PODIPLOMSKI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA KONSTRUKCIJSKA SMER DOKTORSKI ŠTUDIJ Kandidat: DAVID DUH, univ. dipl. inž. grad. SAMOZGOŠČEVALNI IN VIBRIRANI BETONI Z APNENČEVO MOKO Doktorska disertacija štev.: 185 SELF-COMPACTING AND VIBRATED CONCRETES WITH LIMESTONE POWDER Doctoral thesis No.: 185 Temo doktorske disertacije je odobril Senat Univerze v Ljubljani na 7. seji dne 27. junija 2006 in imenoval mentorico doc.dr. Violeto Bokan-Bosiljkov. Ljubljana, 25. avgust 2008 Univerza v Ljubljani Fakulteta za Univerza v Ljubljani Fakulteta za Komisijo za oceno ustreznosti teme doktorske disertacije v sestavi doc.dr. Violeta Bokan-Bosiljkov, izr.prof.dr. Roko Žarnić, prof.dr. Stanislav Pejovnik (UL, FKKT), prof.dr. Dubravka Bjegović (Sveučilište u Zagrebu, GF) je imenoval Senat Fakultete za gradbeništvo in geodezijo na 9. redni seji dne 19. aprila 2006. Komisijo za oceno doktorske disertacije v sestavi doc.dr. Violeta Bokan-Bosiljkov, izr.prof.dr. Roko Žarnić, prof.dr. Stanislav Pejovnik (UL, FKKT), prof.dr. Dubravka Bjegović (Sveučilište u Zagrebu, GF) je imenoval Senat Fakultete za gradbeništvo in geodezijo na 18. redni seji dne 28. maja 2008. Komisijo za zagovor doktorske disertacije v sestavi prof.dr. Bojan Majes, dekan, predsednik, doc.dr. Violeta Bokan-Bosiljkov, izr.prof.dr. Roko Žarnić, prof.dr. Stanislav Pejovnik (UL, FKKT), prof.dr. Dubravka Bjegović (Sveučilište u Zagrebu, GF) je imenoval Senat Fakultete za gradbeništvo in geodezijo na 19. redni seji dne 02. julija 2008. Univerza v Ljubljani Fakulteta za IZJAVA O AVTORSTVU Večino raziskovalnega dela smo opravili v Konstrukcijsko prometnem laboratoriju Fakultete za gradbeništvo in geodezijo v Ljubljani. Poskus prenosa sprojektiranih samozgoščevalnih betonskih mešanic v laboratoriju na različne tipe betonskih mešalcev večjih kapacitet v realnih pogojih smo opravili v dveh betonarnah, in sicer v obratu GOBI podjetja Primorje d.d. iz Ajdovščine in v betonarni CGP Novo mesto. Analize zrnavostne sestave uporabljenih apnenčevih mok in cementa smo opravili na Naravoslovno-tehniški fakulteti v Ljubljani, na Oddelku za geotehnologijo in rudarstvo. Ultrazvočno čiščenje brušene površine betonskih vzorcev smo opravili na Zavodu za gradbeništvo Slovenije v Ljubljani. Preiskave učinka načina brušenja in poliranja površine betonskih vzorcev na rezultate kvantitativne mikroskopske analize smo izvajali v sodelovanju s Podjetjem za pridobivanje, predelavo in montažo naravnega kamna Mineral d.d., in sicer ročno brušenje v obratu predelave v Podpeči in brušenje na tekočem traku v kamnolomu Lesno Brdo. Avtor slike na uvodnih straneh je Branko Duh, Malečnik 2008. Podpisani DAVID DUH, univ. dipl. inž. grad., izjavljam, da sem avtor doktorske disertacije z naslovom: »SAMOZGOŠČEVALNI IN VIBRIRANI BETONI Z APNENČEVO MOKO«. Ljubljana, 25. avgust 2008 (podpis) The journey is the reward. Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. I ERRATA Stran z napako Vrstica z napako Namesto Naj bo II UVODNE STRANI IZJAVA O PREGLEDU NALOGE Disertacijo so si ogledali učitelji konstrukcijske smeri: Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. III BIBLIOGRAFSKO-DOKUMENTACIJSKA STRAN UDK 691.215+691.32(043.3) Avtor David Duh Mentor doc. dr. Violeta Bokan-Bosiljkov Naslov Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko Obseg in oprema 200 str., 53 pregl., 170 sl., 83 en., 4 pril. Ključne besede samozgoščevalni beton, apnenčeva moka, projektiranje, analitični modeli, mehanske lastnosti, obstojnost, mikroskopska analiza, stereologija, avtomatizacija, Powersov faktor oddaljenosti Izvleček Doktorska disertacija je vsebinsko razdeljena na dva med seboj povezana dela. Prvi del je posvečen projektiranju, zamešanju in lastnostim samozgoščevalnih (SCC) in vibriranih betonov z apnenčevo moko. V okviru projektiranja SCC mešanic so bile izvedene številne preiskave na cementnih pastah, maltah in na betonskih mešanicah z različnimi vrstami mineralnih in kemijskih dodatkov. Lastnosti betonov v svežem in v strjenem stanju so bile določene s standardnimi in nestandardnimi metodami na »makro« in na »mikro« ravni. Mikroskopske analize so pokazale nekatere bistvene razlike v mikrostrukturi obravnavanih betonov, ki dobro razlagajo opaženo obnašanje materiala na »makro« nivoju. Izdelani so bili analitični modeli za časovne razvoje mehanskih lastnosti SCC z apnenčevo moko. V okviru obstojnostnih karakteristik SCC in vibriranih betonov z apnenčevo moko je bil poudarek na odpornosti površine betona proti zmrzovanju in tajanju v prisotnosti talilnih soli in na odpornosti betona proti sulfatni koroziji. Drugi del disertacije obravnava linijski in planarni stereološki pristop k avtomatizaciji metode za ugotavljanje značilnosti zračnih por v strjenem betonu. Predstavljene so izvirne rešitve za pomembne detajle in matematične probleme na tem področju, na podlagi katerih smo izdelali računalniški aplikaciji LMAir in PMAir za avtomatsko izvedbo te stereološke metode. Predstavljena je tudi študija pravega fizikalnega ozadja Powersovega faktorja oddaljenosti in smernice za »posodobljeno« formulo tega stereološkega parametra, ki bi zajela tudi kvaliteto cementnega kamna v betonu. IV UVODNE STRANI BIBLIOGRAPHIC-DOCUMENTALISTIC INFORMATION UDC 691.215+691.32(043.3) Author David Duh Supervisor Assist. Prof. Dr. Violeta Bokan-Bosiljkov Title Self-compacting and vibrated concretes with limestone powder Notes 200 p., 53 tab., 170 fig., 83 eq., 4 ann. Key words self-compacting concrete, limestone powder, mix design, analytical models, mechanical properties, durability, microscopical analysis, stereology, automation, Powers spacing factor Abstract The thesis is divided into two connected parts. The first part deals with design, mixing and characteristics of self-compacting concrete (SCC) and vibrated concrete with limestone powder. In the framework of SCC mixture design extensive tests on cement pastes, mortars and concrete mixtures with different mineral additions and chemical admixtures were done. Characteristics of fresh and hardened concrete were obtained with standard and non-standard methods on »macro« and »micro« level. The microscopical analysis showed some essential differences in microstructure of the discussed concretes, which gave a good explanation for the observed behaviours. Further on, analytical models for the evolution of mechanical properties of SCC with limestone powder were developed. In the scope of durability of SCC and vibrated concrete with limestone powder the main focus was on salt frost scaling and sulfate attack. The second part of the thesis presents linear and planar stereological approach to computer assisted determination of air void characteristics in hardened concrete. Original solutions for some significant missing links and mathematical problems in this research area were proposed and successfully integrated in the developed computer applications, called LMAir and PMAir, for linear and planar analysis of air void system in hardened concrete, respectively. A true physical background of the Powers spacing factor was studied as well, according to which an outline for upgraded formula was proposed. Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. V ZAHVALA Hvala, mama Marjana in ati Branko, da sta tolikšen del sebe posvetila moji življenjski poti. Hvala, da sta mi kupila računalnik in me podpirala v številnih željah, ki mi jih je narekovala moja radovedna narava. Brez tega danes najverjetneje ne bi mogel zaključevati tega dela. Hvala tudi tebi, sestra Darja, da si mi pokazala, kako lepo je potovati in spoznavati nove stvari. Hvala vsem trem, da ste mi vedno stali ob strani po svojih najboljših močeh. Doc. dr. Violeta Bokan-Bosiljkov, hvala, da ste mi v zaključni fazi mojega dodiplomskega študija predstavili zanimivost raziskovanja materialov. Hvala vam, da ste celo leto počakali name in me sprejeli pod svoje mentorstvo, tako za diplomsko kot tudi za doktorsko delo. Brez vaših dragocenih izkušenj, znanja in idej, ki ste mi jih posredovali, delo na takšni ravni, kot smo ga izvedli, ne bi bilo mogoče. Hvala, da ste mi na nek način zaupali tudi takrat, ko sem se za trenutek znašel v situaciji, iz katere ni bilo enostavnega izhoda. Prof. dr. Roko Žarnić, hvala vam, da ste mi kot predstojnik Katedre za preskušanje materialov in konstrukcij na Fakulteti za gradbeništvo in geodezijo v Ljubljani omogočili mojo raziskovalno pot tudi na najvišji ravni, ki jo danes tehnologija ponuja. Hvala vam tudi za številne nasvete in pogovore, predvsem takrat, ko se je bilo potrebno od problema oddaljiti, da smo prišli do rešitve. Na tem mestu bi se rad zahvalil tudi Ministrstvu za visoko šolstvo, znanost in tehnologijo Republike Slovenije za financiranje mojega usposabljanja kot mladega raziskovalca za pridobitev doktorata znanosti. Prof. dr. Stanislav Pejovnik, hvala vam, da ste mi predstavili znanstveno vedo – stereologijo, ki je odgovorila na moja vprašanja in mi omočila razvoj nekaterih zelo zanimivih idej. Prof. dr. Goran Turk, hvala vam za diskusije o konkretnih problemih verjetnostnega računa v sklopu moje doktorske disertacije. Prof. dr. Miran Saje, hvala vam za resnično kvalitetna predavanja predvsem na podiplomskem študiju, iz katerih se je bilo moč naučili pristopa k reševanju matematično-fizikalnih problemov višje stopnje zahtevnosti. Hvala vam tudi za tiste vzpodbudne besede, ko sem jih najbolj potreboval. Bili ste edini, profesor. Dr. John Hughes, hvala vam, da ste mi predstavili pravi pomen doktorskega dela. Prof. dr. Mario de Rooij, hvala vam za posredovanje dragocene informacije o programu ImageJ. Dr. Robert Leskovar, hvala za vse pogovore. Močno so mi pomagali. Prof. dr. Itai Panas, hvala vam za tisto več-urno debato, ki mi je razjasnila nekaj zelo pomembnih detajlov glede mikrostrukture betona. Dr. Pär Meiling, hvala, za vse. Franci Čepon, hvala za vso pomoč in izjemno uporabne ideje ter rešitve za eksperimentalno delo. Aleksandra Hribar, Uroš Vetrih, Franc Turk, Igor, Jože Mehle, Barbara Pezdirc, Jure Trtnik, Mitja Žnidaršič, Janez, Tomaž Potrpin, Boris Hunjak, Marija Zaletelj, Lovro Cimperman in Tomaž Rugelj, hvala vam za pomoč pri preiskavah in za pozitivno vzdušje v laboratoriju. Andraž Mezgec, Simon Detellbach, mag. Gašper Vindišar, mag. Marta Stojmanovska, Marjan Kuret, doc. dr. Vlatko Bosiljkov in mladi raziskovalci FGG, še posebej Franc Sinur in Daniel Celarec, hvala vam za pozitivno vzdušje na naši fakulteti. Pevci komornega zbora Krog, hvala vam za vzpodbudne besede in za vse trenutke glasbe. Dr. Alenka Grošel, hvala za tisti SMS o sreči. Dr. Niko Kristanič in dr. Miha Kramar, hvala, da sta me poslušala, ko sem potreboval nekoga. Snežana Manojlović, hvala vam, za vse. Bine Tornič in Bernarda Bardutzky, hvala tudi vama, da sta se letos spomladi odzvala na mojo prošnjo in me sprejela v vaš tim. Meni sta v veliki meri osmislila zaključek tega dolgoletnega dela. Nenazadnje hvala tudi tebi, Jernej Kocbek, da si bil ves ta čas moj prijatelj. VI UVODNE STRANI ACKNOWLEDGMENTS Thank you, my mama Marjana and my father Branko, for such a portion of your life that you have dedicated to my path. Thank you for buying me a computer and for all the support in my curious nature. Without all that I do not believe this doctoral work would be possible. Thank you, my sister Darja, for showing me the joy of journey and meeting of new. Thank you all for standing by my side, always at your best. Assist. Prof. Dr. Violeta Bokan-Bosiljkov, thank You for introducing me to the material science and research. Thank You for waiting that whole year and for taking me under your supervision. Without Your rich experiences, knowledge and ideas that You have passed on to me such level of work that this thesis was carried out at would not be possible. Thank You, as well, for trusting me, in a way, regardless the situations that I have managed to find myself in. Prof. Dr. Roko Žarnić, thank You for giving me the opportunity for research, also at the technological State-of-the-Art level. Thank You, as well, for all the advices and debates, especially at times when I needed to take a step back to find the solution. At this point, I would also like to thank the Ministry of Higher Education, Science and Technology of the Republic of Slovenia for funding my PhD studies and research. Prof. Dr. Stanislav Pejovnik, thank You for introducing me to the science of stereology, which answered my questions and gave me the opportunity to develop some very interesting ideas. Prof. Dr. Goran Turk, thank You for all the debates regarding the probabilistic approach to some problems in my doctoral work. Prof. Dr. Miran Saje, thank You for truly inspiring lectures that gave me an opportunity to learn the approach for solving somewhat more intriguing mathematical problems. Thank You, as well, for those encouraging words, when I needed them the most. You were the only one, Professor. Dr. John Hughes, thank You for outlining the true meaning of the doctoral work for me. Prof. Dr. Mario de Rooij, thank You for sharing the valuable information regarding the ImageJ software. Dr. Robert Leskovar, thank you for all the discussions. They were of true support to me. Prof. Dr. Itai Panas, thank You for that long-lasting debate that opened some significant »doors« regarding concrete microstructure to me. Dr. Pär Meiling, thank you, for everything. Franci Čepon, thank you for all the help and truly inspiring ideas and solutions for experimental work. Aleksandra Hribar, Uroš Vetrih, Franc Turk, Igor, Jože Mehle, Barbara Pezdirc, Jure Trtnik, Mitja Žnidaršič, Janez, Tomaž Potrpin, Boris Hunjak, Marija Zaletelj, Lovro Cimperman and Tomaž Rugelj, thank you all for the help and positive atmosphere in the lab. Andraž Mezgec, Simon Detellbach, M.Sc. Gašper Vindišar, M.Sc. Marta Stojmanovska, Marjan Kuret, Assist. Prof. Dr. Vlatko Bosiljkov and all FGG Research Assistants, especially Franco Sinuar and Daniel Celarec, thank you all for truly positive atmosphere on our Faculty. Singers of the Chamber choir Krog, thank you for encouraging words and for all the music. Dr. Alenka Grošel, thank you for that message about what happiness is. Dr. Niko Kristanič and Dr. Miha Kramar, thank you for listening to me, when I needed somebody. Snežana Manojlović, thank You, for everything. Bine Tornič and Bernarda Bardutzky, thank You for responding to my application this spring and for inviting me to Your team. To me, You have put quite some meaning to all this work. At last but not at least, thank you, Jernej Kocbek, for being my friend all this time. Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. VII Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. KAZALO VSEBINE 1 UVOD ............................................................................................................................................................ 1 2 SAMOZGOŠČEVALNI BETON ................................................................................................................ 3 2.1 Motivi za razvoj SCC ......................................................................................................................... 3 2.2 SCC v svežem stanju ........................................................................................................................... 4 2.2.1 Lastnosti SCC v svežem stanju .......................................................................................................... 4 2.2.1.1 Sposobnost zapolnjevanja ......................................................................................................................... 4 2.2.1.2 Sposobnost prehajanja ............................................................................................................................... 5 2.2.1.3 Odpornost na segregacijo .......................................................................................................................... 5 2.2.2 Preiskave SCC v svežem stanju ......................................................................................................... 6 2.2.3 Numerični model sveže SCC mešanice .............................................................................................. 7 2.3 Strjen SCC ........................................................................................................................................... 9 2.3.1 Lastnosti strjenega SCC .................................................................................................................... 9 2.3.1.1 Tlačna trdnost ............................................................................................................................................ 9 2.3.1.2 Natezna trdnost ........................................................................................................................................ 10 2.3.1.3 Statični modul elastičnosti ....................................................................................................................... 10 2.3.1.4 Lezenje .................................................................................................................................................... 10 2.3.1.5 Krčenje .................................................................................................................................................... 10 2.3.1.6 Sprijemnost z armaturo ........................................................................................................................... 11 2.3.1.7 Obstojnost ............................................................................................................................................... 11 2.3.2 Preiskave strjenega SCC ................................................................................................................. 12 2.4 SCC v praksi ....................................................................................................................................... 12 3 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC ........................................................................................ 15 3.1 Uvod .................................................................................................................................................... 15 3.2 Projektiranje SCC mešanic ............................................................................................................. 15 3.2.1 Materiali .......................................................................................................................................... 18 3.2.1.1 Praškasti materiali ................................................................................................................................... 18 3.2.1.2 Superplastifikatorji .................................................................................................................................. 19 3.2.1.3 Sredstva za kontrolo viskoznosti ............................................................................................................. 20 3.2.1.4 Aeranti ..................................................................................................................................................... 21 3.2.2 Projektiranje lastnih SCC mešanic .................................................................................................. 22 3.2.3 Časovno spreminjanje obdelavnosti svežih SCC mešanic ............................................................... 27 3.2.4 Izbira SCC mešanic za nadaljnje preiskave .................................................................................... 28 3.2.5 Lastne izkušnje z vgrajevanjem SCC v večje AB elemente v laboratoriju in v betonarnah ............. 32 3.3 Projektiranje primerljivih vibriranih betonskih mešanic ........................................................ 35 4 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO ............... 39 4.1 Uvod .................................................................................................................................................... 39 4.2 Betonske mešanice in materiali ..................................................................................................... 39 4.3 Priprava preizkušancev .................................................................................................................. 41 4.4 TlaČna trdnost ................................................................................................................................. 42 4.4.1 Časovni razvoj tlačne trdnosti SCC z apnenčevo moko ................................................................... 49 4.5 Natezna trdnost SCC z apnenČevo moko ..................................................................................... 51 4.5.1 Časovni razvoj natezne trdnosti SCC z apnenčevo moko ................................................................ 53 4.6 StatiČni modul elastiČnosti ........................................................................................................... 54 VIII UVODNE STRANI 4.6.1 Časovni razvoj modula elastičnosti ................................................................................................. 56 4.7 Duktilnost ......................................................................................................................................... 58 4.8 KrČenje ............................................................................................................................................... 62 5 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO ................................... 63 5.1 Uvod .................................................................................................................................................... 63 5.2 Odpornost betona proti zmrzovanju in tajanju ......................................................................... 64 5.2.1 Notranja odpornost betona proti zmrzovanju in tajanju .................................................................. 67 5.2.2 Odpornost površine betona proti zmrzovanju in tajanju ................................................................. 67 5.2.2.1 Dejavniki, ki lahko pomembno vplivajo na rezultate preiskave OSMO odpornosti betona predpisane v SIST 1026 (2004) .............................................................................................................. 68 5.2.2.2 Vpliv dodatka apnenčeve moke na OSMO odpornost betona ................................................................. 70 5.2.2.3 Vpliv načina vgrajevanja sveže betonske mešanice na OSMO odpornost betona .................................. 