 3 mm, lecz tylko przy wyższych wskaźnikach W/C. Powyżej zawartości 0,1%, wraz ze wzrostem zawartości włókien, wytrzymałość tak zmodyfikowanych zapraw maleje. W przypadku zastosowania WPE, niezależnie od ich długości, obniżenie wskaźnika W/C w większym stopniu poprawia parametry wytrzymałościowe przy jednoczesnym mniejszym wpływie na pogorszenie urabialności. Dodatek włókien do 0,5 % powoduje znaczne pogorszenie urabialności i obniżenie wytrzymałości zapraw modyfikowanych WPE.

117

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

36,26

8,557,35

43,54

11,40

7,226,37

28,51

10,95

4,544,67

12,84 14,86

4,724,66

0

10

20

30

40

50

War

tośc

g [N

mm

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna [Fib3]; Wartość parametru g;

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

46,2551,09 51,51

43,65 44,7941,82

48,1339,90

39,90 41,09

37,7636,88

36,98 40,26

36,4630

40

50

60

70

War

tość

Fc [

MPa

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna [Fib 3]; Wytrzymałość ma ściskanie fc;

a) b)

Rys. 4. Wpływ zawartości włókien [Fib 3] i wskaźnika W/C na parametry włókno-zapraw; a) granicy płynięcia g; b) wytrzymałości na ściskanie ƒc.

00,1

0,30,5

0.45

0.47

0.50

0.53

14,69

7,35

31,1827,03

9,586,37

27,44

15,55

4,954,67

30,19

13,79

6,724,66

0

10

20

30

40

50

War

tośc

g [N

mm

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna [Fib6]; Wartość parametru g;

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

45,2150,21 51,51

34,2741,51 43,59

48,13

36,56 38,4438,85

37,7628,39 34,01 36,93

36,4630

40

50

60

70

War

tość

Fc [

MPa

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna [Fib 6]; Wytrzymałość ma ściskanie fc;

a) b) Rys. 5. Wpływ zawartości włókien [Fib 6] i wskaźnika W/C na parametry włókno-zapraw;

a) granicy płynięcia g; b) wytrzymałości na ściskanie ƒc.

0,00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

21,87

9,837,35

26,51 29,49

10,56

6,37

52,44

26,36

6,454,67

38,28

21,35

8,97

4,66

0

10

20

30

40

50

War

tośc

g [N

mm

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna [Fib12]; Wartość parametru g;

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

39,53

48,75 51,51

37,81 38,3944,06 48,13

39,2737,60

42,97

37,7634,74 36,51 37,5536,46

30

40

50

60

70

War

tość

Fc [

MPa

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna [Fib 12]; Wytrzymałość ma ściskanie fc;

a) b)

Rys. 6. Wpływ zawartości włókien [Fib 12] i wskaźnika W/C na parametry włókno-zapraw; a) granicy płynięcia g; b) wytrzymałości na ściskanie ƒc.

118

Zastosowanie włókien polipropylenowych fibrylowanych (WPF) różnej długości do zapraw i ich wpływ na granicę płynięcia g oraz wytrzymałość na ściskanie ƒc przedstawiają rys. 7 i 8. Obserwujemy znaczną różnicę w zachowaniu się świeżych mieszanek z dodatkiem WPF w odniesieniu do WPE. Wraz ze wzrostem zawartości tych włókien, granica płynięcia g utrzymuje się na niskim poziomie, niezależnie od długości włókien.

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

4,3010,32

7,35

10,10

2,36 6,146,37

6,38 7,705,53

4,67

7,285,04

5,204,66

0

10

20

30

40

50

War

tośc

g [N

mm

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna [Har6]; Wartość parametru g;

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

46,35 50,47 51,51

41,9848,70

45,10 48,1341,93

40,78 42,71

37,7638,13

38,3938,18

36,4630

40

50

60

70

War

tość

Fc [

MPa

]Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna [Har 6]; Wytrzymałość ma ściskanie fc;

a) b)

Rys. 7. Wpływ zawartości włókien [Har 6] i wskaźnika W/C na parametry reologiczne włókno-zapraw; a) granica płynięcia g; b) wytrzymałość na ściskanie ƒc.