74 5.2.2.4 Vpliv vrste mineralnega dodatka na OSMO odpornost SCC .................................................................. 76 5.2.2.5 Vpliv stopnje aeriranosti na OSMO odpornost SCC z apnenčevo moko AM-L ..................................... 82 5.2.2.6 Vpliv temperature in trajanja mokre nege SCC z apnenčevo moko na njegovo OSMO odpornost ........ 87 5.2.2.7 Razvoj novih parametrov metode LMA ................................................................................................. 90 5.3 Odpornost betona proti sulfatni koroziji ................................................................................... 92 5.3.1 Ukrepi za povečanje odpornosti betona proti sulfatnemu napadu ................................................... 93 5.3.2 Lastne preiskave .............................................................................................................................. 94 6 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 .......................................................................................... 103 6.1 Uvod .................................................................................................................................................. 103 6.2 Validacija metode EN 480-11 ........................................................................................................ 103 6.3 Avtomatizacija metode EN 480-11 ............................................................................................... 111 6.3.1 Identifikacija problema avtomatizacije .......................................................................................... 112 6.3.2 Ideje za rešitev problema kontrastiranja ....................................................................................... 114 6.3.3 Ideje za rešitev problema izbire prave threshold vrednosti ........................................................... 118 6.3.4 Razvoj računalniške aplikacije LMAir ........................................................................................... 121 6.3.4.1 HST metoda .......................................................................................................................................... 122 6.3.4.2 THR metoda ......................................................................................................................................... 124 6.3.4.3 Končna faza aplikacije LMAir .............................................................................................................. 125 6.3.4.4 Validacija LMAir ................................................................................................................................. 127 6.3.5 Razvoj računalniške aplikacije PMAir .......................................................................................... 135 6.3.5.1 Izpeljava planarnih stereoloških zvez za oceno parametrov LMA ........................................................ 137 6.3.5.2 Aplikacija PMAir ................................................................................................................................. 152 6.3.5.3 Validacija PMAir .................................................................................................................................. 155 7 ZAKLJUČKI ............................................................................................................................................. 161 7.1 SamozgošČevalni beton ................................................................................................................ 161 7.1.1 Projektiranje SCC in primerljivih vibriranih mešanic ................................................................... 161 7.1.2 Numerični model sveže SCC mešanice .......................................................................................... 164 7.1.3 SCC v praksi .................................................................................................................................. 164 7.1.4 Prispevek disertacije ...................................................................................................................... 165 7.1.5 Ideje za nadaljnje delo ................................................................................................................... 166 7.2 Mehanske lastnosti SCC in vibriranih betonov z apnenČevo moko ...................................... 167 7.2.1 Tlačna trdnost ................................................................................................................................ 167 7.2.2 Natezna trdnost .............................................................................................................................. 168 7.2.3 Statični modul elastičnosti ............................................................................................................. 168 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. IX 7.2.4 Duktilnost ...................................................................................................................................... 168 7.2.5 Krčenje .......................................................................................................................................... 169 7.2.6 Prispevek disertacije ...................................................................................................................... 170 7.2.7 Ideje za nadaljnje delo ................................................................................................................... 170 7.3 Obstojnost SCC in vibriranih betonov z apnenČevo moko ...................................................... 171 7.3.1 Notranja odpornost betona proti zmrzovanju in tajanju ............................................................... 171 7.3.2 Odpornost površine betona proti zmrzovanju in tajanju ............................................................... 171 7.3.3 Odpornost betona proti sulfatni koroziji ....................................................................................... 174 7.3.4 Prispevek disertacije ...................................................................................................................... 175 7.3.5 Ideje za nadaljnje delo ................................................................................................................... 176 7.4 Avtomatizacija metode EN 480-11 ............................................................................................... 178 7.4.1 Metoda EN 480-11 ......................................................................................................................... 178 7.4.2 Mehanski tip avtomatizacije LMA ................................................................................................. 178 7.4.3 Avtomatizacija LMA z optičnim čitalcem ...................................................................................... 179 7.4.4 Planarna stereološka analiza ........................................................................................................ 180 7.4.5 Prispevek disertacije ...................................................................................................................... 181 7.4.6 Ideje za nadaljnje delo ................................................................................................................... 181 8 POVZETEK .............................................................................................................................................. 183 9 SUMMARY ............................................................................................................................................... 187 VIRI .................................................................................................................................................................... 191 X UVODNE STRANI KAZALO PREGLEDNIC Preglednica 2.1: Zahteve prEN 206-2 (2006) glede obdelavnosti samozgoščevalnega betona ............................... 7 Preglednica 3.1: Okvirne vrednosti deležev materialov za SCC mešanico (Skarendahl, Petersson, 2000) ........... 18 Preglednica 3.2: Primer zadnje faze projektiranja aerirane SCC mešanice (mešanica LA) ................................... 24 Preglednica 3.3: Medsebojni vplivi in posamični učinki kemijskih dodatkov ....................................................... 25 Preglednica 3.4: Vpliv naknadnega dodajanja aeranta in naknadnega mešanja na delež zraka v sveži aerirani SCC mešanici ................................................................................................................................ 26 Preglednica 3.5: Sestave sprojektiranih SCC mešanic v prvi fazi (vrednosti v kg/m3) ......................................... 27 Preglednica 3.6: Projektiranje optimizirane SCC mešanice LN brez sredstva za kontrolo viskoznosti ................ 29 Preglednica 3.7: Raztros obdelavnosti večkrat zamešanih SCC mešanic iz istih šarž sestavnih materialov ......... 33 Preglednica 3.8: Sestave in lastnosti vibriranih betonskih mešanic iz prve faze (vrednosti v kg/m3) ................... 36 Preglednica 3.9: Projektiranje aerirane vibrirane mešanice z v/c = 0,39 ............................................................... 36 Preglednica 3.10: Največja priporočena količina finih delcev v betonski mešanici (SIST EN 206-1, 2003) ........ 37 Preglednica 4.1: Sestave in lastnosti sprojektiranih SCC in vibriranih mešanic (vrednosti v kg/m3) .................... 40 Preglednica 4.2: Sestave in lastnosti sprojektiranih aeriranih SCC mešanic (vrednosti v kg/m3) ......................... 41 Preglednica 4.3: Ocena kvalitete betona z ultrazvočno metodo ............................................................................. 48 Preglednica 4.4: Vrednosti statistike H?2 pri preizkušanju skladnosti različnih računskih modelov z dejanskimi rezultati meritev tlačne trdnosti obravnavanega SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri različnih starostih ....................................................................................................................................... 51 Preglednica 4.5: Ocenjena natezna trdnost SCC z apnenčevo moko (LN-43) ....................................................... 52 Preglednica 4.6: Statični in sekantni modul elastičnosti SCC z apnenčevo moko (LN-43) .................................. 55 Preglednica 4.7: Statični modul elastičnosti (v GPa) SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri različnih starostih ...................................................................................................................................................... 56 Preglednica 4.8: Sekantni modul elastičnosti (v GPa) SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri različnih starostih ...................................................................................................................................................... 56 Preglednica 4.9: Razmerje med statičnim in sekantnim modulom elastičnosti SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri različnih starostih .................................................................................................................... 57 Preglednica 4.10: Razlika med vzdolžnima deformacijama na nasprotnih stranicah posameznega preizkušanca ............................................................................................................................................... 60 Preglednica 4.11: Razlika med prečnima deformacijama na nasprotnih stranicah posameznega preizkušanca ............................................................................................................................................... 60 Preglednica 4.12: Razlika med doseženimi maksimalnimi tlačnimi napetostmi pri vitkih prizmah in tlačno trdnostjo betona (LN-43) ............................................................................................................................ 61 Preglednica 4.13: Poissonov koeficient SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri različnih starostih betona ............. 61 Preglednica 5.1: Merila za ocenjevanje odpornosti površine strjenega betona proti zmrzovanju/tajanju, količina odluščenega materiala v mg/mm2 (SIST 1026, 2004) .................................................................. 72 Preglednica 6.1: Primerjava rezultatov LMA pri navpični in stranski osvetlitvi ................................................. 106 Preglednica 6.2: Primerjava rezultatov LMA dveh različnih izvajalcev .............................................................. 107 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. XI Preglednica 6.3: Pričakovana natančnost dobljenih ocen parametrov LMA pri minimalnem testnem sistemu ..................................................................................................................................................... 111 Preglednica 6.4: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA10 (srednji prerezi) ................... 128 Preglednica 6.5: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA10 (prerezi ob površini) ............ 128 Preglednica 6.6: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce EF (srednji prerezi) ....................... 128 Preglednica 6.7: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce EF (prerezi ob površini) ................ 129 Preglednica 6.8: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce CA4 (srednji prerezi) ..................... 129 Preglednica 6.9: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce CA4 (prerezi ob površini) ............. 129 Preglednica 6.10: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce TA4 ............................................. 129 Preglednica 6.11: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA4 ............................................. 130 Preglednica 6.12: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA6 ............................................. 130 Preglednica 6.13: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA8 ............................................. 130 Preglednica 6.14: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA12 ........................................... 130 Preglednica 6.15: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LVA8 .......................................... 131 Preglednica 6.16: Relativne napake ocen LMA parametrov z aplikacijo LMAir ................................................ 134 Preglednica 6.17: Odštevanje relativnih frekvenc največjega velikostnega razreda od skupne frekvenčne porazdelitve vseh identificiranih dvodimenzionalnih sledi zračnih por ................................................... 143 Preglednica 6.18: Ocenjena porazdelitev zračnih por z metodo odštevanja relativnih frekvenc ......................... 145 Preglednica 6.19: Primerjava preostalih parametrov LMA za obravnavan vzorec določenih z različnimi stereološkimi pristopi ............................................................................................................................... 150 Preglednica 6.20: Primerjava preostalih parametrov LMA za obravnavan vzorec določenih z različnimi stereološkimi pristopi ............................................................................................................................... 151 Preglednica 6.21: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce CA4 ................................ 156 Preglednica 6.22: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce LVA8 ............................. 156 Preglednica 6.23: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce EF ................................... 156 Preglednica 6.24: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce TA4 ................................ 156 Preglednica 6.25: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce LA4 ................................ 157 Preglednica 6.26: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce LA8 ................................ 157 Preglednica 6.27: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce LA10 .............................. 157 Preglednica 6.28: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce LA12 .............................. 157 XII UVODNE STRANI LIST OF TABLES Table 2.1: Requirements of prEN 206-2 (2006) for workability of self-compacting concrete ................................ 7 Table 3.1: Approximate proportions of materials for SCC mixture (Skarendahl, Petersson, 2000) ...................... 18 Table 3.2: Example of the last phase of aerated SCC mix design (mix LA) ......................................................... 24 Table 3.3: Interaction and effects of chemical admixtures .................................................................................... 25 Table 3.4: Effect of air-entraining agent addition after primary mixing and effect of additional mixing on air content in fresh aerated SCC mixture .................................................................................................... 26 Table 3.5: Compositions of first phase SCC mixtures (values in kg/m3) ............................................................... 27 Table 3.6: SCC mix design of optimal LN mixture without viscosity agent ......................................................... 29 Table 3.7: Deviation in properties of repeatedly mixed SCC mixtures from the same parcels of materials .......... 33 Table 3.8: Composition and characteristics of the first phase concrete mixtures (values in kg/m3) ...................... 36 Table 3.9: Ordinary aerated concrete mix design at w/c ratio of 0.39 ................................................................... 36 Table 3.10: Recommended maximum of powder content in concrete mixture (SIST EN 206-1, 2003) ............... 37 Table 4.1: Composition and characteristics of the designed SCC and vibrated mixtures (values in kg/m3) ......... 40 Table 4.2: Composition and characteristics of the designed aerated SCC mixtures (values in kg/m3) .................. 41 Table 4.3: Estimation of concrete quality from ultrasonic method ........................................................................ 48 Table 4.4: Values of statistic H?2 from accordance test ( ?2 -test) of different models and the results of compressive strength tests on discussed SCC with limestone powder (LN-43) at different age ................ 51 Table 4.5: Estimated tensile strength of SCC with limestone powder (LN-43) ..................................................... 52 Table 4.6: Static and secant modulus of elasticity of SCC with limestone powder (LN-43) ................................. 55 Table 4.7: Static modulus of elasticity (in GPa) of SCC with limestone powder (LN-43) at different age ........... 56 Table 4.8: Secant modulus of elasticity (in GPa) of SCC with limestone powder (LN-43) at different age ......... 56 Table 4.9: Ratio of static to secant modulus of elasticity of SCC with limestone powder (LN-43) at different age ................................................................................................................................................ 57 Table 4.10: Difference between longitudinal strains on opposite sides of each specimen .................................... 60 Table 4.11: Difference between transversal strains on opposite sides of each specimen ...................................... 60 Table 4.12: Difference between maximum achieved compressive stress for slender prisms and compressive strength of concrete (LN-43) ................................................................................................. 61 Table 4.13: Poisson’s ratio of SCC with limestone filler (LN-43) at different age ............................................... 61 Table 5.1: Criterion for estimation of freeze-thaw resistance of hardened concrete surface, amount of scaled material in mg/mm2 (SIST 1026, 2004) .......................................................................................... 72 Table 6.1: Comparison of the LTM results at the vertical and side lighting ........................................................ 106 Table 6.2: Comparison of the LTM results obtained by two different operators ................................................. 107 Table 6.3: Precision and bias of the obtained LTM parameters at the minimum size of the probe system ......... 111 Table 6.4: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA10 samples (middle sections) ....................... 128 Table 6.5: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA10 samples (near surface sections) ............... 128 Table 6.6: Comparison of LMAir and classic LTM results for EF samples (middle sections) ............................ 128 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. XIII Table 6.7: Comparison of LMAir and classic LTM results for EF samples (near surface sections) ................... 129 Table 6.8: Comparison of LMAir and classic LTM results for CA4 samples (middle sections) ........................ 129 Table 6.9: Comparison of LMAir and classic LTM results for CA4 samples (near surface sections) ................ 129 Table 6.10: Comparison of LMAir and classic LTM results for TA4 samples ................................................... 129 Table 6.11: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA4 samples ................................................... 130 Table 6.12: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA6 samples ................................................... 130 Table 6.13: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA8 samples ................................................... 130 Table 6.14: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA12 samples ................................................. 130 Table 6.15: Comparison of LMAir and classic LTM results for LVA8 samples ................................................ 131 Table 6.16: Relative error of the automated LMAir estimations of LTM parameters ......................................... 134 Table 6.17: Example of the first phase of sphere distribution unfolding method from plane intersections ........ 143 Table 6.18: Estimated air void distribution according to sphere distribution unfolding method ......................... 145 Table 6.19: Comparison of the remaining LTM parameters for the test sample obtained from different stereological methods ............................................................................................................................... 150 Table 6.20: Comparison of the remaining LTM parameters for the test sample obtained from different stereological methods ............................................................................................................................... 151 Table 6.21: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for CA4 samples ...................................... 156 Table 6.22: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for LVA8 samples ................................... 156 Table 6.23: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for EF samples ......................................... 156 Table 6.24: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for TA4 samples ...................................... 156 Table 6.25: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for LA4 samples ...................................... 157 Table 6.26: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for LA8 samples ...................................... 157 Table 6.27: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for LA10 samples .................................... 157 Table 6.28: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for LA12 samples .................................... 157 XIV UVODNE STRANI KAZALO SLIK Slika 1.1: Primer vgrajevanja SCC (The European Guidelines..., 2005) ................................................................. 2 Slika 2.1: Shematični prikaz sestave SCC (zgoraj) in običajnega betona (spodaj) .................................................. 3 Slika 2.2: Vgrajevanje SCC s črpanjem ob dnu opaža ............................................................................................ 4 Slika 2.3: SCC popolnoma prevzame strukturo površine opaža .............................................................................. 5 Slika 2.4: Mehanizem blokiranja sveže betonske mešanice (Skarendahl, Petersson, 2000) .................................... 5 Slika 2.5: Model Binghamove in Newtonove tekočine ........................................................................................... 8 Slika 2.6: Primer numerične simulacije večfaznega vgrajevanja SCC (Roussel, 2007) s 5 minutnim časovnim razmakom (zgoraj) in z 20 minutnim časovnim razmakom (spodaj) ........................................... 9 Slika 2.7: Vpliv v/c razmerja in količine cementa na krčenje betona zaradi sušenja (Mehta, Monteiro, 2006) .......................................................................................................................................................... 11 Slika 2.8: Primer uporabe SCC za močno armirano konstrukcijo »Pokriti vkop na HC Razdrto – Vipava« ........ 13 Slika 3.1: Splošen pristop k doseganju samozgoščevalnih lastnosti sveže betonske mešanice (povzeto po Ouchi, et al., 1998) ..................................................................................................................................... 17 Slika 3.2: SEM sliki: a) elektrofiltrski pepel (Mehta, Monteiro, 2006); b) apnenčeva moka ................................ 19 Slika 3.3: Shematični prikaz delovanja SP: a) adsorpcija SP na površino cementnih zrn; b) elektrostatični odboj cementnih zrn (Mehta, Monteiro, 2006) ........................................................................................... 19 Slika 3.4: Shematični prikaz delovanja SP nove generacije: a) molekule SP nove generacije; b) adsorpcija na površino cementnih zrn; c) učinkovitejši sterični odboj že delno hidratiziranih cementnih zrn (Petan, 2002) .............................................................................................................................................. 20 Slika 3.5: ESEM slike biopolimera »welan gum«: a) suhi delci pri 70% RH; b) stanje po 5 min pri 100% RH; c) stanje po 12 min pri 100% RH. Dolžina skale je 100 µm (Mehta, Monteiro, 2006) ...................... 21 Slika 3.6: Prerez neaeriranega betona (levo) in aeriranega betona (desno). Dolžina skale je 2 mm ...................... 22 Slika 3.7: Mehanizem delovanja aeranta (Mehta, Monteiro, 2006) ....................................................................... 22 Slika 3.8: Standardni mešalec za malte in paste (levo) in protitočni mešalec za betone (desno) ........................... 24 Slika 3.9: Časovno spreminjanje obdelavnosti svežih SCC mešanic (razlezanje) ................................................. 28 Slika 3.10: Časovno spreminjanje obdelavnosti svežih SCC mešanic (viskoznost) .............................................. 28 Slika 3.11: Rezultati prvotne analize zrnavostne sestave uporabljenih apnenčevih mok in cementa .................... 30 Slika 3.12: Rezultati ponovno opravljene analize zrnavostne sestave uporabljenih apnenčevih mok ................... 31 Slika 3.13: Preskus »hidrofilnosti« uporabljenih apnenčevih mok ........................................................................ 32 Slika 3.14: Skrajšana AB varnostna ograja »New Jersey«: a) izdelan opaž; b) končni izdelek ............................ 32 Slika 3.15: Večfazno vgrajevanje SCC mešanic v laboratoriju ............................................................................. 33 Slika 3.16: Betonski mešalec v betonarni CGP Novo mesto (levo) in premajhen razlez s posedom (desno) ........ 34 Slika 3.17: Vgrajevanje SCC mešanice v eni fazi, betonarna CGP Novo mesto ................................................... 34 Slika 3.18: Izdelan AB element odlične kvalitete, betonarna CGP Novo mesto ................................................... 34 Slika 3.19: Izdelan AB element »New Jersey« v obratu GOBI podjetja Primorje d.d. iz Ajdovščine .................. 35 Slika 3.20: Manjšanje deleža vnešenega zraka pri vibriranju sveže betonske mešanice (PCA, 2003) .................. 37 Slika 4.1: Nega betonskih preizkušancev takoj po vgraditvi v kalupe (levo) in po razkalupiranju (desno) .......... 41 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. XV Slika 4.2: Preverjanje dimenzij betonskih preizkušancev (levo) in ultrazvočna metoda (desno) .......................... 42 Slika 4.3: Tlačna preša z računalniškim zajemanjem podatkov ............................................................................ 42 Slika 4.4: 28-dnevna tlačna trdnost SCC in vibriranih betonov z in brez apnenčeve moke .................................. 43 Slika 4.5: Tlačna trdnost betona v odvisnosti od: a) v/c razmerja; b) količine cementa v betonski mešanici (Mehta, Monteiro, 2006) ............................................................................................................................ 43 Slika 4.6: Odvisnost tlačne trdnosti betona od temperature zamešanja in nege (Mehta, Monteiro, 2006) ............ 44 Slika 4.7: Mikrostruktura SCC betona LN-43 (levo) in vibriranega betona LV-43 (desno) ................................. 44 Slika 4.8: Stično območje med cementnim kamnom in agregatnimi zrni pri SCC LN-43 (zgoraj) in pri primerljivem vibriranem betonu LV-43 (spodaj). Mikroskopske in digitalizirane slike (na desni) so rezultat topografske mikroskopske analize po patentu HIROX (2002) ...................................................... 45 Slika 4.9: 28-dnevna tlačna trdnost SCC in vibriranih betonov z v/c razmerjem 0,39 .......................................... 46 Slika 4.10: Odnos med poroznostjo kamna ali cementnega kamna in njegovo trdnostjo (Mehta, Monteiro, 2006) .......................................................................................................................... ................................ 46 Slika 4.11: Tlačne trdnosti posameznih betonskih preizkušancev v odvisnosti od deleža zraka ........................... 47 Slika 4.12: Kontrastirana površina prereza aeriranega vibriranega betona LVA8 (levo) in aeriranega SCC betona LA8 (desno). Sliki sta zajeti z optičnim čitalcem pri 1200 dpi. Širina slike je 3000 µm ................ 48 Slika 4.13: Zveza med tlačno trdnostjo betonskih vzorcev in hitrosti potovanja ultrazvoka skoznje .................... 49 Slika 4.14: Tlačna trdnost SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri različni starosti betona ...................................... 49 Slika 4.15: Znani računski modeli za napovedovanje časovnega razvoja tlačne trdnosti betona .......................... 50 Slika 4.16: Napetostno stanje v betonskem preizkušancu pri cepilnem nateznem preizkusu (Žarnić, et al., 2008) .......................................................................................................................................................... 52 Slika 4.17: Časovni razvoj natezne trdnosti obravnavanega SCC z apnenčevo moko (LN-43) ............................ 53 Slika 4.18: Ukrivljeni jekleni elementi za obremenitev pri cepilnem preizkusu (SIST EN 12390-6, 2001) ......... 54 Slika 4.19: Preizkuševalni stroj z računalniško krmiljenim obremenjevanjem (levo) in preizkušanec (desno) ........................................................................................................................................................ 54 Slika 4.20: Tipični postopek obremenjevanja za določanje statičnega modula elastičnosti betona ...................... 55 Slika 4.21: Definicija statičnega (levo) in sekantnega (desno) modula elastičnosti betona .................................. 55 Slika 4.22: Časovni razvoj statičnega modula elastičnosti SCC z apnenčevo moko (LN-43) ............................... 57 Slika 4.23: Vpliv podpiranja (levo) in vitkosti betonskega preizkušanca (desno) na njegovo obnašanje pri enoosnem tlaku (RILEM..., 2000) .............................................................................................................. 58 Slika 4.24: Odnos med vzdolžno deformacijo in tlačno silo (Bonfiglioli, Pascale, 2000) .................................... 58 Slika 4.25: Odnos med napetostmi in deformacijami za SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri enoosnem tlaku pri različnih starostih betona ............................................................................................................. 59 Slika 5.1: Koordinacijsko število in pripadajoča koordinacijska geometrija cementnega kamna z nizko (levo) in visoko (desno) gostoto (Shackelford, 1990) ................................................................................ 64 Slika 5.2: Razmerja med velikostmi odprtin v cementnem kamnu betona (Mehta, Monteiro, 2006) ................... 65 Slika 5.3: Primer luščenja betona zaradi zmrzovanja in tajanja v prisotnosti talilnih soli (PCA, 2003) ............... 65 Slika 5.4: Mehanizem ugodnega učinka vnešenih zračnih por v betonu (Mehta, Monteiro, 2006) ....................... 66 Slika 5.5: Odpornost aeriranega in neaeriranega betona proti zmrzovanju in tajanju v odvisnosti od v/c razmerja (Mehta, Monteiro, 2006) ............................................................................................................. 67 Slika 5.6: Odstranjevanje odluščenega materiala pri OSMO preiskavi s curkom vode (levo) ali s krtačko (desno) ........................................................................................................................................................ 68 XVI UVODNE STRANI Slika 5.7: Rezultati preiskave OSMO odpornosti SCC betona (LN-43) v odvisnosti od načina odstranjevanja odluščenega materiala........................................................................................................68 Slika 5.8: Časovno naraščanje mase filtrskega papirja, pri RH ~ 50%, po vzetju iz sušilnice v odvisnosti od načina izpiranja soli iz zmrzovalnega medija........................................................................................69 Slika 5.9: Validirana preiskava OSMO odpornosti: a) izpiranje soli iz filtrskega papirja z 2-5 dcl vode; b) tehtanje filtriranih odluščenih delcev, posušenih do stalne mase, posebej.................................................70 Slika 5.10: OSMO odpornost aeriranih in neaeriranih vibriranih betonov z ali brez apnenčeve moke.................71 Slika 5.11: OSMO odpornost aeriranih in neaeriranih vibriranih betonov z ali brez apnenčeve moke.................71 Slika 5.12: Površine vzorcev po 60 ciklih zmrzovanja/tajanja v prisotnosti soli: a) LVMA; b) LVA8; c) LVM...........................................................................................................................................................72 Slika 5.13: Primer rezultatov nadaljnje OSMO preiskave s ponovno nameščenim vodotesnim okvirjem............73 Slika 5.14: Mikroskopski sliki cementnega kamna: a) betona LVM; b) betona LVMA. Sliki sta zajeti pri polarizirani svetlobi. Dolžina skale je 50 µm.............................................................................................74 Slika 5.15: Mikroskopski sliki cementnega kamna: a) betona LVM; b) betona LVMA. Sliki sta zajeti z mikroskopsko tehniko »temno polje«. Dolžina skale je 100 µm................................................................74 Slika 5.16: OSMO odpornost aeriranih in neaeriranih SCC in vibriranih betonov z apnenčevo moko.................75 Slika 5.17: OSMO odpornost aeriranih in neaeriranih SCC in vibriranih betonov z apnenčevo moko.................76 Slika 5.18: OSMO odpornost SCC z različnimi vrstami mineralnega dodatka.....................................................77 Slika 5.19: Delež zraka določen iz prostorninske mase betona pr in LMA parametri za obravnavane betone.........................................................................................................................................................79 Slika 5.20: Ocenjene porazdelitve zračnih por s klasično ročno LMA (Ttot ~ 2400 mm) za obravnavane betone.........................................................................................................................................................80 Slika 5.21: Ocenjene porazdelitve zračnih por z LMAir (Ttot ~ 10.000 mm) za obravnavane betone..................80 Slika 5.22: Ocenjene porazdelitve zračnih por z PMAir (celotna površina vzorca) za obravnavane betone.........80 Slika 5.23: Ocenjene porazdelitve zračnih por z LMAir (levo) in PMAir (desno) za obravnavane betone...........81 Slika 5.24: Primer poškodovane površine po standardu SIST 1026 (2004) še OSMO odpornega betona EF: a) po 50 ciklih zmrzovanja/tajanja (0,31 mg/mm2); b) po 75 ciklih zmrzovanja/tajanja (1,38 mg/mm2).......................................................................................................................................82 Slika 5.25: OSMO odpornost SCC z apnenčevo moko AM-L in z različnim deležem zraka................................83 Slika 5.26: OSMO odpornost SCC z apnenčevo moko AM-L in z različnim deležem zraka (posamezno)..........83 Slika 5.27: LMA parametri za obravnavane betone v povezavi s količino odluščenega materiala po 70 ciklih...........................................................................................................................................................84 Slika 5.28: Približne dimenzije vzorca izrezanega iz betonskega preizkušanca (SIST EN 480-11, 2005)............85 Slika 5.29: Prerez betonskega vzorca LA8 v sredici (levo) in ob preiskovani površini (desno)............................85 Slika 5.30: LMA parametri za prereze ob OSMO površini v povezavi s količino odluščenega materiala............86 Slika 5.31: Porazdelitve zračnih por za obravnavane betone ocenjene z avtomatizirano PMAir..........................87 Slika 5.32: OSMO odpornost aeriranega SCC z apnenčevo moko (LA8) v odvisnosti od režima nege...............88 Slika 5.33: Vodovpojnost aeriranega SCC z apnenčevo moko (LA8) v odvisnosti od režima nege.....................89 Slika 5.34: Rezultati testa vodovpojnosti betona s kapilarnim srkom po nekaj dneh............................................89 Slika 5.35: Frekvenca krožnih sledi zračnih por na preiskovanem prerezu obravnavanega vzorca (LVA8).........90 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. XVII Slika 5.36: Definicija LMA parametra ? (levo) in novega parametra ?* (desno) .............................................. 91 Slika 5.37: Primer propadanja betona v sulfatnem okolju (Mehta, Monteiro, 2006) ............................................ 92 Slika 5.38: Primer tvorbe sekundarnega etringita v stičnem območju (Mehta, Monteiro, 2006) .......................... 93 Slika 5.39: Raztezanje cementnega kamna zaradi tvorbe sekundarnega etringita (Mehta, Monteiro, 2006) ........ 93 Slika 5.40: Vpliv količine in vrste cementa na sulfatno odpornost betona (Mehta, Monteiro, 2006) ................... 94 Slika 5.41: Primer neovirane tvorbe sekundarnega etringita v zračni pori (Mehta, Monteiro, 2006) ................... 95 Slika 5.42: Huggenbergerjev deformeter z natančnostjo 0,0001 inče (levo) in meritve vzdolžnih deformacij betonskih prizem (desno) ......................................................................................................... 95 Slika 5.43: Potopitev betonskih preizkušancev v sulfatno raztopino pri (20±1)°C ............................................... 96 Slika 5.44: Povprečna vzdolžna deformacija betonskih prizem zaradi potopitve v vodo in v sulfatno raztopino ..................................................................................................................................................... 96 Slika 5.45: Povprečna vzdolžna deformacija betonskih prizem zaradi sulfatnega napada .................................... 97 Slika 5.46: Vzdolžne deformacije posameznih betonskih vzorcev zaradi sulfatnega napada ............................... 97 Slika 5.47: Tlačne trdnosti obravnavanih betonov pri različni starosti in izpostavljenosti .................................... 98 Slika 5.48: Tlačna preša (levo) za preizkus upogibne natezne trdnosti betona (desno) ......................................... 99 Slika 5.49: Upogibna natezna trdnost betonskih vzorcev pri 16 mesečni različni izpostavljenosti ....................... 99 Slika 5.50: Mikroskopski sliki tvorb kristalov v zračni pori v vrhnjem sloju betonske prizme LV-43, ki je bila potopljena v sulfatno raztopino. Dolžina skale je 100 µm ................................................................ 100 Slika 5.51: Mikroskopski sliki produktov hidratacije v zračni pori betonske prizme LV-43, ki je bila potopljena v vodo. Dolžina skale je 100 µm ............................................................................................ 100 Slika 5.52: Mikroskopski sliki tvorb kristalov v zračni pori v vrhnjem sloju betonske prizme LN-43, ki je bila potopljena v sulfatno raztopino. Dolžina skale je 100 µm ................................................................ 100 Slika 5.53: Mikroskopski sliki produktov hidratacije v zračni pori betonske prizme LN-43, ki je bila potopljena v vodo. Dolžina skale je 100 µm ............................................................................................ 101 Slika 5.54: Mikroskopski sliki tvorb kristalov v zračni pori v vrhnjem sloju betonske prizme LA4, ki je bila potopljena v sulfatno raztopino. Dolžina skale je 100 µm ................................................................ 101 Slika 5.55: Mikroskopski sliki produktov hidratacije v zračni pori betonske prizme LA4, ki je bila potopljena v vodo. Dolžina skale je 100 µm ............................................................................................ 101 Slika 6.1: Skica preseka n-dimenzionalnih objektov, pri čemer v splošnem dobimo (n-1)-dimenzionalne sledi (Kališnik, 2002) ............................................................................................................................... 104 Slika 6.2: Optični mikroskop z navpično osvetlitvijo HIROX KH-3000, s katerim smo opravili LMA ............. 104 Slika 6.3: Skica prečnega prereza polirane površine betonskega vzorca z dvema tipičnima primeroma zračnih por, pri katerih je h < H : a) zračna pora, prisekana ob svojem vznožju; b) zelo majhna zračna pora ............................................................................................................................................... 105 Slika 6.4: Mikroskopska slika polirane površine vzorca pri navpični osvetlitvi (levo) in pri osvetlitvi s strani (desno). Povečava zajetih slik je 50x. Dolžina skale je 2000 µm ................................................... 105 Slika 6.5: Parameter A v odvisnosti od velikosti testnega sistema .................................................................... 107 Slika 6.6: Parameter ? v odvisnosti od velikosti testnega sistema .................................................................... 107 Slika 6.7: Parameter L v odvisnosti od velikosti testnega sistema .................................................................... 108 Slika 6.8: Parameter A300 v odvisnosti od velikosti testnega sistema ................................................................. 108 Slika 6.9: Porazdelitev zračnih por v odvisnosti od velikosti testnega sistema ................................................... 108 XVIII UVODNE STRANI Slika 6.10: Parameter A v odvisnosti od položaja testnega sistema pri minimalni velikosti 2400 mm ............. 109 Slika 6.11: Parameter ? v odvisnosti od položaja testnega sistema pri minimalni velikosti 2400 mm ............. 109 Slika 6.12: Parameter L v odvisnosti od položaja testnega sistema pri minimalni velikosti 2400 mm ............. 110 Slika 6.13: Parameter A300 v odvisnosti od položaja testnega sistema pri minimalni velikosti 2400 mm .......... 110 Slika 6.14: Porazdelitev zračnih por v odvisnosti od položaja testnega sistema pri minimalni velikosti 2400 mm ................................................................................................................................................... 110 Slika 6.15: RapidAir 457 – analizator zračnih por (RapidAir, 2006) .................................................................. 112 Slika 6.16: Naenkratno zajemanje celotne preiskovane površine vzorca z optičnim čitalcem z visoko resolucijo .................................................................................................................................................. 112 Slika 6.17: Faze kontrastiranja preiskovane površine betonskega vzorca: a) nanos črnila; b) nanos kontrastnega sredstva; c) odstranitev odvečnega materiala s strgalom ..................................................... 113 Slika 6.18: Kontrastirana površina betonskega vzorca s končno uporabo običajnega strgala (levo) in britvice (desno). Sliki sta zajeti z optičnim čitalcem pri enakih nastavitvah svetlosti in kontrasta .......... 