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

5,68 9,717,352,97 4,42

3,97 6,376,69

6,975,48

4,674,22

4,80 7,57

4,66

0

10

20

30

40

50

War

tośc

g [N

mm

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna [Har12]; Wartość parametru g;

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

49,4848,49 51,51

44,1742,14

49,9048,13

40,73 43,7043,75

37,76

39,0138,13 39,01

36,4630

40

50

60

70

War

tość

Fc [

MPa

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna [Har 12]; Wytrzymałość ma ściskanie fc;

a) b)

Rys. 8. Wpływ zawartości włókien [Har 12] i wskaźnika W/C na parametry reologiczne włókno-zapraw; a) granica płynięcia g; b) wytrzymałość na ściskanie ƒc.

Dla wyższego wskaźnika W/C, następuje lekki wzrost wartości ƒc dla 0,1 % zawartości włókien, a następnie jego obniżanie wraz ze wzrostem zawartości włókien. Natomiast dla niższych wskaźników W/C, obserwowany jest spadek wartości wytrzymałości ƒc wraz z dodaniem i wzrostem zawartości WPF w mieszance, niezależnie od ich długości.

Dodatek włókien szklanych (rys. 9), powoduje znaczne pogorszenie się urabialności w przedziale dla niskich wskaźników W/C oraz zawartości włókien 0,3÷0,5%. W tych zakresach pomiarowych badana mieszanka była tak sztywna (niska urabialność), że powodowało to zatrzymywanie się Viskomatu NT w trakcie badań. Wytrzymałość na ściskanie jednoznacznie obniża się wraz ze wzrostem zawartości włókien przy niższych wskaźnikach W/C. Dla W/C = 0,50 i 0,53 następuje lekka poprawa wytrzymałości dla 0,1%

119

zawartości włókien i jej obniżenie dla wyższych udziałów objętościowych włókien. Reasumując, dodatek włókien szklanych do matrycy cementowej pogarsza urabialność oraz obniża wytrzymałość tak modyfikowanych zapraw.

00,1

0,30,5

0.45

0.47

0.50

0.53

17,94

7,3510,68

6,37

27,28

8,75

4,67

23,95

7,57

4,894,66

0

10

20

30

40

50

War

tośc

g [N

mm

]

Zawartość włókien [%]

W /C

W łókna szklane [Sz13]; Wartość parametru g;

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

52,4551,51

44,69 46,82 48,1340,16

39,38 43,70

37,7638,39

37,71 38,96

36,4630

40

50

60

70

War

tość

Fc [

MPa

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna szklane [Sz 13]; Wytrzymałość ma ściskanie fc;

a) b)

Rys. 9. Wpływ zawartości włókien szklanych [Sz 13] i wskaźnika W/C na parametry reologiczne włókno-zapraw; a) granica płynięcia g; b) wytrzymałość na ściskanie ƒc.

Dodatek włókien stalowych (WS) do matrycy cementowej (rys. 10 i 11), powoduje

niską zmianę urabialności oraz wzrost parametrów wytrzymałościowych wraz ze wzrostem udziału objętościowego włókien.

Rozpatrywany w badaniach przedział zawartości włókien, w przypadku dodatku WS, wyraźnie odbiega swoimi wpływami na parametry reologiczne i wytrzymałościowe modyfikowanych zapraw od pozostałych rodzajów włókien. Do ustalonego przedziału zawartości 0,5%, włókna stalowe w sposób nieznaczny wpływają na pogarszanie się urabialności (mała tendencja wzrostu granicy płynięcia g) oraz powodują wzrost wytrzymałości na ściskanie ƒc. Obserwowany jest również wpływ długości WS na urabialność a także na wartość ƒc.

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

8,618,36

7,357,09

4,83 5,47 6,374,73

5,18 6,714,67

4,844,37

2,48 4,66

0

10

20

30

40

50

War

tośc

g [N

mm

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna stalowe [Stal 6]; Wartość parametru g;

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

51,35

47,81 51,5146,98 48,5445,73 48,1346,88

45,6343,75

37,76

41,7741,88

39,79

36,4630

40

50

60

70

War

tość

Fc [

MPa

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna stalowe [Stal 6]; Wytrzymałość ma ściskanie fc;

a) b)

Rys. 10. Wpływ zawartości włókien stalowych [S 6] i wskaźnika W/C na parametry reologiczne włókno-zapraw; a) granica płynięcia g; b) wytrzymałość na ściskanie ƒc.