114 Slika 6.19: Neustrezno (levo) in ustrezno (desno) brušena površina betonskega vzorca. Sliki sta zajeti s tridimenzionalno tehniko optičnega mikroskopa Hirox (2002), pri povečavi 50x. Dolžina skale je 2000 µm ................................................................................................................................................... 114 Slika 6.20: Rezultat kontrastiranja brušene (levo) in polirane (desno) površine betona. Sliki sta zajeti z optičnim čitalcem pri ločljivosti 1200 dpi in pri enakih nastavitvah svetlosti in kontrasta ...................... 115 Slika 6.21: Korekcija (desno) barvi agregata ustreznih RGB kanalov zajete slike (levo) ................................... 116 Slika 6.22: Posledica kromatične aberacije optičnih čitalcev (levo, slika je zajeta pri resoluciji 1200 dpi) in mikroskopska slika realnega stanja pri povečavi 100x (desno) ............................................................ 116 Slika 6.23: Površina betonskega vzorca: a) 1 mesec po brušenju, brez zaključnega čiščenja; b) naknadno čiščena v ultrazvočni čistilni napravi; c) ponovno čiščena v ultrazvočni čistilni napravi. Slike so zajete z optičnim mikroskopom pri povečavi 50x. Dolžina skale je 1000 µm ......................................... 116 Slika 6.24: Površina betonskih vzorcev po enakem postopku brušenja: a) aeriran vibriran beton z bodisi šibko matrico cementnega kamna ali šibkim agregatom; b) aeriran samozgoščevalni beton. Sliki sta zajeti s tridimenzionalno tehniko optičnega mikroskopa Hirox (2002) pri povečavi 50x ................... 117 Slika 6.25: Rešitev problema morebitnih por v agregatu v primeru računalniške avtomatizacije ....................... 118 Slika 6.26: Identificirani predeli (rdeča barva) na zajeti sliki kontrastirane površine betonskega vzorca pri threshold vrednosti: a) 80; b) 100; c) 120; d) 140; e) 160; f) 180 ............................................................ 118 Slika 6.27: Kontrastirana površina betonskega vzorca zajeta z optičnim čitalcem pri srednjih, ničelnih, nastavitvah kontrasta (levo) in pri visokem kontrastu (desno) ................................................................. 119 Slika 6.28: Primer izpisa prototipnega programa LMAir – predlagana HST metoda .......................................... 123 Slika 6.29: Normiranje histograma zajete slike testne površine vzorca: avtomatsko normiranje za levi rob histograma in ročna postavitev desnega robu histograma na vrh desnega »hribčka« ............................... 123 Slika 6.30: Primer izpisa prototipnega programa LMAir – predlagana THR metoda ......................................... 124 Slika 6.31: Primer izpisa prototipnega programa LMAir – končni rezultati #1/2 ............................................... 125 Slika 6.32: Primer izpisa prototipnega programa LMAir – končni rezultati #2/2 ............................................... 126 Slika 6.33: Primerjava rezultatov avtomatiziranega sistema LMAir in klasične LMA ....................................... 131 Slika 6.34: Primer nekvalitetno kontrastirane površine enega srednjih prerezov vzorcev CA4 .......................... 132 Slika 6.35: Primerjava števila identificiranih tetiv ročne in avtomatizirane izvedbe LMA za vzorce CA4 ........ 132 Slika 6.36: Kontrastirana površina vzorca mešanice LVA8. Slika je zajeta z optičnim čitalcem (1200 dpi) ...... 133 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. XIX Slika 6.37: Razvoj volumetričnih stereoloških metod: a) planimetrično; b) z linearno integracijo; c) z diferencialnim štetjem točk (Kališnik, 2002) ........................................................................................... 135 Slika 6.38: Ocena dolžine presečne tetive pri LMA v primeru odkrušenih robov zračnih por (EN, 2005) ......... 136 Slika 6.39: Shematična predstavitev poenostavitvenih predpostavk za račun Powersovega faktorja oddaljenosti L (Pleau, Pigeon, Laurencot, 2001) ................................................................................... 137 Slika 6.40: Tridimenzionalni pogled na poljubno ravnino, ki seka sistem sfer, in medsebojne razdalje njihovih dvodimenzionalnih sledi (bela črtkana črta) ter realne medsebojne razdalje sfer (črna črta) ..... 137 Slika 6.41: Frekvenčna porazdelitev premerov presekov na celotni testni površini obravnavanega vzorca ....... 140 Slika 6.42: Primer dveh različnih presekov krogle, tj. krog s premerom 2R in krog s premerom R ................ 140 Slika 6.43: Relativne frekvence polmerov pričakovanih presekov r pri naključnih prerezih krogel iz največjega velikostnega razreda D28 ?(3000,4000] µm ......................................................................... 142 Slika 6.44: Grafična rešitev obravnavanega verjetnostnega problema po literaturi (Kališnik, 2002) ................. 143 Slika 6.45: Grafični prikaz odštevanja relativnih frekvenc prvih 8 velikostnih razredov od skupne frekvenčne porazdelitve vseh identificiranih dvodimenzionalnih sledi zračnih por ................................ 144 Slika 6.46: Skica geometrijske verjetnosti presečnih tetiv krogle (EN, 2005) z dodanim primerom testne linije (rdeča črtkana puščica) za lažjo predstavo ...................................................................................... 146 Slika 6.47: Skica geometrije krožnih presekov skozi kroglo oz. zračno poro ..................................................... 147 Slika 6.48: Skica identificiranega krožnega preseka j-te zračne pore na zajeti sliki ........................................... 149 Slika 6.49: Primerjava kumulativnega deleža zraka za obravnavan vzorec določenega z različnimi pristopi .... 150 Slika 6.50: Rešitev problema deloma stikajočih se zračnih por: a) originalno stanje; b) napačna identifikacija števila por; c) popravljeno stanje z uporabo metode Watershed; d) pravilnejša identifikacija števila por ........................................................................................................................... 151 Slika 6.51: Primer izpisa prototipne aplikacije PMAir – HST metoda ................................................................ 152 Slika 6.52: Primer izpisa prototipne aplikacije PMAir – THR metoda ............................................................... 153 Slika 6.53: Primer izpisa prototipne aplikacije PMAir – končni rezultati #2/2 ................................................... 154 Slika 6.54: Primer izpisa prototipne aplikacije PMAir – končni rezultati #1/2 ................................................... 155 Slika 6.55: Primerjava rezultatov avtomatiziranih sistemov PMAir in LMAir ter klasične LMA ...................... 158 Slika 6.56: Delna uspešnost funkcije Watershed (desno) v primeru močne zgostitve zračnih por (levo) ........... 159 Slika 7.1: Vzorec OSMO neodpornega betona: a) po natočeni raztopini; b) po 25 ciklih; c) po 50 ciklih ......... 177 Slika 7.2: Vzorec OSMO odpornega betona: a) po natočeni raztopini; b) po 25 ciklih; c) po 50 ciklih ............. 177 Slika 7.3: Vzorec visoko OSMO odpornega aeriranega betona takoj po natočeni raztopini ............................... 177 Slika 7.4: Osvetlitev testne površine s štirih strani in primer računalniške vsote svetlih predelov slik (desno) ...................................................................................................................................................... 182 Slika 7.5: Virtualni tridimenzionalni model poroznosti cementnega kamna (Head, 2006) ................................. 182 XX UVODNE STRANI LIST OF FIGURES Fig. 1.1: Casting of SCC (The European Guidelines..., 2005) ................................................................................. 2 Fig. 2.1: Mixture proportions of SCC (upper) and ordinary concrete (bottom) ....................................................... 3 Fig. 2.2: Casting of SCC by pumping from below .................................................................................................. 4 Fig. 2.3: An example of excellent filling ability of SCC ......................................................................................... 5 Fig. 2.4: Mechanism of blocking of fresh concrete mixture (Skarendahl, Petersson, 2000) ................................... 5 Fig. 2.5: Bingham model and Newtonian fluid ........................................................................................................ 8 Fig. 2.6: Example of numerical simulation of multi-layer casting of SCC (Roussel, 2007) for 5 minute resting time (upper) and for 20 minute resting time (bottom) ...................................................................... 9 Fig. 2.7: Effects of water-cement ratio and cement content on drying shrinkage (Mehta, Monteiro, 2006) ......... 11 Fig. 2.8: Example of SCC application – densely reinforced concrete construction in Slovenia ............................ 13 Fig. 3.1: General approach for achieving self-compactibility of fresh concrete mixture (adopted from Ouchi, et al., 1998) ..................................................................................................................................... 17 Fig. 3.2: Scanning electron micrographs of: a) fly ash (Mehta, Monteiro, 2006); b) limestone powder ............... 19 Fig. 3.3: Mechanism of superplasticizer action: a) surface adsorption of superplasticizer; b) electrostatic repulsion of cement particles (Mehta, Monteiro, 2006) ............................................................................. 19 Fig. 3.4: Mechanism of new generation superplasticizers action: a) longer surfactant chains; b) adsorption; c) more effective steric repulsion of partially hydrated cement particles (Petan, 2002) .......... 20 Fig. 3.5: ESEM images of biopolymer welan gum: a) at 70% RH (dry particles); b) after 5 minutes at 100% RH; c) after 12 minutes at 100% RH. Scale bar length is 100 µm (Mehta, Monteiro, 2006) .......... 21 Fig. 3.6: Section of non-aerated concrete (left) and aerated concrete (right). Scale bar length is 2 mm ............... 22 Fig. 3.7: Mechanism of air entrainment (Mehta, Monteiro, 2006) ........................................................................ 22 Fig. 3.8: Standard mortar and paste mixer (left) and lab concrete mixer (right) .................................................... 24 Fig. 3.9: Decrease of SCC mixtures workability (flow) with time ........................................................................ 28 Fig. 3.10: Decrease of SCC mixtures workability (viscosity) with time ............................................................... 28 Fig. 3.11: First results of particle size distribution analysis of used limestone powders and cement .................... 30 Fig. 3.12: Final results of particle size distribution analysis of used limestone powders ...................................... 31 Fig. 3.13: Hydrophilic test of used limestone powders with water drops .............................................................. 32 Fig. 3.14: Shortened New Jersey concrete barrier: a) manufactured formwork; b) finished element .................... 32 Fig. 3.15: Multi-layer casting of SCC mixtures in the laboratory .......................................................................... 33 Fig. 3.16: Concrete mixer in CGP Novo mesto (left) and low slump flow (right) ................................................ 34 Fig. 3.17: Casting of designed SCC mixture in concrete plant CGP Novo mesto ................................................. 34 Fig. 3.18: Finished element of high quality, at concrete plant CGP Novo mesto .................................................. 34 Fig. 3.19: Finished full scale SCC element at concrete plant GOBI-Primorje from Ajdovščina ........................... 35 Fig. 3.20: Decrease of entrained air content with fresh mixture vibration time (PCA, 2003) ............................... 37 Fig. 4.1: Curing of concrete specimens after casting (left) and after demoulding (right) ...................................... 41 Fig. 4.2: Verification of specimen dimensions (left) and ultrasonic method (right) .............................................. 42 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. XXI Fig. 4.3: Compression machine with data capturing device .................................................................................. 42 Fig. 4.4: 28-day compressive strength of SCC and vibrated concrete with and without limestone powder .......... 43 Fig. 4.5: Compressive strength of concrete in relation to: a) water-cement ratio; b) cement content in concrete mixture (Mehta, Monteiro, 2006) ................................................................................................ 43 Fig. 4.6: Compressive strength of concrete at different curing regimes (Mehta, Monteiro, 2006) ........................ 44 Fig. 4.7: Microstructure of SCC LN-43 (left) and vibrated concrete LV-43 (right) .............................................. 44 Fig. 4.8: Transition zones between bulk cement paste and aggregate of SCC LN-43 (upper) and comparable vibrated concrete LV-43 (bottom). Photomicrographs and digital images (on the right) are the results of topographic microscopical analysis patented by HIROX (2002) .................................... 45 Fig. 4.9: 28-day compressive strength of SCC and vibrated concrete at w/c ratio of 0.39 .................................... 46 Fig. 4.10: Porosity-strength relation for aggregates and normally cured cements (Mehta, Monteiro, 2006) ........ 46 Fig. 4.11: Compressive strength of concrete samples in relation to their total air content .................................... 47 Fig. 4.12: Contrast enhanced surfaces of a vibrated air-entrained concrete specimen (left) and an air-entrained SCC specimen (right). Images are captured with flatbed scanner at 1200 dpi. Images width is 3000 µm ........................................................................................................................................ 48 Fig. 4.13: Compressive strength of concrete samples in relation to the velocity of ultrasonic sound through them .............................................................................................................................................. 49 Fig. 4.14: Compressive strength SCC with limestone powder (LN-43) at different age ....................................... 49 Fig. 4.15: ACI and EN models for concrete compressive strength evolution ........................................................ 50 Fig. 4.16: Stress state in concrete specimen at splitting tensile strength (Žarnić, et al., 2008) ............................. 52 Fig. 4.17: Tensile strength evolution of SCC with limestone powder (LN-43) ..................................................... 53 Fig. 4.18: Curved loading piece for splitting test (SIST EN 12390-6, 2001) ........................................................ 54 Fig. 4.19: Testing machine with loading controlled system (left) and concrete specimen (right) ......................... 54 Fig. 4.20: Typical loading procedure for determination of concrete static modulus of elasticity .......................... 55 Fig. 4.21: Definition of static (left) and secant (right) modulus of elasticity of concrete ...................................... 55 Fig. 4.22: Evolution of secant modulus of elasticity of SCC with limestone powder (LN-43) ............................. 57 Fig. 4.23: Effect of boundary restraint (left) and concrete specimen slenderness (right) on the compressive stress-strain behaviour (RILEM..., 2000) ................................................................................................... 58 Fig. 4.24: Longitudinal microstrain vs. total load (Bonfiglioli, Pascale, 2000) ..................................................... 58 Fig. 4.25: Relationship of stress and strain for SCC with limestone powder (LN-43) subjected to uniaxial compression at different age ...................................................................................................................... 59 Fig. 5.1: Coordination number and coordination geometry of low density (left) and high density (right) hydrated cement paste (Shackelford, 1990) ............................................................................................... 64 Fig. 5.2: Dimensional range of solids and pores in a hydrated cement paste (Mehta, Monteiro, 2006) ................ 65 Fig. 5.3: Example of salt frost scaling of concrete pavement (PCA, 2003) ........................................................... 65 Fig. 5.4: Mechanism of entrained air voids in concrete at freezing (Mehta, Monteiro, 2006) .............................. 66 Fig. 5.5: Frost durability of aerated and non-aerated concrete in relation to w/c ratio (Mehta, Monteiro, 2006) .......................................................................................................................................................... 67 Fig. 5.6: Removal of scaled material in the salt frost scaling test with a jet of water (left) or with a brush (right) ......................................................................................................................................................... 68 Fig. 5.7: Results of the salt frost scaling test on SCC (LN-43) in relation to the type of removal of the scaled material ............................................................................................................................................ 68 XXII UVODNE STRANI Fig. 5.8: Weight increase of a filter paper, at RH ? 50%, after drying to zero mass in relation to amount of washing out the de-icing salts from the freezing medium .......................................................................... 69 Fig. 5.9: Validated procedure of salt frost scaling: a) washing out the de-icing salts from the filter paper with 2-5 dcl of water; b) weighing of scaled material alone after drying to its zero mass ......................... 70 Fig. 5.10: Salt frost scaling of aerated and non-aerated vibrated concretes with or without limestone powder ........................................................................................................................................................ 71 Fig. 5.11: Salt frost scaling of aerated and non-aerated vibrated concretes with or without limestone powder ........................................................................................................................................................ 71 Fig. 5.12: Surface of concrete samples after 60 salt frost cycles: a) LVMA; b) LVA8; c) LVM ......................... 72 Fig. 5.13: Example of results of further salt frost scaling of concrete with new set up of sealing frame .............. 73 Fig. 5.14: Photomicrographs of hydrated cement paste: a) of concrete LVM; b) of concrete LVMA. Micrographs are captured at polarized light. Scale bar length is 50 µm ..................................................... 74 Fig. 5.15: Photomicrographs of hydrated cement paste: a) of concrete LVM; b) of concrete LVMA. Micrographs are captured with dark field microscopy. Scale bar length is 100 µm ................................... 74 Fig. 5.16: Salt frost scaling of aerated and non-aerated SCC and vibrated concretes with limestone powder ...... 75 Fig. 5.17: Salt frost scaling of aerated and non-aerated SCC and vibrated concretes with limestone powder ...... 76 Fig. 5.18: Frost scaling of SCC with different types of mineral addition .............................................................. 77 Fig. 5.19: Air content obtained from fresh concrete density and LTM parameters for discussed concrete mixes .......................................................................................................................................................... 79 Fig. 5.20: Manual LTM estimation of air-void distributions of discussed concrete mixes (Ttot ? 2400 mm) ....... 80 Fig. 5.21: LMAir estimation of air-void distributions of discussed concrete mixes (Ttot ? 10.000 mm) .............. 80 Fig. 5.22: PMAir estimation of air-void distributions of discussed concrete mixes (whole specimen surface) ....................................................................................................................................................... 80 Fig. 5.23: LMAir (left) and PMAir (right) estimation of air-void distributions of discussed concrete mixes ....... 81 Fig. 5.24: Example of deteriorated surface of concrete EF, which is still considered as resistant to frost scaling by SIST 1026 (2004) definition: a) after 50 frost cycles (0.31 mg/mm2); b) after 75 frost cycles (1.38 mg/mm2) ................................................................................................................................. 82 Fig. 5.25: Frost scaling of SCC with limestone powder AM-L at different total air content ................................. 83 Fig. 5.26: Frost scaling of SCC with limestone powder AM-L at different total air content (all specimens) ....... 83 Fig. 5.27: LTM parameters for discussed concrete mixes in relation to scaled material after 70 frost cycles ....... 84 Fig. 5.28: Production of specimen from concrete sample, approximate dimensions (SIST EN 480-11, 2005) .......................................................................................................................................................... 85 Fig. 5.29: Middle section (left) and a section near the test surface (right) of a LA8 sample ................................. 85 Fig. 5.30: LTM parameters for sections near test surface in relation to scaled material after 70 frost cycles ....... 86 Fig. 5.31: PMAir estimation of air-void distribution of discussed concrete mixes ................................................ 87 Fig. 5.32: Frost scaling of aerated SCC with limestone powder (LA8) at different curing regimes ...................... 88 Fig. 5.33: Water absorption of aerated SCC with limestone powder (LA8) at different curing regimes ............... 89 Fig. 5.34: Results of concrete water absorption test after few days ....................................................................... 89 Fig. 5.35: Air-voids profiles frequency on the test section of the investigated concrete sample (LVA8) ............. 90 Fig. 5.36: Definition of the LTM parameter ? (left) and the new proposed parameter ?* (right) ...................... 91 Fig. 5.37: Sulfate attack on concrete in Fort Peck Dam (Mehta, Monteiro, 2006) ................................................ 92 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. XXIII Fig. 5.38: The example of delayed ettringite formation in the transition zone (Mehta, Monteiro, 2006) ............. 93 Fig. 5.39: Expansion in the paste caused by delayed ettringite formation (Mehta, Monteiro, 2006) .................... 93 Fig. 5.40: Effects of cement content and type on sulfate resistance of concrete (Mehta, Monteiro, 2006) ........... 94 Fig. 5.41: Ettringite crystals need space to grow. They are often found in air voids (Mehta, Monteiro, 2006) .......................................................................................................................................................... 95 Fig. 5.42: Huggenberger’s deformeter with precision of 0,0001 inch (left) and measurement of deformations of concrete specimens (right) ............................................................................................... 95 Fig. 5.43: Immersion of concrete specimens in sodium sulfate solution at (20±1)°C ........................................... 96 Fig. 5.44: Average longitudinal deformation of concrete prisms immersed in water or sodium sulfate solution ....................................................................................................................................................... 96 Fig. 5.45: Average longitudinal deformation of concrete prisms as a result of sulfate attack ............................... 97 Fig. 5.46: Longitudinal deformations of individual concrete specimens as a result of sulfate attack ................... 97 Fig. 5.47: Compressive strengths of the discussed concrete mixes at different age and different exposure ......... 98 Fig. 5.48: Compression machine (left) for bending tensile strength of concrete (right) ........................................ 99 Fig. 5.49: Bending tensile strength of concrete specimens after 16 months of different exposure ....................... 99 Fig. 5.50: Photomicrographs of fibrous crystals in an air void near the surface of LV-43 prism, which was immersed in sodium sulfate solution. Scale bar length is 100 µm ........................................................... 100 Fig. 5.51: Photomicrographs of hydration products in an air void of LV-43 prism, which was immersed in water. Scale bar length is 100 µm ............................................................................................................ 100 Fig. 5.52: Photomicrographs of fibrous crystals in an air void near the surface of LN-43 prism, which was immersed in sodium sulfate solution. Scale bar length is 100 µm ........................................................... 100 Fig. 5.53: Photomicrographs of hydration products in an air void of LN-43 prism, which was immersed in water. Scale bar length is 100 µm ............................................................................................................ 101 Fig. 5.54: Photomicrographs of fibrous crystals in an air void near the surface of LA4 prism, which was immersed in sodium sulfate solution. Scale bar length is 100 µm ........................................................... 101 Fig. 5.55: Photomicrographs of hydration products in an air void of LA4 prism, which was immersed in water. Scale bar length is 100 µm ............................................................................................................ 101 Fig. 6.1: Section of n-dimensional objects with (n-1)-dimensional profiles, in general (Kališnik, 2002) ........... 104 Fig. 6.2: Optical microscope with vertical lighting HIROX KH-3000, which we have used for the LTM ......... 104 Fig. 6.3: Cross-section of a polished concrete specimen surface with two typical air voids with h < H : a) air void cut shallow; b) very small air void .............................................................................................. 105 Fig. 6.4: Photomicrograph of a polished specimen surface at vertical lighting (left) and at side lighting (right). Photomicrographs are taken at the magnification of 50x. Scale length is 2000 µm .................... 105 Fig. 6.5: Dependency of the parameter A from the size of the probe system .................................................... 107 Fig. 6.6: Dependency of the parameter ? from the size of the probe system .................................................... 107 Fig. 6.7: Dependency of the parameter L from the size of the probe system .................................................... 108 Fig. 6.8: Dependency of the parameter A300 from the size of the probe system ................................................. 108 Fig. 6.9: Dependency of the air void distribution from the size of the probe system .......................................... 108 Fig. 6.10: Dependency of the parameter A from the position of the probe system at its minimum size ............ 109 Fig. 6.11: Dependency of the parameter ? from the position of the probe system at its minimum size ............ 109 Fig. 6.12: Dependency of the parameter L from the position of the probe system at its minimum size ............ 110 XXIV UVODNE STRANI Fig. 6.13: Dependency of the parameter A300 from the position of the probe system at its minimum size ......... 110 Fig. 6.14: Dependency of the air void distribution from the position of the probe system at its minimum size ............................................................................................................................................................ 110 Fig. 6.15: RapidAir 457 – Air void analyzer (RapidAir, 2006) ........................................................................... 112 Fig. 6.16: Scanning the whole specimen test surface at once with high-resolution flatbed scanner .................... 112 Fig. 6.17: Procedure of the concrete test surface contrast enhancement: a) applying ink; b) covering with contrast material; c) removing the excess material with a scraper ........................................................... 113 Fig. 6.18: Contrast enhanced surface of a concrete specimen with the final use of an ordinary scraper (left) and a razor blade (right). The images are obtained with a flatbed scanner at equal brightness and contrast settings ................................................................................................................................. 114 Fig. 6.19: Unsuitably (left) and suitably (right) lapped specimen surface. Photomicrographs of 3-D optical microscopy, patented by Hirox (2002), are taken at the magnification of 50x. Scale length is 2000 µm ............................................................................................................................................................ 114 Fig. 6.20: The result of contrast enhancement of ground (left) and polished (right) concrete surface. The images are obtained with a flatbed scanner at resolution of 1200 dpi, with equal brightness and contrast settings ........................................................................................................................................ 115 Fig. 6.21: Correction (right) of the adequate RGB channels in the captured image (left) ................................... 116 Fig. 6.22: Chromatic aberration of a flatbed scanner (left, the image is captured at the resolution of 1200 dpi) and a photomicrograph of the real state at the magnification of 100x (right) ................................... 116 Fig. 6.23: Surface of a concrete sample: a) 1 month after grinding, without final cleaning; b) cleaned using ultrasonic bath; c) cleaned again using ultrasonic bath. Photomicrographs are taken at the magnification of 50x. Scale length is 1000 µm ........................................................................................ 116 Fig. 6.24: Surface of concrete samples after equal procedure of grinding: a) aerated vibrated concrete with either weak cement-paste matrix or friable aggregate; b) aerated self-compacting concrete. Photomicrographs of 3-D optical microscopy, patented by Hirox (2002), are taken at the magnification of 50x ................................................................................................................................ 117 Fig. 6.25: Aggregate voids problem solution in case of computerized automation ............................................. 118 Fig. 6.26: Identified areas (red colour) on the scanned image of the contrast enhanced surface of a concrete specimen at threshold value of: a) 80; b) 100; c) 120; d) 140; e) 160; f) 180 ............................ 118 Fig. 6.27: Contrast enhanced concrete specimen surface obtained with a flatbed scanner at zero contrast settings (left) and at high contrast settings (right) .................................................................................... 119 Fig. 6.28: Sample screenshot from the prototype application LMAir – the proposed HST method .................... 123 Fig. 6.29: Normalization of the scanned image: automatic normalization for the left edge of the image histogram and manual normalization of the right edge to the top of the right »hill« of the image histogram .................................................................................................................................................. 123 Fig. 6.30: Sample screenshot from the prototype application LMAir – the proposed THR method ................... 124 Fig. 6.31: Sample screenshot from the prototype application LMAir – final results #1/2 ................................... 125 Fig. 6.32: Sample screenshot from the prototype application LMAir – final results #2/2 ................................... 126 Fig. 6.33: Comparison of the results of the automated system LMAir and classic LTM .................................... 131 Fig. 6.34: Low quality of contrast enhancement (surface of CA4 specimen, middle section) ............................. 132 Fig. 6.35: Comparison of the recorded number of chords with manual and automated LTM for CA4 samples ..................................................................................................................................................... 132 Fig. 6.36: Contrast-enhanced surface of LVA8 sample. Image is captured with a flatbed scanner at 1200 dpi ............................................................................................................................................................. 133 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. XXV Fig. 6.37: Development of volumetric stereological methods: a) plane geometry; b) linear traverse method; c) point-count method (Kališnik, 2002) ..................................................................................... 135 Fig. 6.38: Estimation of chord length for broken void edges during microscopic examination (EN, 2005) ....... 136 Fig. 6.39: Schematic description of the simplifying assumptions used in the computation of the Powers spacing factor L (Pleau, Pigeon, Laurencot, 2001) ................................................................................ 137 Fig. 6.40: 3-D view of a random plane intersecting a system of spheres and spacing lengths of spheres 2D profiles (white dashed line) and true spacing lengths of spheres (black line) ...................................... 137 Fig. 6.41: Distribution of planar intercepts diameters on the test surface ........................................................... 140 Fig. 6.42: Example of planar intercepts of a sphere, i.e. two circles with diameter of 2R and R ..................... 140 Fig. 6.43: Radius frequencies of planar intercepts of the spheres from the class D28 ?(3000,4000] µm .......... 142 Fig. 6.44: Graphic solution of the discussed problem as presented in (Kališnik, 2002) ...................................... 143 Fig. 6.45: Graphical presentation of the sphere distribution unfolding method from plane intersections ........... 144 Fig. 6.46: Void geometry (EN, 2005) with test line example (red dashed arrow) ............................................... 146 Fig. 6.47: Void geometry with two examples of plane intercepts ....................................................................... 147 Fig. 6.48: Example of an air void plane intercept in the scanned image ............................................................. 149 Fig. 6.49: Comparison of the test sample cumulative air content obtained with different methods .................... 150 Fig. 6.50: Solution for the joint air voids problem: a) original state; b) false identification of air voids; c) corrected state using Watershed method; d) corrected identification of air voids .................................... 151 Fig. 6.51: Sample screenshot from the prototype application PMAir – HST method ......................................... 152 Fig. 6.52: Sample screenshot from the prototype application PMAir – THR method ......................................... 153 Fig. 6.53: Sample screenshot from the prototype application PMAir – final results #2/2 ................................... 154 Fig. 6.54: Sample screenshot from the prototype application PMAir – final results #1/2 ................................... 155 Fig. 6.55: Comparison of the results of automated systems PMAir, LMAir and classic LTM ........................... 158 Fig. 6.56: Partial efficiency of the Watershed method (right) in case of high stacking of air voids (left) ........... 159 Fig. 7.1: Sample of frost non-resistant concrete: a) at poured freezing medium; b) at 25 cycles; c) at 50 cycles ........................................................................................................................................................ 177 Fig. 7.2: Sample of salt frost resistant concrete: a) at poured freezing medium; b) at 25 cycles; c) at 50 cycles ........................................................................................................................................................ 177 Fig. 7.3: Sample of highly salt frost resistant aerated concrete after poured freezing medium ........................... 177 Fig. 7.4: Side lighting from four directions and an example of images bright pixels sum (right) ....................... 182 Fig. 7.5: Virtual 3D model of hardened cement paste porosity (Head, 2006) ..................................................... 182 XXVI UVODNE STRANI KAZALO PRILOG Priloga A: SKRIPT ZA ImageJ – PREDLAGANA LINIJSKA THR METODA Priloga B: PREGLEDNICA ZA DOLOČITEV PORAZDELITVE ZRAČNIH POR Z REDUCIRANIM ŠTEVILOM VELIKOSTNIH RAZREDOV Priloga C: FUNKCIJA ZA Matlab – PREVEDBA PLANARNIH PODATKOV NA LINIJSKE Priloga D: PREGLEDNICA ZA GROBO OCENO PORAZDELITVE ZRAČNIH POR IZ REZULTATOV PLANARNE ANALIZE OKRAJŠAVE IN SIMBOLI AB armiranobetonska konstrukcija ali element ACI The American Concrete Institute BIBM The European Precast Concrete Organisation CEN evropska komisija za standardizacijo (Comité Européen de Normalisation) CN koordinacijsko število (Coordination Number) EC2 Evrokod 2 (Eurocode 2) EFCA The European Federation of Concrete Admixture Associations EFNARC The European Federation for Specialist Construction Chemicals and Concrete Systems EN evropski standard (Europäische Norm) ERMCO The European Ready-mix Concrete Organisation ESEM slika elektronskega mikroskopa (Environmental Scanning Electron Micrograph) HPC visoko-kakovostni beton (High-Performance Concrete) HSC visokotrdni beton (High-Strength Concrete) HST predlagana histogram metoda v sklopu razvojne aplikacije LMAir LMA linijska mikroskopska analiza (metoda EN 480-11) LTM angleška kratica za linijsko mikroskopsko analizo (Linear Traverse Method) OSMO odpornost površine betona proti zmrzovanju in tajanju v ali brez prisotnosti talilnih soli PC portlandski cement RH relativna vlažnost (Relative Humidity), % RGB barvni model RGB (glej slovar tujk na naslednjih straneh) SCC samozgoščevalni beton (Self-Compacting Concrete, Self-Consolidating Concrete) SEM slika elektronskega mikroskopa (Scanning Electron Micrograph) SP superplastifikator SIST slovenski standard THR predlagana threshold metoda v sklopu razvojne aplikacije LMAir %c masni delež glede na količino cementa, % %pr masni delež glede na količino vseh praškastih delcev, % dpi število pik/pikslov na inčo (dots per inch) Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. XXVII pix pika, piksel (glej slovar tujk na naslednjih straneh) v/c masno vodo-cementno razmerje A delež zraka, % Ai identificirana ploščina i-tega kontrastiranega predela na testni površini, pix A300 delež mikropor določen iz porazdelitvene funkcije velikosti zračnih por s standardiziranim številom velikostnih razredov, % A300.red delež mikropor določen iz porazdelitvene funkcije velikosti zračnih por z reduciranim številom velikostnih razredov, % Athix koeficient tiksotropičnosti sveže SCC mešanice D premer zračne pore oz. sfere, µm Dmax maksimalno zrno agregata v betonski mešanici, mm Ec tangentni modul elastičnosti, GPa Ecm sekantni modul elastičnosti pri starosti 28 dni, GPa Fsp tlačna sila pri cepilni porušitvi betona, kN Fup sila pri upogibni porušitvi betona, kN H globinska ostrina mikroskopa pri testni povečavi, µm L Powersov faktor oddaljenosti, mm L* posodobljen Powersov faktor oddaljenosti, mm N število identificiranih zračnih por oz. število presečnih tetiv pri LMA N j ocenjeno število presečnih tetiv j-tega identificiranega krožnega preseka Npix število identificiranih pikslov na zajeti sliki pri izbrani threshold vrednosti x Pi površina i-tega geometrijskega telesa/delca, mm2 Psist celotna površina ocenjenega sistema zračnih por, mm2 R polmer zračne pore oz. sfere, µm Rm relativni čas iztekanja malte iz V-lijaka, s-1 Sij ploščina vseh identificiranih predelov na j-ti liniji pri i-ti threshold vrednosti, pix Simg ploščina celotne testne površine oz. število vseh pikslov na zajeti sliki SS površinska (arealna) gostota neke sestavine/faze materiala, mm2/mm2 T temperatura, °C T500 čas pri razlezu s posedom 500 mm, s Ta vsota vseh presečnih tetiv, mm Ta.k dolžina k-te presečne tetive ocenjene iz rezultatov planarne analize, µm TB temperatura sveže betonske mešanice, °C Ti dolžina i-te presečne tetive, µm TN temperatura vode pri mokri negi betonskih vzorcev, °C Ttot dolžina vseh testnih linij, mm Ttomtin minimalna predpisana velikost testnega sistema, 2400 mm VB prostornina betonske mešanice, m3 Vcem prostornina cementa v betonski mešanici, m3 VDA prostornina drobnozrnatega agregata v betonski mešanici, m3 VGA prostornina grobozrnatega agregata v betonski mešanici, m3 XXVIII UVODNE STRANI VM prostornina malte v betonski mešanici, m3 Vi prostornina i-tega geometrijskega telesa/delca, mm3 VP prostornina paste v betonski mešanici, m3 Vpraš prostornina dodatnih praškastih delcev v betonski mešanici, m3 Vsist celotna prostornina ocenjenega sistema zračnih por, mm3 VV prostorninska gostota neke sestavine/faze materiala, mm3/mm3 Vv prostornina zamesne vode v betonski mešanici, m3 VX koeficient variacije, % bpr širina prereza preizkušanca, cm ci pričakovano število tetiv i-tega velikostnega razreda v 1 mm3 betona, mm-3 d premer dvodimenzionalne sledi zračne pore oz. kroga, µm d0 premer dna prisekanega stožca za preiskavo razleza s posedom za malte/paste, 100 mm dm povprečna vrednost dveh meritev razleza malte v dveh pravokotnih smereh, mm dscc povprečna vrednost dveh meritev razleza SCC mešanice v dveh pravokotnih smereh, mm dVB razlez običajnega vibriranega betona, mm fcc tlačna trdnost betona, MPa fcf upogibna natezna trdnost betona, MPa fck karakteristična tlačna trdnost betonskega valja pri starosti 28 dni, MPa fck .cube karakteristična tlačna trdnost betonske kocke pri starosti 28 dni, MPa fcm povprečna tlačna trdnost betona pri starosti 28 dni, MPa fc HmPC (t) računski model razvoja tlačne trdnosti visoko-kakovostnih betonov, MPa fc HmSC (t) računski model razvoja tlačne trdnosti visokotrdnih betonov, MPa fc SmC Cam (t) računski model razvoja tlačne trdnosti SCC z apnenčevo moko, MPa fct osna natezna trdnost betona, MPa fct ,sp cepilna natezna trdnost betona, MPa fctm povprečna natezna trdnost betona pri starosti 28 dni, MPa ?h posed običajnega vibriranega betona, mm h globina mikro-kraterja zračne pore na prerezu betonskega vzorca, µm h1 višina vzorca sveže SCC mešanice na izpustu L-zaboja po opravljeni preiskavi, mm h2 višina vzorca sveže SCC mešanice na koncu L-zaboja po opravljeni preiskavi, mm hij višina vseh identificiranih predelov na j-ti liniji pri i-ti threshold vrednosti, 1 pix hpr višina preizkušanca, cm hsp višina preizkušanca pri cepilnem nateznem preizkusu, cm kEF vezivni faktor uporabljenega elektrofiltrskega pepela kv korekcijski faktor velikosti tetiv ali krogov zaradi kromatične aberacije optičnih čitalcev in zaradi »halo« učinka kontrastnega sredstva lij dolžina vseh identificiranih predelov na j-ti liniji pri i-ti threshold vrednosti, pix lsp dolžina raznosa tlačne sile pri cepilnem nateznem preizkusu, cm lUZ razdalja potovanja ultrazvoka, m m50 kumulativna količina odluščenega materiala po 50 ciklih zmrzovanja/tajanja, mg/mm2 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. XXIX ma masa aeranta, g mc masa cementa, kg md masa odluščenega materiala, mg mDA masa drobnozrnatega agregata, kg mGA masa grobozrnatega agregata, kg mp masa filtrskega papirja mv masa zamesne vode, kg mvez masa veziva, kg max[X] največja vrednost min[X] najmanjša vrednost nCred reducirano število velikostnih razredov porazdelitve zračnih por nCndt ocenjeno število zračnih por z-tega velikostnega razreda v 1 mm3 betona, mm3 p poroznost sveže betonske mešanice izmerjena s porozimetrom, % pp poroznost cementnega kamna, % pr poroznost sveže betonske mešanice določena iz njene prostorninske mase, % Pprqj projektiran delež zraka v sveži betonski mešanici, % rc,ed, polmer zračne pore na zgornji meji z-tega velikostnega razreda, mm r polmer dvodimenzionalne sledi zračne pore oz. kroga, µm rk polmer kroga, mm r^ polmer krogle, mm s koeficient vrste veziva At čas mirovanja sveže SCC mešanice, s A^* starost sveže SCC mešanice (od zaključka prvotnega zamešanja), min t starost betonske mešanice od trenutka zamešanja, dnevi tt opazovano število tetiv v z-tem velikostnem razredu tizt čas iztekanja malte/betona iz V-lijaka, s tuz čas potovanja ultrazvoka, µs v, pričakovano število zračnih por z-tega velikostnega razreda v 1 mm3 betona, mm3 vuz hitrost ultrazvoka, m/s var[X] varianca x threshold vrednost (glej slovar tujk na naslednjih straneh) ali splošna neznanka xa threshold vrednost za identifikacijo zračnih por xp threshold vrednost na prevojnem delu krivulj A(x), a(x) in L(x) z koordinata prereza krogle z izhodiščem na dnu krogle, µm A sprememba ali neko majhno število Tm relativni razlez s posedom malte Tp relativni razlez s posedom paste a specifična površina zračnih por, mm1 adMr,ed specifična površina zračnih por določena iz ocenjene porazdelitve zračnih por, mm1 XXX UVODNE STRANI «i specifična površina i-tega