120

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

14,57

8,217,35

6,45 6,854,53 6,37

10,647,57

4,314,67

7,96

5,124,64

4,66

0

10

20

30

40

50

War

tośc

g [N

mm

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna stalowe [Stal 13]; Wartość parametru g;

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

57,40

51,41 51,51

64,06

47,8146,04 48,13

48,33 50,68

40,94

38,18

45,42 46,56 47,08

36,4630

40

50

60

70

War

tość

Fc [

MPa

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna stalowe [Stal 13]; Wytrzymałość ma ściskanie fc;

a) b)

Rys. 11. Wpływ zawartości włókien stalowych [S 13] i wskaźnika W/C na parametry reologiczne włókno-zapraw; a) granica płynięcia g; b) wytrzymałość na ściskanie ƒc.

Wraz ze wzrostem długości włókien, nieznacznie pogarsza się urabialność zapraw z ich dodatkiem przy wzroście wytrzymałości na ściskanie ƒc. Na tej podstawie można stwierdzić, że obiecujące wydaje się dodanie większej ilości włókien stalowych, przy zachowanej rezerwie pogarszania się urabialności i przy jednoczesnej, przewidywanej poprawie parametrów wytrzymałościowych.

Włókna węglowe (WW) jako modyfikacja matrycy cementowej, wpływa negatywnie na urabialność oraz na rozpatrywane w badaniach parametry wytrzymałościowe (rys. 12 i 13). Obserwowany jest nieznaczny wpływ na urabialność przy 0,1% zawartości WW oraz znaczne jej pogorszenie przy większej zawartości włókien, niezależnie od ich długości. Uzyskano wysokie wartości granicy płynięcia g oraz obserwowano zatrzymywanie się Viskomatu NT w trakcie badań przy niskich wskaźnikach W/C oraz dla dużej zawartości włókien. Dodatek i wzrost udziału objętościowego WW w matrycy wyraźnie wpływał na obniżanie się wartości wytrzymałości na ściskanie ƒc.

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

19,90

7,35

44,86

12,13

6,37

37,33

8,28

4,67

59,11

38,02

6,444,66

0

10

20

30

40

50

War

tośc

g [N

mm

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna węglowe [W 6]; Wartość parametru g;

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

46,2551,51

37,29

46,09 48,13

35,4240,73

37,7633,5933,39

38,0236,46

30

40

50

60

70

War

tość

Fc [

MPa

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna węglowe [W 6]; Wytrzymałość ma ściskanie fc;

a) b)

Rys. 12. Wpływ zawartości włókien węglowych [W 6] i wskaźnika W/C na parametry reologiczne włókno-zapraw; a) granica płynięcia g; b) wytrzymałość na ściskanie ƒc.

121

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

20,77

7,358,746,37

28,95

7,69

4,67

57,36

38,49

6,254,66

0

10

20

30

40

50

War

tośc

g [N

mm

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna węglowe [W 10]; Wartość parametru g;

00,1

0,30,5

0.450.47

0.50

0.53

47,55 51,51

40,16 44,32 48,13

37,81 41,61

37,7632,34 35,26 36,6136,46

30

40

50

60

70

War

tość

Fc [

MPa

]

Zawartość włókien [%]

W/C

Włókna węglowe [W 10]; Wytrzymałość ma ściskanie fc;

a) b)

Rys. 13. Wpływ zawartości włókien węglowych [W 10] i wskaźnika W/C na parametry reologiczne włókno-zapraw; a) granica płynięcia g; b) wytrzymałość na ściskanie ƒc.

Analizując w etapie I badań aspekty: doboru rodzaju włókien, ich parametrów

geometrycznych oraz udziału objętościowego w badanych zaprawach ze względu na ich urabialność oraz wybrany parametr wytrzymałościowy, można wskazać na włókna o wpływie wyraźnie dodatnim. Obserwujemy pozytywny wpływ włókien stalowych na urabialność oraz wytrzymałość na ściskanie ƒc modyfikowanych nimi zapraw w rozpatrywanym zakresie pomiarowym. Włókna polipropylenowe fibrylowane wykazują się również najniższym wpływem na urabialność modyfikowanych zapraw bez wpływu na parametry wytrzymałościowe.

Na podstawie etapu I badań, wytypowano włókna polipropylenowe fibrylowane do analizy porównawczej właściwości reologicznych zapraw (etap II), wyznaczonych Viskomatem NT oraz mieszanek betonowych (etap III), wyznaczonych reometrem ROD-1E. Pozwoliło to na wstępne porównanie właściwości reologicznych mieszanek na spoiwach cementowych o zróżnicowanych frakcjach kruszywa, poddanych badaniom na dwóch aparatach o różnej objętości naczyń pomiarowych.