geometrijskega telesa/delca, mm1 a površina vseh zračnih por glede na prostornino cementnega kamna, mm1 a' koeficient odvisen od vrste veziva /?' koeficient odvisen od pogojev nege ßcc (t) koeficient časovnega razvoj a tlačne trdnosti betona 8F razlika v prečni deformaciji na nasprotnih stranicah preizkušanca pri enoosnem tlaku SEv razlika v vzdolžni deformaciji na nasprotnih stranicah preizkušanca pri enoosnem tlaku sc1 osna deformacija betona pri tlačni trdnosti, ‰ scu 1 porušna osna deformacija betona pri enoosnem tlaku, ‰ sp prečna deformacija betona pravokotna na smer enoosnega tlaka, ‰ sv vzdolžna deformacija betona v smeri enoosnega tlaka, ‰ Y gradient hitrosti (strižna hitrost), s1 ydej dejanska prostorninska masa zamešanega betona, kg/m3 Yproj projektirana prostorninska masa sveže betonske mešanice, kg/m3 rtGz bAi t prostorninska masa grobozrnatega agregata v zbitem stanju, kg/m3 ß viskoznost, Pa·s v Poissonov koeficient pDA gostota drobnozrnatega agregata, kg/m3 pGA gostota grobozrnatega agregata, kg/m3 ac napetost v betonu pri enoosnem tlaku, MPa aX standardna deviacija t strižna napetost, Pa r0 napetost na meji tečenja, Pa rb trenje med obremenilno ploščo in betonskim preizkušancem pri enoosnem tlaku Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. XXXI SLOVAR MANJ ZNANIH BESED IN TUJK analizator Sistem za optično zajemanje (ponavadi video/CCD kamera montirana na okularju slike optičnega mikroskopa), procesiranje in analizo slike s pomočjo računalniškega vmesnika. (St John, Poole, Sims, 1998). barvni model RGB je kratica, ki prihaja iz angleščine in pomeni Red (rdeča), Green (zelena) in RGB Blue (modra), ki so osnovne barve RGB modela. Vsaka od teh barv se lahko pojavi v 256 odtenkih, kar skupno znaša 2563 = 16.777.216 barv. (Wikipedia, 2008). beli prsti Telesna poškodba, ki jo povzroči nenehno delo z vibratorji in drugo mehansko opremo, ki proizvaja vibracije. Posledice so epizodno bledenje prstov na rokah, otopelost prstov, ščemenje in bolečine v dlaneh, ipd. (Wikipedia, 2008). globinska V optiki razdalja pred in za opazovanim objektom, ki je še v fokusu. (Wikipedia, ostrina 2008). kromatična Posledica različnih lomnih količnikov optičnih leč za različne valovne dolžine vidne aberacija svetlobe. Posledica kromatične aberacije so barvno spačeni robovi predvsem na močno kontrastnih predelih zajete slike. (Wikipedia, 2008). piksel V računalništvu okrajšava za »picture element« (slikovni element). Predstavlja najmanjšo naslovljivo enoto slike, ki se jo lahko prebere ali nariše. Formalno je piksel točka, ki nima oblike ali določene velikosti, le informacije o karakteristiki (barva, intenziteta) slike. (Wikipedia, 2008). skript Zaporedje računalniških ukazov za neko računalniško aplikacijo. Skriptni jezik je programski jezik za vodenje računalniških aplikacij. (Wikipedia, 2008). stereologija Multidisciplinarna metodologija o postopkih, ki omogočajo kvantitativne ocene o tridimenzionalni notranji zgradbi teles iz dvodimenzionalnih presekov skoznje. (Kališnik, 2002). temno polje Mikroskopska tehnika (dark field) pri kateri opazujemo nek objekt osvetljen s strani v krogu okoli objekta. Posledica je temno, skoraj črno ozadje za osvetljenim objektom, ki ga opazujemo. (Wikipedia, 2008). threshold Izbran prag na lestvici sivin (običajno od 0 do 255) za prevedbo zajete slike sivin (grayscale) v binarno (črno-belo) obliko. (Russ, Dehoff, 2000). tiksotropija Lastnost nekaterih ne-Newtonovih tekočin, ki spreminjajo viskoznost glede na čas delovanja strižnih napetosti. Dalj časa ko so takšne tekočine izpostavljene strižnim napetostim, manjša je njihova viskoznost, in obratno. (Wikipedia, 2008). XXXII UVODNE STRANI Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 1 1 UVOD Za razumevanje obnašanja nekega materiala izpostavljenega različnim obremenitvam ali agresivnemu okolju je vpogled v njegovo mikrostrukturo izjemno pomemben. Mikrostruktura materiala namreč kroji lastnosti materiala. Kljub na prvi pogled enostavni sestavi betona – kamen, pesek, voda in cement, je njegova mikrostruktura zelo kompleksna. Beton je izjemno heterogen material več ali manj neenakomerno porazdeljenih zrn agregata, praškastih delcev, produktov hidratacije in raznih odprtin velikosti od 1 nm do 1 cm, kar je relativno gledano enak razpon kot od velikosti človeka do premera Marsa. Še več, v primerjavi z ostalimi gradbenimi materiali mikrostruktura betona ni statična lastnost materiala. Matrica cementnega kamna ter stično območje med cementnim kamnom in agregatnimi zrni se s časom spreminjata. Beseda beton (ang. concrete) izvira iz latinske besede concretus, kar pomeni »rasti«. V okviru doktorske disertacije smo tako ob standardiziranih »makro« testih posvetili veliko časa tudi raziskovanju mikrostrukture betona in stereološkim metodam, ki so za to potrebne. Na tem znanstvenem področju nas je raziskovalna pot pripeljala tudi do možnosti avtomatizacije nekaterih klasičnih dolgotrajnih mikroskopskih postopkov, ki jo danes ponuja visoko razvita računalniška oprema. Razvili smo dva sistema za avtomatizirano izvedbo linijske in planarne analize sistema zračnih por v strjenem betonu, ki smo ju poimenovali LMAir in PMAir. Ob klasični linijski mikroskopski analizi (metoda EN 480-11) sta detajlno predstavljena v poglavju 6. V gradbeništvu se v zadnjem času pojavlja potreba po vedno bolj nosilnih armiranobetonskih konstrukcijah. Ideja o visokotrdnih betonih z gostejšim armiranjem je v teoriji sicer zadostila tej potrebi, a je v praksi privedla do problema izključujoče se narave. Za kvalitetno obvitje večjega števila armaturnih palic manjšega prereza bi namreč potrebovali čim bolj tekočo betonsko mešanico, za doseganje visokih trdnosti betona pa čim manjšo količino zamesne vode. Gradbeniška stroka je bila tako postavljena pred dejstvo, ali je moč izdelati takšno betonsko mešanico, ki bi bila ob visoki kohezivnosti tudi visoko obdelavna. Začetke razvoja takšnih betonskih mešanic je omogočil prihod superplastifikatorjev v tehnologijo betona, proti koncu prejšnjega stoletja pa smo na Japonskem že priča razvitim posebnim visoko obdelavnim betonskim mešanicam, ki so v svetu danes znane pod imenom samozgoščevalni betoni. Samozgoščevalni beton (v nadaljevanju SCC) je betonska mešanica z močno povečano sposobnostjo tečenja in z vzdrževano stabilnostjo suspenzije do takšne mere, da lahko v svežem stanju teče skozi relativno majhne odprtine, zapolni opaž, oblije armaturo in se zgosti brez kakršnekoli energije dovedene od zunaj (Slika 1.1). Takšne reološke lastnosti ob dodatku superplastifikatorja omogoča tudi povečan delež paste, kar dosežemo z dodajanjem praškastih delcev betonski mešanici. SCC je detajlno predstavljen v 2. poglavju. Izkušnje glede zamenjave portland cementnega klinkerja (v nadaljevanju PC klinkerja) s finimi mineralnimi materiali kot so žlindra, elektrofiltrski pepel in apnenčeva moka, so zabeležene že v prvi polovici 20. stoletja. Kljub diskusije vrednim rezultatom je bila apnenčeva moka prepovedana kot delna zamenjava PC klinkerja. To je bilo vse do naftne krize (1974-1980), ko so nekateri evropski proizvajalci cementa z dolgoletnimi izkušnjami z delno zamenjavo PC klinkerja s pucolanskimi materiali odredili fini mineralni material kot dovoljen sekundarni sestavni del portland cementa. Tako je bilo npr. v Franciji ob koncu leta 1978 že nekaj cementarn, ki so proizvajale portland cement z dodatkom apnenca v količinah od 10% do 15%. Število takšnih cementarn v Evropi se je nato postopoma večalo, večala pa se je tudi količina dodanega apnenca. Kljub temu je imelo le malo takšnih cementov z dodatkom apnenca certifikat za obstojnost v morskem okolju in za odpornost na delovanje sulfatov. Ob koncu prejšnjega stoletja je v Evropi delna zamenjava PC klinkerja z apnenčevo moko že dovoljena, a je zaradi pomanjkanja izkušenj s tovrstnim materialom omejena na 2 UVOD 5% (Poitevin, 1999). Standard EN 197-1, ki ga je CEN harmoniziral leta 2000, pa končno dovoljuje tudi uporabo cementov z večjimi količinami apnenčeve moke. S sprejetjem tega standarda kot slovenskega standarda, leta 2001, so se po določenem času tudi na slovenskem trgu prvič pojavili cementi z dodatkom apnenčeve moke. Neposredno vključevanje mineralnih dodatkov tipa I v betonsko mešanico, kamor spada tudi apnenčeva moka, pa je v Sloveniji omogočeno šele z letom 2003, in sicer z uveljavitvijo standarda EN 206-1 kot slovenskega standarda. Ker bivši jugoslovanski standardi vključevanja apnenčeve moke v betonsko mešanico niso dovoljevali, so v Sloveniji preiskave karakteristik tovrstnih betonov šele na začetku. Interes za vključevanje apnenčeve moke v betonske mešanice je velik, saj je apnenčeva moka pridobljena z odpraševanjem drobljenega apnenčevega agregata dejansko odpadni material. Iz teh razlogov smo se v okviru doktorske disertacije osredotočili na SCC in vibrirane betone z apnenčevo moko. Projektiranje betonskih mešanic je predstavljeno v 3. poglavju, preiskave mehanskih lastnosti pa v 4. poglavju. Velik del raziskovalnega časa smo posvetili tudi projektiranju in preskušanju aeriranih betonskih mešanic. Motiv za vnašanje zračnih mehurčkov v svežo betonsko mešanico je povečanje odpornosti betona proti zmrzovanju in tajanju v ali brez prisotnosti talilnih soli. Pričakovane so tudi spremembe v sulfatni odpornosti tovrstnih betonov. Trenutno se na znanstvenem področju gradbenega materiala betona daje velik poudarek na preiskovanju obstojnosti betonov z vključenim večjim deležem finih mineralnih delcev. Kljub temu so zaključki in mnenja raziskovalcev še vedno močno deljena. Na obstojnost betona namreč vpliva veliko dejavnikov, ki jih je pri preiskavah zelo težko identificirati, kaj šele kontrolirati in pravilno določiti njihov medsebojni vpliv. Velik del časa samo tako posvetili sami validaciji metod, s katerimi smo želeli določiti obstojnostne karakteristike betona. V obstoječih standardih je namreč nekaj nejasnosti in/ali nedefiniranih detajlov, ki imajo lahko na končne rezultate preiskave zelo velik vpliv. Preiskave obstojnosti SCC in vibriranih betonov z apnenčevo moko so predstavljene v 5. poglavju. Slika 1.1: Primer vgrajevanja SCC (The European Guidelines..., 2005) Fig. 1.1: Casting of SCC (The European Guidelines..., 2005) Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 3 2 SAMOZGOŠČEVALNI BETON Samozgoščevalni beton (v nadaljevanju SCC) je beton, ki je v svežem stanju samo zaradi delovanja lastne teže in sposobnosti tečenja sposoben popolnoma zapolniti opaž poljubne oblike, pri tem tesno obliti nameščeno armaturo, se odzračiti in znivelirati, ne da bi pri tem segregiral. Takšne lastnosti mu daje povečan delež paste na račun grobozrnatega agregata (Slika 2.1) in dodatek superplastifikatorja. iCa Q.^O^OCi iSO^lÄ Q.^D^OCi 0 zajema lastnost mirovanja SCC mešanice pri dovolj nizki strižni napetosti r : t = t0+/i/, (1) kjer je // viskoznost sveže SCC mešanice in y gradient hitrosti (strižna hitrost), ki nastane v smeri pravokotno na plasti mešanice, ki se gibljejo različno hitro. Ker so tuji raziskovalci na tem področju hipotezo potrdili že na naslednjih konferencah o SCC, teh raziskav, ki smo jih začeli v sodelovanju s Fakulteto za strojništvo v Mariboru, nismo nadaljevali, temveč smo se lotili raziskav mikrostrukture SCC in stereološkega modeliranja sestave SCC, ki sta trenutno manj raziskani področji. Če kljub temu povzamemo zaključke tujih raziskovalcev, je moč svežo SCC mešanico dovolj dobro opisati z modelom Binghamove tekočine (Thrane, et al, 2005; Roussel, 2007; Van Waarde, et al, 2007; Gram, Farhang, Silfwerbrand, 2007; Mechtcherine, Shyshko, 2007), obnašanje sveže samozgoščevalne malte pa tudi z modelom Newtonove tekočine (Uebachs, Brameshuber, 2005). Numerična simulacija 8 SAMOZGOŠČEVALNI BETON vgrajevanja SCC v opaže poljubne geometrijske oblike (Slika 2.6) in napovedovanje bočnega pritiska SCC na opaž sta tako že možna, do neke mere. Binghamov model Newtonova tekočina Y Slika 2.5: Model Binghamove in Newtonove tekočine Fig. 2.5: Bingham model and Newtonian fluid Zaradi velike raznolikosti receptur in materialov, ki se v svetu uporabljajo za SCC mešanice, o tipični SCC mešanici ni mogoče govoriti. Nekatere mešanice so bolj tekoče in hitre, druge bolj viskozne in počasne, četudi dosežejo npr. enak končni razlez s posedom. Tako lahko pričakujemo, da za vsako SCC mešanico Binghamov model morda ne bo zadostoval. Na zadnjem mednarodnem RILEM-ovem simpoziju o SCC, ki je bil septembra 2007 v Belgiji, je veliko tujih raziskovalcev (Estellé, et al, 2007; Feys, et al, 2007; Modigell, et al, 2007) za numerični model sveže SCC mešanice uporabilo nelinearen Hershel-Bulkleyev model: z = z0+ayb , (2) kjer parameter a predstavlja viskoznost sveže SCC mešanice, parameter b pa konstanto večjo od 1. Nekateri (Feys, Verhoeven, De Schutter, 2007) so preskusili tudi modificiran Binghamov model: z = r0 + /uy + cy (3) kjer parameter c predstavlja vpliv »strižnega zgoščevanja« SCC mešanice, tj. večanja njene viskoznosti z večanjem strižne hitrosti / . Le redki (Roussel, 2007; Feys, Verhoeven, De Schutter, 2007) pa zaenkrat opozarjajo tudi na pomembnost upoštevanja časovnega spreminjanja reoloških lastnosti sveže SCC mešanice pri tovrstnih simulacijah. Feys, Verhoeven in De Schutter (2007) predlagajo delitev tega fizikalnega pojava na povratni del, ki ga predstavlja tiksotropija in se lahko izloči s konstantnim agitiranjem sveže SCC mešanice, in na nepovratni del, katerega predstavlja časovna izguba obdelavnosti sveže SCC mešanice. Časovno spreminjanje obdelavnosti SCC mešanic je predstavljeno v poglavju 3.2.3. Roussel (2007) v svojem pristopu časovno spreminjanje reoloških lastnosti SCC mešanice zajame sicer samo s povečanjem napetosti na meji tečenja r0 z enačbo: r0(At ) Athi^t (4) kjer je Athix koeficient tiksotropičnosti in At čas mirovanja mešanice. Rezultat je prikazan na sliki (Slika 2.6) in je v skladu z realnim obnašanjem SCC mešanice. Za še bolj točen opis bi bilo v modelu potrebno upoštevati tudi časovno naraščanje viskoznosti sveže SCC mešanice, ji(At) > ji(t = 0). T Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 9 Slika 2.6: Primer numerične simulacije večfaznega vgrajevanja SCC (Roussel, 2007) s 5 minutnim časovnim razmakom (zgoraj) in z 20 minutnim časovnim razmakom (spodaj) Fig. 2.6: Example of numerical simulation of multi-layer casting of SCC (Roussel, 2007) for 5 minute resting time (upper) and for 20 minute resting time (bottom) Da bi bilo takšno napovedovanje poteka vgrajevanja SCC in ocenjevanje bočnega pritiska na opaž z numeričnimi simulacijami uporabno v praksi, bi potrebovali čim bolj enostavno in zanesljivo metodo določanja reoloških karakteristik svežih SCC mešanic, tj. parametrov ?0 in µ. Najnovejše preiskave kažejo, da bi lahko parametra določali na poti betonske mešanice do gradbišča, in sicer iz meritev vrtilnega momenta na mešalni ročici agitatorja. Na istem principu delujejo tudi nekateri reometri za beton (Amziane, Ferraris, Koehler, 2005). Watanabe s soavtorji (2005), Esping (2007) ter Thrane, Pade in Svensson (2007) navajajo tudi možnost določanja parametrov ?0 in µ iz meritev razleza s posedom, ki je prav tako zelo hitra in praktična preiskava. 2.3 Strjen SCC 2.3.1 Lastnosti strjenega SCC Zaradi večje količine praškastih delcev in posebnih samozgoščevalnih lastnosti lahko pri SCC pričakujemo bolj homogeno in manj vodoprepustno mikrostrukturo kot pri običajnem vibriranem betonu. Večja homogenost in manjša vodoprepustnost matrice betona se običajno odraža v izboljšanih karakteristikah strjenega betona. 2.3.1.1 Tlačna trdnost Zaradi izločitve potrebe po vibriranju sveže SCC mešanice ti betoni praviloma izkazujejo večjo tlačno trdnost kot običajni vibrirani betoni s primerljivim vodo-cementnim (v nadaljevanju v/c) ali vodo-vezivnim razmerjem (Skarendahl, Petersson, 2000). Vibriranje namreč oslabi stično območje med cementnim kamnom in večjimi agregatnimi zrni. Ta fizikalni pojav smo preverili s topografsko mikroskopsko analizo, ki je podrobneje predstavljena v 4. poglavju (Slika 4.8). 10 SAMOZGOŠČEVALNI BETON 2.3.1.2 Natezna trdnost SCC je moč sprojektirati tako, da zadosti kateremukoli trdnostnemu razredu betona. Ker povečanje deleža paste (cement + dodatni praškasti delci + voda) nima pomembnega vpliva na natezno trdnost betona, lahko v istem trdnostnem razredu betona pri SCC pričakujemo enako natezno trdnost kot pri običajnem vibriranem betonu (The European Guidelines..., 2005). 2.3.1.3 Statični modul elastičnosti Statični modul elastičnosti betona je razmerje med napetostjo in deformacijo betona v elastičnem območju pri čistem tlaku. Ker agregat predstavlja največji prostorninski delež v betonu, ima na statični modul elastičnosti tudi največji vpliv. Z izbiro agregata z večjim modulom elastičnosti bomo povečali modul elastičnosti betona, in obratno. Preostala faza betona, cementni kamen, ima od običajnega agregata praviloma nižji modul elastičnosti (Mehta, Monteiro, 2006). Tako bi lahko povečanje deleža paste v betonu zmanjšalo njegov modul elastičnosti. V istem trdnostnem razredu lahko torej pri SCC pričakujemo nekoliko nižji modul elastičnosti kot pri običajnem vibriranem betonu (The European Guidelines..., 2005). 2.3.1.4 Lezenje Lezenje betona je definirano kot postopno večanje deformacije v primeru konstantne obremenitve. Lezenje zajema tudi ostale časovno odvisne deformacije betona, tj. deformacije zaradi krčenja ali nabrekanja in temperaturne deformacije. Lezenje betona se odvija v cementnem kamnu betona. Odvisno je od poroznosti cementnega kamna, ki je neposredno povezana z v/c razmerjem. Med procesom hidratacije se poroznost cementne paste zmanjšuje in s tem tudi lezenje betona, trdnost pa narašča. Eksperimentalno je bilo pokazano, da sta lezenje in trdnost betona obratno sorazmerna (Mehta, Monteiro, 2006). Ker agregat ovira lezenje cementne paste, povečanje deleža agregata v betonu in/ali izbira agregata z večjim modulom elastičnosti praviloma zmanjša lezenje betona. Zaradi večjega deleža paste bi tako lahko v istem trdnostnem razredu pri SCC pričakovali višji koeficient lezenja kot pri običajnem vibriranem betonu (The European Guidelines..., 2005), čeprav bi naj pričakovana večja kompaktnost cementne paste pri SCC lezenje betona zmanjšala. 2.3.1.5 Krčenje Krčenje betona je definirano kot vsota avtogenega krčenja in krčenja zaradi sušenja. Avtogeno krčenje je posledica notranje »porabe« vode v času hidratacije. Prostornina produktov hidratacije je namreč manjša od izhodiščne prostornine nehidratiziranih cementnih zrn in vode (The European Guidelines..., 2005). Krčenje zaradi sušenja pa je posledica oddajanja vode v betonu v atmosfero. V večini gre za izgubo vode iz cementnega kamna, tako lahko pri betonih z večjim deležem paste pričakujemo večje krčenje zaradi sušenja (The European Guidelines..., 2005). Pri tem moramo biti sicer zelo pozorni, saj je krčenje zaradi sušenja močno odvisno tudi od v/c razmerja (Mehta, Monteiro, 2006). Manjše kot je v/c razmerje, manjše je krčenje (Slika 2.7). Veliko raziskovalcev na tem področju ugotavlja tudi pomemben vpliv vrste cementa in drugih praškastih delcev na krčenje betona. Krčenje betona je torej odvisno od številnih vzajemnih faktorjev, katerih medsebojni odnosi so zelo kompleksni (Mehta, Monteiro, 2006). Tako je v raznih znanstvenih poročilih in člankih moč zaslediti Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 11 popolnoma nasprotujoče si zaključke glede primerjave krčenja med SCC in običajnimi vibriranimi betoni. Če se ponovno držimo koncepta enake tlačne trdnosti, Persson (1999, cit. po Skarendahl, Petersson, 2000) zaključuje, da je krčenje SCC in vibriranega betona primerljivo. RILEM v svojih zadnjih navodilih za SCC (The European Guidelines..., 2005) k temu dodaja, da lahko pri SCC pričakujemo manjše krčenje zaradi sušenja in sorazmerno večje avtogeno krčenje kot pri primerljivem vibriranem betonu. Slika 2.7: Vpliv v/c razmerja in količine cementa na krčenje betona zaradi sušenja (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 2.7: Effects of water-cement ratio and cement content on drying shrinkage (Mehta, Monteiro, 2006) 2.3.1.6 Sprijemnost z armaturo Ideja AB konstrukcij temelji na sprijemnosti betona z armaturnimi palicami. Na efektivnost vezi med armaturo in betonom vplivata položaj armaturnih palic in kvaliteta sveže betonske mešanice v času vgrajevanja. Betonska mešanica mora biti takšna, da lahko dovolj dobro obda vse površine armaturnih palic. Le-tako lahko pričakujemo želen prenos napetosti med betonom in jeklom. Oslabljena sprijemnost betona z armaturo je velikokrat posledica bodisi slabe zgostitve sveže betonske mešanice, izcejanja vode ali segregacije. Z uporabo SCC mešanic lahko pričakujemo manj tovrstnih problemov. Eksperimentalno je bilo pokazano, da je sprijemnost SCC z armaturo na varni strani glede na izračunane vrednosti po EN1992-1 in EN206-1 (The European Guidelines..., 2005). 2.3.1.7 Obstojnost Obstojnost betona je tesno povezana z vodoprepustnostjo površinskega sloja. Kvaliteten površinski sloj bi naj omejeval vdor agresivnih snovi (kloridi, sulfati, voda, kisik, CO2, alkalije in kisline) v matrico betona. Praksa je pokazala, da je obstojnost betona močno odvisna od vrste uporabljenih materialov, od sestave betona, od kvalitete vgrajevanja, zgoščevanja in zaključevanja površine betona ter od nadaljnje nege. Posledica vibriranja sveže betonske mešanice, četudi izvedenega strokovno, je praviloma neenakomerno zgoščena struktura betona. To pomeni, da ima vibriran beton na različnih mestih različno prepustnost, kar povečuje selektivni vdor agresivnih snovi. Še bolj neugoden vpliv na vodotesnost betona, in s tem tudi na njegovo obstojnost, ima nepravilno izvedeno vibriranje (The European Guidelines..., 2005). 12 SAMOZGOŠČEVALNI BETON Zaradi bolj enakomerne zgostitve in tudi bolj goste matrice cementnega kamna pri SCC lahko s fizikalnega vidika pričakujemo manjšo prepustnost SCC in s tem boljšo obstojnost. Glede na to, da za SCC potrebujemo precejšno količino praškastih delcev, ki imajo zelo raznoliko sestavo, pa lahko s kemijskega vidika pričakujemo procese, ki bi lahko imeli na obstojnost betona negativen učinek. V zadnjem času se veliko raziskovalcev ukvarja s preiskavami obstojnosti betona z različnimi vrstami in količinami praškastih delcev, vendar so si zaključki velikokrat nasprotujoči. Na obstojnost betona namreč vpliva veliko dejavnikov in je zato težko oceniti velikost posameznega vpliva. Obenem naletimo tudi na problem nekaterih nedorečenih detajlov pri obstoječih metodah preiskav, ki imajo na končne rezultate velik vpliv. Naš prispevek k temu znanstvenemu področju je predstavljen v 5. poglavju. 