W etapie II oraz III uwzględniono nieco odmienne aspekty doboru włókien. Zaprawy i mieszanki betonowe były modyfikowane ze względu na zmienny w badaniach wskaźnik W/C, zawartość superplastyfikatora (SP), udział objętościowy i długość włókien polipropylenowych fibrylowanych (tablica 1).

Należy nadmienić, że stosując plan randomizowany kwadratów grecko-łacińskich 3×3 PS/RQ-GL, dla czterech czynników zmiennych, interpretacja wpływu dwóch zasadniczych rozpatrywanych czynników (długość i udział objętościowy włókien) na wartość granicy płynięcia g jest ograniczona ze względu na zmienność dwóch pozostałych czynników (zawartość superplastyfikatora oraz wskaźnik W/C) w przypadku każdej rozpatrywanej zaprawy i mieszanki betonowej. Z tego powodu charakter poznawczy zastosowanej metody kwadratów grecko-łacinskich ogranicza się do analizy wariancji wpływu rozpatrywanych czynników na parametry reologiczne badanych zapraw (ZMWP) i mieszanek (BMWP), co przedstawiono w tablicy 4 i 5. Na podstawie analizy wariancji przy założonym przedziale zmienności rozpatrywanych czynników niezależnych, stwierdzono brak istotności wpływu (najwyższa istotność wpływu dla Poz. Istot. = 0.000) udziału objętościowego badanych włókien oraz ich długości na granicę płynięcia g oraz istotny wpływ długości włókien na lepkość plastyczną h rozpatrywanych ZMWP.

122

Tablica 4. Analiza wariancji granicy płynięcia g i lepkości plastycznej h dla ZMWP.

Źródło wariancji Suma kwadrat.

Stsw

Średni kwadrat Wart. F Poz.

Istot. Suma

kwadrat. Stsw

Średni kwadrat. Wart. F Poz.

Istot.

ANOVA dla : Granicy płynięcia g Lepkości plastycznej h A: Wskaźnik W/C 1184.296 2 592.148 695.13 0.000 468.667 2 234.33 73.57 0.000

B: Zawartość SP 139.185 2 69.593 81.696 0.000 6.889 2 3.444 1.081 0.360

C: Zawartość włókien 0.296 2 0.148 0.174 0.842 37.556 2 18.778 5.895 0.011

D: Długość włókien 0.296 2 0.148 0.174 0.842 72.222 2 36.111 11.34 0.001

Błąd resztkowy 15.333 18 0.852 57.333 18 3.185

Tablica 5. Analiza wariancji granicy płynięcia g i lepkości plastycznej h dla BMWP

Źródło wariancji Suma kwadrat.

Stsw

Średni kwadrat Wart. F Poz.

Istot. Suma

kwadrat. Stsw

Średni kwadrat. Wart. F Poz.

Istot.

ANOVA dla : Granicy płynięcia g Lepkości plastycznej h A: Wskaźnik W/C 3990.519 2 1995.26 1.7946 0.195 214.889 2 107.44 1.9897 0.166

B: Zawartość SP 896.074 2 448.04 0.4030 0.674 296.222 2 148.11 2.7428 0.091

C: Zawartość włókien 1844.963 2 922.48 0.8297 0.452 172.667 2 86.33 1.5988 0.230

D: Długość włókien 1498.963 2 749.48 0.6741 0.522 106.889 2 53.44 0.9897 0.391

Błąd resztkowy 20012.67 18 1111.81 972 18 54

W przypadku BMWP, wykazano brak wysokiej istotności wpływu udziału objętościowego badanych włókien oraz ich długości na granicę płynięcia g oraz brak istotności wpływu udziału objętościowego badanych włókien oraz ich długości na lepkość plastyczną h.

Na rys. 14. przedstawiono wartości granicy płynięcia g dla ZMWP oraz BMWP, przy założeniu istotności wpływów zawartości włókien oraz wskaźnika W/C.

0,10,2

0,3

0,47

0,50

0,53

14,16

8,32

0,78

8,45

4,374,78

9,10

5,67

3,080

10

20

30

Gra

nica

pły

nięc

ia g

[N

mm

]

Zawartość włókien [%]

W/C0,1

0,20,3

0,45

0,465

0,48

25,10

18,52

15,22

6,03

21,33

14,7210,02

4,38

15,75

0

10

20

30

Gra

nica

pły

nięc

ia g

[Nm

]

Zawartość włókien [%]

W/C

a) b)

Rys. 14. Wartości granicy płynięcia g przy istotności wpływów zawartości włókien oraz wskaźnika W/C; a) dla badanych ZMWP; b) dla badanych BMWP

123

W przypadku ZMWP, wraz ze wzrostem zawartości włókien i ukrytym wzrostem zawartości SP, granica płynięcia g maleje, co potwierdza większy wpływ zawartości SP od zawartości włókien na rozpatrywany parametr reologiczny w założonym przedziale zmienności. W przypadku BMWP, obserwujemy odmienne kierunki zmian wartości granicy płynięcia g przy porównaniu badanych ZMWP oraz BMWP.

Na rys. 15. przedstawiono wartości lepkości plastycznej h dla ZMWP oraz BMWP, przy założeniu istotności wpływów długości włókien oraz wskaźnika W/C.

612

19

0,47

0,50

0,53

0,53 0,63

0,98

0,580,55

0,550,510,46

0,44

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

Lepk

ość

plas

tycz

na h

[N

mm

min

]

Długość włókien [mm]

W/C6

1219

0,45

0,465

0,48

0,130,12 0,210,23 0,29

0,100,020,18

0,190,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

Lepk

ość

plas

tycz

na h

[N

ms]

Długość włókien [mm]

W/C

a) b)

Rys. 15. Wartości lepkości plastycznej h przy istotności wpływów długości włókien oraz wskaźnika W/C; a) dla badanych ZMWP; b) dla badanych BMWP

Również w tym przypadku obserwujemy odmienne kierunki zmian wartości

lepkości plastycznej h przy porównaniu badanych ZMWP oraz BMWP. Najwyższa lepkość plastyczna obserwowana jest dla zaprawy o charakterystyce (W/C=0,47; długość włókien 19 mm; zawartość SP 2% oraz zawartość włókien 0,3%) oraz dla mieszanki betonowej o charakterystyce (W/C=0,465; długość włókien 12 mm; zawartość SP 1% oraz zawartość włókien 0,2%).

5. Wnioski

Rozpatrując aspekty doboru rodzaju włókien, ich parametrów geometrycznych oraz

udziału objętościowego w badanych zaprawach, ze względu na ich urabialność oraz ograniczone badania wytrzymałościowe, stwierdzono że: - włókna stalowe mają najmniejszy wpływ na urabialność przy jednoczesnym wzroście

wytrzymałości na ściskanie ƒc modyfikowanych nimi zapraw w badanym zakresie udziału objętościowego i długości włókien,

- włókna polipropylenowe fibrylowane wykazują się również najniższym wpływem na urabialność modyfikowanych zapraw bez wpływu na parametry wytrzymałościowe,

- reologiczny test urabialności wykazał pogarszanie się urabialności zapraw z dodatkiem wszystkich rodzajów włókien w odniesieniu do zapraw świadków,

- rodzaj włókien i ich udziału objętościowy w matrycy ma zasadniczy wpływ na zmianę granicy płynięcia g badanych zapraw (pogarszanie urabialności),

124

- w przypadku włókien polipropylenowych pojedynczych, węglowych oraz szklanych pogorszenie urabialności spowodowane jest głównie wzrostem udziału objętościowego włókien w zaprawie.

Wykonana analiza wariancji wybranych czynników składu zapraw i mieszanek

betonowych modyfikowanych włóknami polipropylenowymi fibrylowanymi, przy założonym przedziale zmienności rozpatrywanych czynników niezależnych, wykazała: - istotny wpływ wskaźnika W/C i zawartości SP na granicę płynięcia g badanych

ZMWP - istotny wpływ wskaźnika W/C i długości włókien na lepkość plastyczną h badanych

ZMWP - wyróżniający się wpływ wskaźnika W/C oraz udziału objętościowego włókien na

granicę płynięcia g dla badanych mieszanek BMWP - wyróżniający się wpływ zawartości SP na lepkość plastyczną h dla badanych BMWP

Literatura

[1] Brandt A.M.: Zastosowanie włókien jako uzbrojenia w elementach betonowych,

Konferencja: Beton na progu nowego Milenium, Kraków, 9-10.11.2000, 433-444. [2] Glinicki M.A.: Elementy projektowania zbrojenia rozproszonego w betonach, XVII

Ogólnopolska Konferencja Warsztaty Pracy Projektanta Konstrukcji, Ustroń, 2002 r., 37-51.

[3] Glinicki M.A.: Ocena i projektowanie fibrobetonów na podstawie wytrzymałości równoważonej, „Drogi i mosty”, nr 3/2002, IBDiM, 5 – 36.

[4] Jamroży Z.: Betony ze zbrojeniem rozproszonym, XVII Ogólnopolska Konferencja Warsztaty Pracy Projektanta Konstrukcji, Ustroń, 20-23 lutego 2002 r.

[5] Osiecka E.: Wybrane zagadnienia z technologii mineralnych kompozytów budowlanych, Wydawnictwo Politechniki Warszawskiej, Warszawa, 2000.

[6] Oktaba W., Metody statystyki matematycznej w doświadczalnictwie, PWN, Warszawa, 1980.

[7] Ponikiewski T.: Wpływ włókien na właściwości reologiczne zapraw cementowych, V Seminarium reologiczne, Gliwice, 2003.

[8] 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, 13-15.10.2003.

[9] Ponikiewski T.: Plastyczność włókno-zaprawy a jej właściwości reologiczne, III Seminarium Doktorantów Wydziałów Budownictwa, Gliwice-Wisła, 21-22.11.2002 r., s. 465-474.

[10] Szwabowski J., Reologia mieszanek na spoiwach cementowych, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice 1999.

[11] Szwabowski J., Ponikiewski T., Rheological properties of fresh concrete with polypropylene fibres, 3rd International Conference: Concrete&Concrete Structures, (Žilina, Slovak Republic, 24-25.04.2002), 331–338.

125

CHOSEN THE ASPECTS THE SELECTIONS OF FIBRES WITH REGARD ON WORKABILITY OF THE FIBRE REINFORCED CONCRETE

Summary

In the paper the methodology and test results of the investigation are presented and discussed

on the influence of fibres on rheological properties of modified standard mortars and concrete mix. The rheological parameters of fibre reinforced fresh mortars (FRFM) – yield value and plastic viscosity were determined. FRFM behaves as a Bingham body, their rheological parameters were determined by using rheometer to pastes and mortars. In the research, an experimental verification of a significance of an influence: W/C ratio, volume fraction of fibres, lengths and kind of materials of fibres on rheological properties of FRFM was investigated. In the paper the results obtained for mixes with polypropylene, steel, carbon and glass fibres are presented.

The rheological parameters of polypropylene fibre reinforced fresh mortar (PFRFM) and polypropylene fibre reinforced fresh concrete (PFRFC) – yield value g and plastic viscosity h were determined as well. The rheological parameters were determined using two rheometers: one for mortars and the other for concrete mix. In the research, the experimental verification of the influence of: W/C ratio, dosage of superplasticizer (SP), volume fraction of fibres and lengths fibres on the rheological properties of PFRFM and PFRFC were investigated.

126

Autorzy referatów:

1. prof. dr hab. inż. Artem Czkwianianc, Politechnika Łódzka

2. dr inż. Zbigniew Giergiczny, Górażdże CEMENT S.A.

3. dr inż. Jacek Gołaszewski, Politechnika Śląska

4. prof. dr hab. inż. Józef Jasiczak, Politechnika Poznańska

5. mgr inż. Witold Jawański, Sika Poland

6. mgr inż. Sebastian Kaszuba, BETOTECH Sp. z o.o.

7. dr inż. Andrzej Moczko, Politechnika Wrocławska

8. dr hab. inż. Wiesława Nocuń-Wczelik, prof. AGH Kraków

9. dr inż. Jerzy Pawlica, Politechnika Łódzka

10. dr inż. Tomasz Ponikiewski, Politechnika Śląska

11. mgr inż. Mariusz Saferna, BETOTECH Sp. z o.o.

12. prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski, Politechnika Śląska

13. mgr inż. Paweł Szymański, Politechnika Poznańska

14. dr inż. Danuta Ułańska, Politechnika Łódzka

127

Redakcja techniczna: Andrzej Wardęga

ISBN

Wszelkie prawa zastrzeżone

Artykuły zamieszczone w niniejszej publikacji poddane zostały procedurze recenzyjnej

128