2.3.2 Preiskave strjenega SCC Za razliko od preiskav sveže betonske mešanice za preiskave strjenega SCC načeloma ne potrebujemo drugačnih metod preiskav kot za običajni vibriran beton. V okviru lastnih preiskav smo lastnosti strjenih SCC in vibriranih betonov določali predvsem s porušnimi preiskavami, in sicer: – preiskava tlačne trdnosti betona (SIST EN 12390-3, 2002); – preiskava cepilne natezne trdnosti betona (SIST EN 12390-6, 2001); – preiskava sovisnosti med napetostmi in deformacijami, modula elastičnosti in Poissonovega koeficienta (DIN 1048 Teil 5, 1991); – preiskava vpijanja vode s kapilarnim srkom (SIST EN 772-11, 2000); – preiskava odpornosti betona proti zmrzovanju/tajanju (SIST-TS CEN/TS 12390-9, 2006); – preiskava odpornosti betona na delovanje sulfatov (Mielich, Öttl, 2004); – preiskava značilnosti zračnih por v strjenem betonu (SIST EN 480-11, 2005). Od neporušnih metod smo uporabili metodo z ultrazvokom. Z le-to smo določali dinamični modul elastičnosti betona in ocenjevali homogenost ter kvaliteto vgrajenega betona. Večino metod smo opisali v (Duh, 2003), preostale so navedene v naslednjih poglavjih. 2.4 SCC v praksi V Evropi in na Japonskem se SCC uporablja pri močno armiranih AB konstrukcijah in za podvodno betoniranje. V severni Ameriki SCC trenutno uporabljajo predvsem za prefabricirane konstrukcijske elemente, pri čemer je možna visoka stopnja kontrole kvalitete. Večina betonarn za transportni beton se proizvodnji SCC betona upira zaradi večjih stroškov v primerjavi z običajnim vibriranim betonom in zaradi dodatnih zahtev glede kontrole kvalitete (Mehta, Monteiro, 2006). Na zadnjem RILEM-ovem simpoziju o SCC je skupina strokovnjakov iz Francije (Cussigh, 2007) predstavila uporabnost SCC v praksi. Kot prednosti SCC betona so izpostavili predvsem enostavnost vgrajevanja SCC mešanice, kar omogoča gradnjo zahtevnih AB konstrukcij, kvaliteto površine strjenega SCC in povečanje produktivnosti. Kljub vsem naštetim prednostim ob dodatnem izboljšanju delovnih pogojev in zmanjšanju hrupa zaradi izločitve potrebe po vibriranju v Franciji trenutno le 3% Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 13 vseh betonarn za transportni beton ponuja SCC za betoniranje na terenu. Kot možne razloge za tako nizek procent navajajo: – zahtevo po strogi kontroli kvalitete; – potrebo po visoki kvaliteti uporabljenih materialov, tudi za opaže v primeru visokih navpičnih konstrukcijskih elementov; – nezadostno natančnost obstoječe opreme za proizvodnjo betona; – pomanjkanje določenih standardov. Cussigh (2007) zaradi zgornjih razlogov ocenjuje povečanje stroškov pri proizvodnji SCC v primerjavi z običajnim vibriranim betonom na 30%. Pri tej oceni sicer ni podanih detajlov. Npr. stroški dodatne opreme in potrebe po dodatnem izobraževanju so praviloma enkratni. Cussigh (2007) poleg povečanja stroškov kot dodaten negativni motiv za uporabo SCC navaja še naslednje zelo neugodne posledice v primeru nepravilno zamešanega SCC: – v primeru močne segregacije sveže SCC mešanice ni moč črpati ali izliti iz betonske hruške; – v primeru slabo zatesnjenega opaža sveža SCC mešanica izteka skozi odprtine; – v primeru premajhnega razleza s posedom je površina strjenega SCC slaba. Ti negativni motivi bi sicer lahko končno predstavljali motiv za izboljšanje kvalitete izvajanja betonerskih del, kar bi se močno obrestovalo z dolgoročnega vidika, tj. v obstojnosti AB konstrukcij. Tega se v razvitejših državah sveta gradbeniška stroka vedno bolj zaveda. Pri nas so se koncepta samozgoščevalnih betonov lotili strokovnjaki iz Skupine Primorje, ki so na zadnji konferenci Združenja za beton Slovenije »Izvajanje betonskih del« v Lipici tudi predstavili svoje dosedanje delo in izkušnje z SCC v praksi (Slika 2.8). V svojem prispevku (Cotič, Koglot, Nemec, 2008) so poleg že navedenih prednosti SCC poudarili možnost večje hitrosti vgrajevanja betona, hitrejšega napredovanja del in izboljšanega delovnega okolja v primeru uporabe SCC. V zaključkih izpostavljajo tudi izboljšano kvaliteto površine elementov iz SCC betona, kar predstavlja veliko uporabnost SCC v primeru vidnih betonov. Končno pa opozarjajo na potrebo po večji pozornosti pri negi SCC, saj se površina SCC izsušuje hitreje kot pri običajnih betonih. Slika 2.8: Primer uporabe SCC za močno armirano konstrukcijo »Pokriti vkop na HC Razdrto – Vipava« Fig. 2.8: Example of SCC application – densely reinforced concrete construction in Slovenia 14 SAMOZGOŠČEVALNI BETON Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 15 3 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC 3.1 Uvod Prvo fazo eksperimentalnih preiskav v sklopu doktorske disertacije je predstavljalo projektiranje betonskih mešanic. Pri tem smo si zadali tri cilje. Prvi cilj je bil sprojektirati čim bolj ekonomično samozgoščevalno betonsko mešanico iz različnih materialov domačih proizvajalcev. Drugi cilj je bil sprojektirati aerirano samozgoščevalno mešanico, čim bolj odporno proti zmrzovanju/tajanju. Tudi pri tem smo želeli preizkusiti čim več različnih materialov domačih proizvajalcev. Tretji cilj je bil sprojektirati čim bolj primerljive vibrirane betonske mešanice, in sicer za primerjavo SCC in vibriranih betonov tako v svežem kot tudi v strjenem stanju. Pri tem smo primerljivost mešanic največkrat osnovali na enakem vodo-vezivnem razmerju ali na enaki količini dodatnega praškastega materiala, kot je natančno podano v tem poglavju. Predstavljene so tudi osnove projektiranja SCC mešanic. 3.2 Projektiranje SCC mešanic Samozgoščevalni beton lahko opišemo kot suspenzijo delcev, kjer so delci grobozrnatega agregata enakomerno razpršeni v malti. Malta ima delce drobnozrnatega agregata enakomerno razpršene v pasti, pasta pa cementne in praškaste delce enakomerno razpršene v vodi. Iz tega sledi, da reoloških lastnosti SCC ni moč optimizirati, če prej ne optimiziramo reoloških lastnosti paste in malte v SCC mešanici (Billberg, 1999a). SCC mešanica mora imeti v svežem stanju obenem tri lastnosti (v nadaljevanju samozgoščevalne lastnosti), in sicer: – sposobnost zapolnjevanja, tj. visoka sposobnost tečenja ali deformiranja za dovolj dobro razlezanje mešanice samo zaradi delovanja lastne teže; – odpornost na segregacijo, in sicer med razlezanjem ter v mirovanju po vgraditvi; – sposobnost prehajanja, v smislu oblivanja armaturnih palic in prehajanja skozi ozke predele armaturnih košev brez blokiranja (Skarendahl, Petersson, 2000). Splošen pristop k doseganju takšnih lastnosti sveže betonske mešanice je prikazan na shemi (Slika 3.1). In sicer, z omejitvijo količine grobozrnatega agregata zmanjšamo količino trkov med agregatnimi zrni in s tem povečamo sposobnost prehajanja mešanice. Posledično s tem povečamo tudi količino paste v betonski mešanici, kar ob dodatku superplastifikatorja in znižanju v/c razmerja poveča plastičnost mešanice. S tem se sicer zniža tudi napetost na meji tečenja, kar lahko povzroči segregacijo betonske mešanice. Zato je potrebno povečati viskoznost paste v betonu. To lahko dosežemo z: – zadostno količino dodanih praškastih delcev ustrezne zrnavosti in/ali – z dodatkom sredstva za kontrolo viskoznosti. Recept za doseganje samozgoščevalnih lastnosti sveže betonske mešanice torej ni en sam. Poleg tega še zaradi široke palete sestavnih materialov, med katerimi lahko izbiramo, obstaja več metod za projektiranje SCC mešanic. Kot nekakšna splošna metoda za projektiranje SCC mešanic je postala relativno enostavna »korak-za-korakom« metoda, ki so jo predlagali Okamura in Ozawa s sodelavci 16 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC (1995, cit. po Skarendahl, Petersson, 2000). Postopek je sledeč. Najprej določimo delež grobozrnatega agregata v betonski mešanici, ki naj predstavlja 50% prostornine betonske mešanice brez deleža zraka A (v %): VB 0,5(1- A (5) kjer je VGA prostornina grobozrnatega agregata in VB prostornina betonske mešanice. Pri tem moramo upoštevati agregat v zbitem stanju. Masa grobozrnatega agregata mGA je tako enaka: mGA = fGbAVGA , (6) kjer je yGA prostorninska masa izbranega grobozrnatega agregata v zbitem stanju. Nato določimo prostornino drobnozrnatega agregata VDA, ki naj predstavlja 50% preostale faze v betonski mešanici, tj. malte VM : 1- A V - mGA 100J B pGA VDA=0,5VM=0,5 m , (7) Pda kjer je pGA gostota uporabljenega grobozrnatega agregata, pDA gostota uporabljenega drobnozrnatega agregata in mDA masa drobnozrnatega agregata. Pri tem je zelo pomembno, da vse delce agregata manjše od 0,09 mm upoštevamo kot praškaste delce. Preostala prostornina od skupne prostornine VB je prostornina paste VP : VP=i1~^VB~GA~DA . (8) V 100y pGA pDA Pasto predstavljajo voda, cement in praškasti delci: VP=Vv+Vcem+Vpraš . (9) Končno je potrebno določiti še razmerje med vodo ter cementom in praškastimi delci. To razmerje določamo iterativno s preiskavami na maltah, in sicer s preiskavo razleza s posedom in s preiskavo z V-lijakom za malte, ki sta predstavljeni v (Duh, 2003). Postopek je sledeč. V vsaki iteraciji iskanja ustreznega vodo-praškastega razmerja, v/c razmerja in količine superplastifikatorja v malti najprej iz rezultatov preiskave razleza s posedom določimo relativni razlez Ym po formuli: 2 r (10) V 0 ) kjer je dm povprečna vrednost dveh meritev razleza malte v dveh pravokotnih smereh pri izpustu skozi prisekan stožec s premerom dna d0 = 100 mm. Nato iz preiskave z V-lijakom za malte določimo relativni čas iztekanja Rm: 10 Rm= , (11) kjer je tizt čas iztekanja malte iz V-lijaka, v sekundah. Postopek ponavljamo toliko časa, dokler ne dosežemo predlaganih pogojev: Tm = 5 in Rm e [0.9,1.1], oz. prevedeno v absolutne vrednosti, dokler Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 17 ne dosežemo razleza s posedom dm ? 250 mm in obenem časa iztekanja tizt ?(9, 11) s. Ko pogojem zadostimo, dobljena razmerja pri samozgoščevalni malti predstavljajo začetne vrednosti za betonsko SCC mešanico. Sestavo le-te ponovno rahlo spreminjamo v smeri, da zadostimo pogojem navedenim v preglednici (Preglednica 2.1). Slika 3.1: Splošen pristop k doseganju samozgoščevalnih lastnosti sveže betonske mešanice (povzeto po Ouchi, et al., 1998) Fig. 3.1: General approach for achieving self-compactibility of fresh concrete mixture (adopted from Ouchi, et al., 1998) Na podlagi t.i. splošne metode za projektiranje SCC mešanic je bilo razvitih še veliko drugih metod, in sicer z raznimi spremembami in/ali dodatki z namenom, da bi bile uporabne tudi za različne vrste sestavnih materialov. Detajlno so predstavljene v (Skarendahl, Petersson, 2000). Od teh je morda vredno omeniti t.i. CBI metodo, ki so jo razvili na Švedskem (Petersson, Billberg, 1999, cit. po Skarendahl, Petersson, 2000). Od splošne metode se najbolj razlikuje v načinu določitve deleža agregata. Njene prednosti bi naj bile: – upoštevanje zrnavostne sestave agregata kot celote; – metoda je uporabna za vse velikosti grobozrnatega in drobnozrnatega agregata; – upoštevanje dejanskih pogojev vgrajevanja, vključno z razmerjem med velikostjo agregatnih zrn in velikostjo najmanjše odprtine, skozi katero mora betonska mešanica steči. Metodo CBI smo na primeru tujih izkušenj predstavili v (Duh, 2003). Podrobneje je opisana v diplomski nalogi Sandre Petan (2002). V preglednici (Preglednica 3.1) so podane okvirne vrednosti deležev sestavnih materialov, ki jih lahko pričakujemo pri sestavi SCC mešanice. 18 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC Preglednica 3.1: Okvirne vrednosti deležev materialov za SCC mešanico (Skarendahl, Petersson, 2000) Table 3.1: Approximate proportions of materials for SCC mixture (Skarendahl, Petersson, 2000) Material Delež Količina (kg/m3) grobozrnati agregat 30-34% VB 750-920 drobnozrnati agregat 40-50% VM 710-900 pasta 34-40% VB cement + praškasti delci 450-600 voda 150-200 voda (brez uporabe 155-175 sredstva za kontrolo viskoznosti) 3.2.1 Materiali Za izdelavo SCC mešanice se uporabljajo enaki materiali kot za običajne betonske mešanice. Detajlno so opisani v (Duh, 2003). V nadaljevanju so predstavljeni le praškasti materiali in kemijski dodatki, ki jih uporabljamo za aerirane in neaerirane SCC mešanice. 3.2.1.1 Praškasti materiali Med praškaste materiale poleg cementa štejemo še reaktivne in inertne fine delce, ki imajo velikost bodisi manjšo ali nekoliko večjo od tipičnih cementnih zrn. Kot največje zrno za praškaste delce se v Evropi običajno uporablja 0,075 mm ali 0,125 mm, na Japonskem pa 0,09 mm. Razlog za razliko so različne odprtine standardnih sit v posameznih državah. Reaktivni praškasti materiali so mikrosilika, mleta granulirana žlindra in elektrofiltrski pepel. Med inertne praškaste materiale pa spadajo zmleti polnilni materiali iz apnenca, dolomita, kremena, odpadnega stekla, ipd. Dodatni praškasti materiali so lahko že sestavni del cementa, sicer jih za izdelavo SCC dodamo posebej, ko mešamo beton. Praškasti materiali imajo zaradi svoje finosti veliko specifično površino. Zato moramo pri pripravi betonske mešanice dodati večjo količino vode, da zagotovimo ustrezno vgradljivost betona. Posledica tega je povečanje prostornine paste v betonski mešanici, ki mora imeti takšno viskoznost, da ima svež beton ustrezno obdelavnost in je hkrati odporen na segregacijo. Pri tem ni pomemben le prostorninski delež praškastih delcev v pasti, ampak tudi njihova oblika in zrnavostna sestava. Poleg tega je za izdelavo SCC mešanice potrebno zagotoviti učinkovito dispergiranje finih delcev v mešanici, kar pa je odvisno tudi od načina mešanja betonske mešanice, in sicer od vrstnega reda dodajanja sestavin in kemijskih dodatkov. Praškasti materiali, ki se uporabljajo za SCC mešanice, morajo omogočiti čim večjo zbitost vseh delcev v pasti pri najmanjši možni skupni površini delcev z namenom, da se zmanjša potreba po vodi za zahtevano obdelavnost. Najugodnejša oblika praškastih delcev je okrogla, saj kroglasti delci zmanjšajo notranje trenje v pasti, poleg tega pa je njihova skupna površina pri dani prostornini najmanjša. Z vidika oblike delcev bi bila torej najprimernejša elektrofiltrski pepel (Slika 3.2a) in mikrosilika, sledijo pa pretežno kockasti delci apnenčevih (Slika 3.2b), dolomitnih ter kremenčevih mok. Enostavna in dovolj učinkovita metoda za oceno vpliva oblike in deleža različnih praškastih materialov na obdelavnost paste je preiskava razleza s posedom. Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 19 a) b) Slika 3.2: SEM sliki: a) elektrofiltrski pepel (Mehta, Monteiro, 2006); b) apnenčeva moka Fig. 3.2: Scanning electron micrographs of: a) fly ash (Mehta, Monteiro, 2006); b) limestone powder 3.2.1.2 Superplastifikatorji Superplastifikator (v nadaljevanju SP) je kemijski dodatek za uravnavanje reoloških lastnosti sveže betonske mešanice. Omogoča: – zmanjšanje vsebnosti zamesne vode ob nespremenjeni obdelavnosti betonske mešanice; – izboljšanje obdelavnosti betonske mešanice ob nespremenjeni vsebnosti zamesne vode; – počasnejši padec obdelavnosti betonske mešanice s časom. SP je površinsko aktivna snov, ki se adsorbira na površino cementnih zrn (Slika 3.3a) in povzroča disperzijo le-teh z elektrostatičnim (Slika 3.3b) in steričnim ali prostorskim odbojem. Cementna zrna s sprejetim negativnim električnim nabojem se medsebojno odbijajo in dispergirana struktura cementnih zrn se stabilizira. Posledica negativnega naboja je tudi nastanek orientiranih molekul vode na površini cementnih zrn, ki delujejo kot neko mazivo med delci, kar povečuje obdelavnost svežega betona. Nastanek steričnega odboja povzročijo stranske verige SP, ki prostorsko preprečujejo, da bi se cementni delci združevali. Prostorski odboj ima veliko večji in tudi dalj časa trajajoč učinek kot elektrostatični odboj (Mehta, Monteiro, 2006). a) b) Slika 3.3: Shematični prikaz delovanja SP: a) adsorpcija SP na površino cementnih zrn; b) elektrostatični odboj cementnih zrn (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 3.3: Mechanism of superplasticizer action: a) surface adsorption of superplasticizer; b) electrostatic repulsion of cement particles (Mehta, Monteiro, 2006) 20 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC Poznamo več vrst superplastifikatorjev. Predstavljeni so v diplomski nalogi Sandre Petan (2002). Izdelavo SCC mešanic so omogočili SP nove generacije, ki imajo veliko močnejši učinek kot običajni SP. Običajni SP na bazi melamin-sulfonatov in naftalen-sulfonatov lahko »utekočinijo« betonsko mešanico za 15-30 minut in pri tem zmanjšajo potrebo po vodi za 5-25%. SP na bazi poli-karboksilatov, ki so SP nove generacije, pa lahko vzdržujejo tekoče stanje betonske mešanice dlje časa, tj. 120-180 minut, količina potrebne zamesne vode pa se zmanjša za 25-40%. Čas vzdrževanja obdelavnosti betona je odvisen tudi od kompatibilnosti SP in mešanice praškastih delcev. Če le-ti niso kompatibilni, se v prvih 15 minutah po zamešanju opazi očitna izguba konsistence betonske mešanice. Običajni SP in SP nove generacije se razlikujeta v kemijski sestavi. SP nove generacije je zgrajen iz ene glavne polimerne verige ter iz krajših stranski verig z negativnimi karboksilatnimi skupinami in dolgih stranskih verig iz polietilen oksidov. Običajni SP ima namesto dolgih stranskih verig kratke verige, ali pa jih sploh nima (Petan, 2002). Delovanje SP nove generacije je prikazano na sliki (Slika 3.4). V nasprotju z molekulami običajnega SP imajo molekule SP nove generacije daljše stranske verige (Slika 3.4a). V začetni fazi je delovanje SP nove generacije (Slika 3.4b) enako delovanju običajnega SP (Slika 3.3), s pričetkom hidratacije pa se dolge stranske verige molekul SP nove generacije v suspenziji razporedijo tudi okoli kristalov – produktov hidratacije in tako prostorsko preprečujejo združevanje že delno hidratiziranih cementnih zrn (Slika 3.4c). Obdelavnost betonske mešanice je s tem občutno podaljšana. a) b) c) Slika 3.4: Shematični prikaz delovanja SP nove generacije: a) molekule SP nove generacije; b) adsorpcija na površino cementnih zrn; c) učinkovitejši sterični odboj že delno hidratiziranih cementnih zrn (Petan, 2002) Fig. 3.4: Mechanism of new generation superplasticizers action: a) longer surfactant chains; b) adsorption; c) more effective steric repulsion of partially hydrated cement particles (Petan, 2002) Učinek superplastifikatorja je odvisen od vrste in količine cementa, od v/c razmerja, sestave agregata in od količine samega SP. Velja še omeniti, da boljša disperzija cementnih zrn (zaradi delovanja SP) pri cementnih kompozitih z nizkim v/c razmerjem pripomore k povečanju stopnje hidratacije cementa. To je vidno v povečani hidratacijski toploti. Posledica tega je praviloma večja gostota strjene betonske mešanice (Petan, 2002). 3.2.1.3 Sredstva za kontrolo viskoznosti Sredstva za kontrolo viskoznosti so kemijski dodatki, ki povečajo stabilnost mešanic na bazi cementa. Tovrstni dodatki lahko zmanjšajo nevarnost ločitve heterogenih sestavin betona med transportom, vgrajevanjem in zgoščevanjem ter zagotavljajo dodatno stabilnost do začetka strjevanja. Pri SCC mešanicah jih uporabljamo za zmanjševanje potrebne količine praškastih delcev v mešanici ali za Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 21 zagotovitev ustreznih samozgoščevalnih lastnosti v primeru večjega nihanja lastnosti sestavin. Pri SCC mešanicah brez sredstva za kontrolo viskoznosti se namreč zelo pogosto srečujemo s problemi, ki izhajajo iz relativno velikega nihanja vlažnosti drobnozrnatega agregata. Poznamo več vrst sredstev za kontrolo viskoznosti. Podrobneje so predstavljeni v (Duh, 2003). Najbolj znan je biopolimer »welan gum«. Njegova vključitev v mešanico na bazi cementa kontrolira izcejanje vode, saj se dolgoverižne molekule polimera adhezijsko povežejo z vodnimi molekulami in tako adsorbirajo del zamesne vode, kot je prikazano na sliki (Slika 3.5). Takšno zadrževanje vode poveča viskoznost mešanice in njeno napetost na meji tečenja. Mešanica postane navidezno strjena vse dokler se adsorbirana voda ponovno ne sprosti bodisi zaradi agitiranja, črpanja ali vibriranja mešanice. (Mehta, Monteiro, 2006). V betonskih mešanicah z dodatkom superplastifikatorja, ki kažejo nagnjenost k segregaciji, je uporaba sredstva za kontrolo viskoznosti zelo pogosta. Z ustrezno kombinacijo SP in sredstva za kontrolo viskoznosti lahko dobimo stabilno betonsko mešanico. a) b) c) Slika 3.5: ESEM slike biopolimera »welan gum«: a) suhi delci pri 70% RH; b) stanje po 5 min pri 100% RH; c) stanje po 12 min pri 100% RH. Dolžina skale je 100 µm (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 3.5: ESEM images of biopolymer welan gum: a) at 70% RH (dry particles); b) after 5 minutes at 100% RH; c) after 12 minutes at 100% RH. Scale bar length is 100 µm (Mehta, Monteiro, 2006) 3.2.1.4 Aeranti Aeranti so kemijski dodatki, s katerimi v strukturo betona vnesemo zračne mehurčke velikosti od 10 µm do več milimetrov (Slika 3.6, desno). Zračni mehurčki se praviloma enakomerno porazdelijo po volumnu cementne paste, pri čemer njihova medsebojna razdalja v najboljših primerih ni večja od 0,25 mm. Takšna struktura betona omogoča povečanje njegove zmrzlinske odpornosti. Vnešene zračne pore namreč prekinejo mrežo finih kapilar, kar zmanjša kapilarno vpijanje vode, poleg tega pa ima voda, ki v primeru izpostavljenosti betona mrazu zamrzne, dovolj prostora za neovirano širjenje (Mehta, Monteiro, 2006). Na sliki (Slika 3.7) je prikazan mehanizem delovanja aeranta. Molekula aeranta je sestavljena iz polarne hidrofilne glave in nepolarne hidrofobne verige. Z vnašanjem aeranta v cementno pasto pride do nastanka zračnih mehurčkov na sledeč način. Polarne skupine molekule aeranta se orientirajo proti vodni fazi in zmanjšajo površinsko napetost vode. Hidrofobne verige se orientirajo vstran od vodne 22 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC Slika 3.6: Prerez neaeriranega betona (levo) in aeriranega betona (desno). Dolžina skale je 2 mm Fig. 3.6: Section of non-aerated concrete (left) and aerated concrete (right). Scale bar length is 2 mm faze in formirajo se zračni mehurčki. Nastali polarni obroči zračnih mehurčkov preprečujejo, da bi se mehurčki združili, obenem pa se zaradi svojega negativnega naboja adsorbirajo na površino cementnih zrn, kar omogoča, da ostajajo v cementni pasti tudi med mešanjem betona (Hewlett, 1998). Zaradi velikega števila tako vnešenih mehurčkov se lahko opazno poveča delež zraka v betonu, kar vpliva tudi na zmanjšanje njegove tlačne trdnosti. Slednje lahko kompenziramo z manjšanjem v/c razmerja, saj imajo zračni mehurčki v sveži betonski mešanici podoben učinek kot superplastifikator. Slika 3.7: Mehanizem delovanja aeranta (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 3.7: Mechanism of air entrainment (Mehta, Monteiro, 2006) 3.2.2 Projektiranje lastnih SCC mešanic Prvi cilj v fazi projektiranja betonskih mešanic je bil sprojektirati čim bolj ekonomično in efektivno SCC mešanico iz različnih materialov domačih proizvajalcev. Pri tem smo uporabili dve vrsti agregata iz domačih nahajališč, drobljen apnenčev agregat in naravni separiran prod, oba z največjim zrnom 16 mm, cement CEM II/A-S 42,5 R, tri vrste apnenčevih mok, kremenčevo mivko ter kemijske dodatke slovenskega proizvajalca. Vsi materiali so podrobneje opisani v (Duh, 2003). Najprej smo s sejalnimi analizami določili optimalne kombinacije vseh frakcij grobozrnatega in vseh frakcij drobnozrnatega agregata, posebej. Razmerje med grobozrnatim in drobnozrnatim agregatom smo izbrali po splošni metodi za projektiranje SCC mešanic. Metoda CBI nas je glede na izbrane zahteve (svetla odprtina armaturnega koša betonske varnostne ograje »New Jersey«, 55 mm) privedla do podobnega razmerja med grobozrnatim in drobnozrnatim agregatom kot splošna metoda. Pri drobljenem agregatu smo pregrobo sestavo drobnozrnatega agregata (frakcija 0/4) uspeli korigirati z Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 23 dodajanjem drobljenega agregata frakcije 0/2. V primeru naravnega separiranega proda smo za doseganje želene obdelavnosti sveže SCC mešanice morali dodati kremenčevo mivko frakcije 0/1, kar je bilo iz ekonomskega vidika manj ugodno kot pri varianti z drobljenim agregatom, smo pa pri tej mešanici uspeli izločiti potrebo po apnenčevi moki. Po določitvi optimalnih kombinacij vseh uporabljenih frakcij za vsako vrsto agregata, ki so natančneje predstavljene v (Bokan-Bosiljkov, et al., 2001), smo opravili preiskave razleza s posedom na cementnih pastah s predvidenimi praškastimi delci. Tako smo najprej izmed treh različnih vrst apnenčevih mok izbrali najugodnejšo, glede na njeno sposobnost zapolnjevanja. Pri tem smo upoštevali tudi ekološko-ekonomski vidik, saj so apnenčeve moke pridobljene z odpraševanjem zaradi velike finosti delcev ekološko oporečen material. Rezultati teh preiskav so navedeni v (Petan, 2002). Z izbranimi praškastimi materiali in drobnozrnatim agregatom smo nato opravili preiskave razleza s posedom in preiskave z V-lijakom na maltah. S tem smo določali razmerje med praškastimi delci, v/c razmerje in količino kemijskih dodatkov za doseganje samozgoščevalnih lastnosti malte. Številne izkušnje pri tovrstnem projektiranju SCC malt smo podali v (Bokan-Bosiljkov, et al., 2001) in v (Duh, 2003). Na tem mestu smo se tudi odločili za projektiranje dveh vrst SCC mešanic iz drobljenega agregata, in sicer prva SCC mešanica, pri kateri zagotovimo odpornost na segregacijo s povečano količino praškastih delcev (oznaka LN), in druga SCC mešanica, pri kateri zagotovimo odpornost na segregacijo z dodatkom sredstva za kontrolo viskoznosti (oznaka LGN). SCC mešanice iz naravnega separiranega proda smo označili s TN. Končno je sledil prenos receptur za SCC malte na recepture za SCC betonske mešanice, pri čemer so bile praviloma potrebne še rahle spremembe, da smo dosegli želene samozgoščevalne lastnosti. Na analogen način smo poskušali sprojektirati tri sorodne aerirane SCC mešanice. Prva je bila torej aerirana SCC mešanica (oznaka LA) iz drobljenega agregata in z relativno velikim deležem apnenčeve moke, druga aerirana SCC mešanica (oznaka LGA) je bila iz drobljenega agregata z manjšo količino apnenčeve moke in z dodatkom sredstva za kontrolo viskoznosti, tretja aerirana SCC mešanica (oznaka TA) pa je bila iz naravnega separiranega proda z dodatkom kremenčeve mivke. Pri projektiranju aeriranih SCC malt in betonskih mešanic je dodaten parameter predstavljala količina dodanega aeranta, saj imajo zračni mehurčki v sveži mešanici betona podoben učinek kot superplastifikator. Primer iterativnega postopka projektiranja betonske mešanice LA iz izhodiščne recepture, določene iz sprojektirane recepture za SCC malto, je prikazan v preglednici (Preglednica 3.2). Iz preglednice je razvidno, da je projektiranje aeriranih SCC betonov zelo kompleksno, saj je pri naknadnem dodajanju bodisi superplastifikatorja, aeranta in/ali vode pri dobljenih rezultatih preiskav potrebno upoštevati dvoje. In sicer prvič, da SCC mešanica s časom izgublja samozgoščevalne lastnosti, kot bo predstavljeno v nadaljevanju, in drugič, da je učinek naknadno dodanih kemijskih dodatkov na reološke lastnosti mešanice praviloma manjši kot v primeru prvotnega dodajanja. Režim mešanja SCC mešanice je namreč sledeč: – 1 minuta mešanja suhih komponent betonske mešanice (agregat, praškasti delci in cement); – 1 minuta mešanja s 75% zamesne vode; – 4 minute mešanja z dodajanjem kemijskih dodatkov s preostalih 25% zamesne vode v naslednjem vrstnem redu: superplastifikator, aerant, sredstvo za kontrolo viskoznosti (aerant pri tem zmešamo z delom zamesne vode v razmerju ma : mv =1:9 ). Za mešanje betonskih mešanic smo uporabljali protitočni laboratorijski mešalec kapacitete 50 litrov, pri katerem smo kemijske dodatke dodajali med mešanjem skozi loputo na pokrovu mešalca (Slika 24 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC 3.8, desno). Za mešanje malt in cementnih past smo uporabili standardni mešalec za malte in paste kapacitete 5 litrov (Slika 3.8, levo), pri čemer je režim mešanja za malte sledeč: – 30 sekund mešanja paste (voda, vsi kemijski dodatki, cement in praškasti delci) na hitrosti 1; – 30 sekund mešanja na hitrosti 1 z enakomernim dodajanjem drobnozrnatega agregata; – 3 minute mešanja malte na hitrosti 2. Preglednica 3.2: Primer zadnje faze projektiranja aerirane SCC mešanice (mešanica LA) Table 3.2: Example of the last phase of aerated SCC mix design (mix LA) Mešanica ?t* (min) SP (%pr) Aerant (%c) dscc (mm) T500 (s) tizt (s) (%) LA1: 0 0,62 0,17 660 6,3 7,3 13,2 - dodamo SP 15 0,64 0,17 580 6,7 - - - dodamo SP 20 0,65 0,17 618 4,8 - 17,3 LA2: 0 0,64 0,15 680 5,2 6,9 13,7 - dodamo SP 15 0,66 0,15 665 5,0 - 15,2 - dodamo SP 23 0,68 0,15 675 4,1 - 15,0 - dodamo SP 30 0,70 0,15 670 4,6 - 14,1 - dodamo SP 38 0,72 0,15 680 4,3 - 13,4 - dodamo SP 45 0,74 0,15 695 4,0 - 13,9 LA3 0 0,70 0,11 748 4,2 - 10,3 LA4† 0 0,70 0,12 †768 4,5 †11,1 †7,1 LA5† 0 0,70 0,11 †768 4,4 †11,0 †7,1 LA6 0 0,68 0,11 760 3,9 8,3 8,9 LA7 0 0,66 0,11 753 3,9 9,1 7,6 LA8 0 0,64 0,11 755 3,8 8,2 9,3 LA9 0 0,62 0,11 728 4,1 - 10,8 *starost sveže SCC mešanice (merjeno od zaključka prvotnega zamešanja) **poroznost sveže betonske mešanice določena iz njene prostorninske mase po enačbi (13) †mešanica je rahlo segregirala Slika 3.8: Standardni mešalec za malte in paste (levo) in protitočni mešalec za betone (desno) Fig. 3.8: Standard mortar and paste mixer (left) and lab concrete mixer (right) Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 25 Iz preglednice (Preglednica 3.2) je razvidna tudi kompleksnost medsebojnega delovanja kemijskih dodatkov. Mešanica LA1 nakazuje na odvisnost učinka aeranta od količine dodanega SP. Pri več primerih aeriranih SCC mešanic smo opazili, da se učinek aeranta veča z večanjem količine dodanega SP. Za ta pojav bi bila možna fizikalna razlaga, da je za mehanizem tvorjenja zračnih mehurčkov potrebna dovolj tekoča pasta betona. Pri mešanicah LA4 in LA5, ki sta rahlo segregirali, pa lahko opazimo ravno obraten učinek. In sicer, če SP predoziramo, je učinek aeranta ponovno manjši. Tokrat je fizikalna razlaga prekomerno odzračenje sveže betonske mešanice v fazi segregacije. Do podobnih rezultatov so prišli tudi tuji raziskovalci, npr. Du in Folliard (2005). Ko smo torej pri enakem v/c razmerju in enakem deležu aeranta linearno manjšali delež SP s korakom 0,2%pr, so aerirane SCC mešanice (LA6-9) izkazovale vedno večjo stabilnost, čas iztekanja tizt je padel na pričakovanih 7-9 s, razlez dscc se je ustrezno manjšal in v sveži mešanici je ostajalo vedno več zračnih por, kar je razvidno iz večanja poroznosti p?. Iz rezultatov preiskav je prav tako razvidno, da ima tudi prekomerna količina dodanega aeranta (mešanici LA1 in LA2) negativen vpliv na delovanje SP. Pri tako močno aeriranih mešanicah betona ( p? > 13%) z večanjem SP nismo uspeli bistveno povečati razlezanja mešanice. Še več, pri enakih količinah dodanega SP in pri precej nižji količini dodanega aeranta (mešanice LA6-9) smo dobivali skoraj 100 mm večje razleze. Pasta premočno aerirane betonske mešanice izgleda precej penasta in s tem očitno omejuje razlezanje mešanice. Sicer z dodajanjem aeranta (v manjših količinah) sposobnost razlezanja sveže betonske mešanice povečujemo. Približno enake hitrosti razlezanja (čas T500 ) in iztekanja (čas tizt ) pri vseh mešanicah, razen pri tistih, ki so rahlo segregirale, potrjujejo, da količini dodanega SP in aeranta bistveno ne vplivata na hitrost tečenja mešanice. Na to hitrost namreč v precej večji meri vpliva v/c razmerje, ki je bilo pri vseh mešanicah enako. V preglednici (Preglednica 3.3) smo združili vse opazke medsebojnih vplivov in posamičnih učinkov kemijskih dodatkov na lastnosti sveže SCC mešanice iz vseh opravljenih preiskav v fazi projektiranja. Pri tem plus pomeni »poveča«, minus »zmanjša«, vrednost v oklepaju pomeni, da je učinek v manjši meri, a ne zanemarljivi, oznaka +/– pomeni, da kemijski dodatek deluje ugodno v potrebni smeri, oznaki večje in manjše pa pomenita, da je naveden vpliv tako velik, da vrednost obravnavane lastnosti sveže SCC mešanice pade izven zahtevanega območja za obdelavnost SCC mešanice (Preglednica 2.1). Preglednica 3.3: Medsebojni vplivi in posamični učinki kemijskih dodatkov Table 3.3: Interaction and effects of chemical admixtures Kemijski dodatek / vpliv dscc T500 tizt p SP: + (–) (–) (–) + - premajhna količina < (>) (>) – - predozacija > (<) (>) – aerant: (+) (+) (–) +* - predozacija – + – (+)* – sredstvo za kontrolo viskoznosti – + +/– (–) – večanje v/c razmerja: (+) – – (+) (+) (+) - prenizko v/c razmerje (<) > > – – - previsoko v/c razmerje (>) < < >† *ne v smislu poroznosti cementnega kamna temveč v deležu zračnih por †v smislu previsoke poroznosti cementnega kamna, kar poslabša karakteristike betona 26 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC Lastnosti svežih betonskih mešanic smo določali s preiskavami navedenimi v poglavju 2.2.2. Delež zraka v sveži mešanici smo merili s porozimetrom v skladu s SIST EN 12350-7 (2001) ali posredno preko merjenja mase sveže mešanice v zvrhano napolnjeni posodi porozimetra msk. Ker sta masa posode mpos in njena prostornina Vpos znani, lahko najprej določimo dejansko prostorninsko maso sveže betonske mešanice yde]: m sk ~mvos Ydej=----- (12) pos Nato iz izraza (13) izračunamo dejanski delež zraka py v sveži betonski mešanici. 0)v, ^ x100 (13) Pr 1 (1-zW100)^ Yv Pri merjenju poroznosti sveže aerirane SCC mešanice, bodisi posredno ali neposredno, moramo biti zelo pozorni. Mešanica z naknadnim mešanjem namreč izgublja delež zraka, kot kaže primer v preglednici (Preglednica 3.4). Zato je potrebno določati delež zraka, ki ga lahko pričakujemo v strjenem betonu, na tisti šarži, ki jo brez naknadnega mešanja vgradimo v kalupe, oz. na gradbišču iz vzorca betonske mešanice tik pred vgrajevanjem. Lastne preiskave so pokazale, da naknadno mešanje (tudi manj kot eno minuto) sveže aerirane SCC mešanice zmanjša delež zraka, relativno gledano, za 15-25%. Preglednica 3.4: Vpliv naknadnega dodajanja aeranta in naknadnega mešanja na delež zraka v sveži aerirani SCC mešanici Table 3.4: Effect of air-entraining agent addition after primary mixing and effect of additional mixing on air content in fresh aerated SCC mixture Režim mešanja (čas mešanja) Delež zraka po prvotnem mešanju (6 min) 8% po dodanem aerantu 17% po naknadnem mešanju (1 min) 13% po naknadnem mešanju (1 min) 10% po naknadnem mešanju (1 min) 8% po naknadnem mešanju (1 min) 7% Pri projektiranju aeriranih SCC mešanic smo opazili tudi vpliv temperature okolice in/ali zamesne vode v času mešanja na učinek delovanja aeranta. Preiskave so pokazale, da smo za enak delež zraka poleti pri temperaturah sveže betonske mešanice TB > 20°C potrebovali precej večjo količino aeranta kot pozimi pri TB < 20°C. V primeru obravnavane mešanice LA iz preglednice (Preglednica 3.2) smo za doseganje deleža zraka 8-10% poleti potrebovali 0,17%c aeranta, pozimi pa le 0,11%c. Du in Folliard (2005) vpliv temperature na učinek kemijskega dodatka aeranta razlagata preko sprememb v viskoznosti sveže betonske mešanice in preko sprememb v hitrosti hidratacije pri različnih temperaturah. In sicer, pri nižjih temperaturah pričakujemo počasnejšo hidratacijo, kar pomeni manjše število produktov hidratacije v zgodnji fazi in zato več preostalih prostih molekul aeranta za tvorjenje zračnih mehurčkov. Tako lahko pri nizkih temperaturah sveže betonske mešanice (4-21°C) pri enaki količini dodanega aeranta pričakujemo do, relativno gledano, 40% večji delež zraka, medtem ko pri Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 27 višjih temperaturah betonske mešanice (21-38°C) do 25% manjši delež zraka kot v primeru TB ~ 20°C (Dodson, cit. po Du, Folliard, 2005). Na učinek delovanja aeranta v sveži betonski mešanici vpliva tudi vrsta mineralnega dodatka, kar bo predstavljeno v nadaljevanju tega poglavja. Kar se tiče prve faze projektiranja neaeriranih in aeriranih SCC mešanic z različnimi vrstami agregatov so v preglednici (Preglednica 3.5) podane sestave teh betonov. Lastnosti betonskih mešanic v svežem stanju, njihove karakteristike v strjenem stanju, medsebojne primerjave, ipd. smo objavili v obsežnem poročilu (Bokan-Bosiljkov, et al, 2004a), odpornost aeriranih SCC proti zmrzovanju in tajanju v ali brez prisotnosti soli pa v (Bokan-Bosiljkov, Duh, Žarnić, 2005). Prve izkušnje s projektiranjem SCC mešanic so objavljene v poročilu (Bokan-Bosiljkov, et al, 2001). Preglednica 3.5: Sestave sprojektiranih SCC mešanic v prvi fazi (vrednosti v kg/m3) Table 3.5: Compositions of first phase SCC mixtures (values in kg/m3) Neaerirane SCC Aerirane SCC Sestavina LN LGN TN LA LGA TA drobljen agregat 1558 1691 - 1530 1585 - naravni separirani prod - - 1663 - - 1606 kremenčeva mivka - - 178 - - 165 apnenčeva moka 247 167 - 158 108 - cement 395 404 396 383 391 413 voda 173 162 158 151 147 149 superplastifikator (%pr) 0,60 0,70 1,20 0,55 0,55 1,25 aerant (%c) - - - 0,10 0,14 0,07 sredstvo za kontrolo 0,02 0,18 - 0,04 0,14 - viskoznosti (%c) v/c razmerje 0,44 0,40 0,40 0,40 0,38 0,36 prostornina paste (m3) 0,423 0,388 0,314 0,363 0,345 0,309 delež zraka* 2,6% 1,9% 3,7% 8,5% 9,6% 6,2% *določen s preiskavo s porozimetrom (SIST EN 12350-7, 2001) 3.2.3 Časovno spreminjanje obdelavnosti svežih SCC mešanic Na diagramih (Slika 3.9)-(Slika 3.10) je prikazano časovno spreminjanje obdelavnosti svežih SCC mešanic. Iz diagramov je razvidno, da se tako sposobnost razlezanja kot tudi viskoznost svežih SCC mešanic s časom spreminjata približno eksponentno. Kljub temu večina sprojektiranih mešanic po 30 minutah po zamešanju še izpolnjuje zahteve glede obdelavnosti SCC mešanic (Preglednica 2.1). To pomeni, da so sprojektirane SCC mešanice primerne za uporabo v obratih za izdelavo prefabrikatov, manj primerne pa za transportne betone. Pri tem je potrebno poudariti, da smo z rezultati, prikazanimi na diagramih (Slika 3.9)-(Slika 3.10), na varni strani. Mešanice so v času med preiskavami mirovale. V primeru agitiranja bi lahko pričakovali manjše padce samozgoščevalnih lastnosti. Velja še omeniti, da lahko z naknadnim dodajanjem kemijskih dodatkov samozgoščevalne lastnosti sveže betonske mešanice ohranjamo tudi do 45 ali več minut po zamešanju, kot je bilo prikazano na 28 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC primeru SCC mešanice LA2 v preglednici (Preglednica 3.2). Pri tem bi bilo sicer nujno potrebno preveriti morebitne vplive takšnega dodajanja na nastalo mikrostrukturo betona. 400 300 ¦•'US::- *. ¦ LN DLA «. ¦ LGNOLGA °-. ATN ATA 0 10 20 30 40 50 60 70 Čas po zamešanju [min] 1 _ 0,8 A 0,6 - 0,4 - 0,2 - 0 -0 A. D ¦ LN D LA ¦ LGNOLGA A TN A TA 10 20 30 40 50 60 70 Čas po zamešanju [min] Slika 3.9: Časovno spreminjanje obdelavnosti svežih SCC mešanic (razlezanje) Fig. 3.9: Decrease of SCC mixtures workability (flow) with time 20 ¦ LN D LA ¦ LGNOLGA A TN A TA /s :<«*" 60 50 40 30 20 10 0 ¦ LN D LA ¦ LGNOLGA A TN A TA k- •*r.r"Z ¦¦LL¦¦ 0 10 20 30 40 50 60 70 Čas po zameš anju [min] 10 20 30 40 50 60 70 Čas po zameš anju [min] Slika 3.10: Časovno spreminjanje obdelavnosti svežih SCC mešanic (viskoznost) Fig. 3.10: Decrease of SCC mixtures workability (viscosity) with time 3.2.4 Izbira SCC mešanic za nadaljnje preiskave Izmed zgoraj navedenih SCC mešanic se je kot najbolj ekonomična in po večini lastnosti tudi najbolj efektivna SCC mešanica izkazala mešanica LN. Le-to smo izbrali za nadaljnje preiskave. Prvi cilj druge faze projektiranja SCC mešanic je bila optimizacija sestave izbrane mešanice LN. Iz preglednice (Preglednica 3.5) je razvidno, da smo pri takšni sestavi mešanice potrebovali vsaj minimalno količino sredstva za kontrolo viskoznosti. Zaradi nekaterih opaženih slabih posledic dodajanja tega kemijskega dodatka smo želeli mešanico optimizirati tako, da za njeno stabilnost in odpornost na segregacijo ne bi več potrebovali sredstva za kontrolo viskoznosti. To je pomenilo dvoje, ali znižati v/c razmerje ali povečati količino praškastih delcev v mešanici. Ker smo s skupno količino praškastih delcev (cement + apnenčeva moka) bili že na zgornji priporočeni meji po splošni metodi (Okamura, et al., 1995, cit. po Skarendahl, Petersson, 2000), smo poskusili z nižanjem v/c razmerja. Pri tem smo pričakovali zmanjšanje hitrosti razlezanja in iztekanja SCC mešanice, a bi odsotnost 800 700 600 25 5 0 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 29 sredstva za kontrolo viskoznosti to zmanjšanje lahko kompenzirala. V preglednici (Preglednica 3.6) so prikazani rezultati projektiranja optimizirane LN. Iz rezultatov preiskav prvega poskusa (mešanica LN1) je lepo razvidno, da je pri prenizko izbranem v/c razmerju tudi z znatnim povečevanjem količine dodanega SP zahtevano obdelavnost sveže SCC mešanice zelo težko doseči. Razlez je z naknadnim dodajanjem SP ostajal zgolj približno enak in premajhen, mešanica je bila tudi prepočasna in vedno bolj »lepljiva«. Pomanjkanje vode v mešanici je bilo očitno. Po nekaj iteracijah se je izkazalo, da je bilo za izločitev potrebe po sredstvu za kontrolo viskoznosti potrebno zmanjšati v/c razmerje samo iz 0,44 na 0,43 (mešanice LN3-LN5), kar tudi potrjuje relativno veliko občutljivost svežih SCC mešanic na količino zamesne vode. Sestava optimizirane mešanice LN je pod oznako LN-43 podana v preglednici (Preglednica 4.1) v 4. poglavju. Preglednica 3.6: Projektiranje optimizirane SCC mešanice LN brez sredstva za kontrolo viskoznosti Table 3.6: SCC mix design of optimal LN mixture without viscosity agent At* v/c SP dscc T500 tizt Mešanica (min) razmerje (%pr) (mm) (s) (s) LN1: 0 0,40 0,63 550 6,3 - - dodamo SP 4 0,40 0,66 520 7,1 - - dodamo SP 8 0,40 0,69 505 - - dodamo SP 12 0,40 0,72 525 6,8 - - dodamo SP 16 0,40 0,75 500 - - dodamo SP 20 0,41 0,80 520 6,5 - - dodamo SP 24 0,41 0,85 525 6,5 - - dodamo SP 28 0,41 0,90 540 6,7 - - dodamo SP 32 0,41 0,95 555 6,4 - - dodamo SP 36 0,41 1,00 550 6,5 - - dodamo vodo 40 0,43 1,00 ~600 †10,0 LN2: 0 0,42 0,65 ~500 9,0 - - dodamo SP 5 0,42 0,70 575 7,0 - - dodamo SP 10 0,42 0,75 645 5,0 13,0 - dodamo vodo 20 0,43 0,75 625 5,0 12,0 LN3 0 0,43 0,72 715 5,0 15,0 LN4 0 0,43 0,73 750 5,0 14,5 LN5 0 0,43 0,72 765 5,5 14,5 *starost sveže SCC mešanice (merjeno od zaključka prvotnega zamešanja) †od tod naprej smo merili čas iztekanja in razlezanja na 0,5 s natančno Drugi cilj te faze projektiranja SCC mešanic je bil optimizirati tudi aerirano različico izbrane mešanice LN, tj. mešanico LA. Tokrat smo lahko za izločitev potrebe po sredstvu za kontrolo viskoznosti povečali količino praškastih delcev, nekoliko pa smo zmanjšali tudi v/c razmerje, in sicer iz 0,40 na 0,39. Sestava optimizirane mešanice LA pri različnih deležih vnešenega zraka je podana v preglednici (Preglednica 4.2) v 4. poglavju. Končni cilj te faze projektiranja je bila parametrična študija mehanskih in obstojnostnih karakteristik aeriranih SCC mešanic z različnimi deleži zraka in z različnimi vrstami apnenčevih mok. Ta študija je 30 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC predstavljena v 4. in v 5. poglavju. V tem poglavju se bomo osredotočili na projektiranje teh SCC mešanic. Med projektiranjem se je izkazalo, da z eno izmed apnenčevih mok (oznaka AM-C) ni bilo moč zamešati aerirane SCC mešanice z več kot 5% deležem zraka. Z večanjem količine aeranta se je mešanica po zamešanju kvečjemu bolj odzračila. Tokrat vzrok za prekomerno odzračenje ni bila segregacija. Du in Folliard (2005) kot možen zaviralni učinek na delovanje aeranta v sveži betonski mešanici navajata večanje finosti uporabljenih praškastih delcev. Večja finost delcev pomeni več delcev pri enaki masi, kar bi lahko bil vzrok za to, da ostane na voljo manj prostih molekul aeranta za tvorjenje zračnih mehurčkov. Molekule aeranta so namreč površinsko aktivne snovi in se adsorbirajo na površino pozitivno nabitih delcev, kot je bilo prikazano na sliki (Slika 3.7). Prvotne preiskave zrnavostne sestave uporabljenih apnenčevih mok pokažejo obratno sliko. Apnenčeva moka AM-C, s katero smo pri enaki dozaciji aeranta dobivali nižje deleže zraka kot npr. pri uporabi druge vrste apnenčeve moke (oznaka AM-L), izgleda manj fina (Slika 3.11). 0.100 10.00 - Size (microns) - Slika 3.11: Rezultati prvotne analize zrnavostne sestave uporabljenih apnenčevih mok in cementa Fig. 3.11: First results of particle size distribution analysis of used limestone powders and cement Ponovno opravljene analize zrnavostne sestave istih šarž uporabljenih apnenčevih mok so pokazale pričakovane rezultate (Slika 3.12). Za apnenčevo moko AM-C, ki je namensko mleta, so bili rezultati skoraj enaki kot pri prvotni analizi, pri vzorcu apnenčeve moke AM-L, ki je pridobljena z odpraševanjem, pa so rezultati analize tokrat kazali na precej manjšo finost delcev. Razlog za to je najverjetneje v nepravilno izvedeni prvotni preiskavi zrnavostne sestave uporabljenih apnenčevih mok, ki je potekala na Naravoslovno-tehniški fakulteti v Ljubljani, na Oddelku za geotehnologijo in rudarstvo. In sicer, v primeru da vzorca preiskovanega materiala med preiskavo ne mešamo, se lahko večji delci posedejo in dobljen rezultat ne predstavlja dejanske zrnavostne krivulje materiala. Če je torej zrnavostna sestava uporabljene šarže apnenčeve moke AM-C dejansko bolj fina od zrnavostne sestave moke AM-L, bi zgornja hipoteza neugodnega vpliva večje finosti delcev na delovanje aeranta lahko razložila dobljene nižje deleže zraka pri SCC mešanicah z apnenčevo moko AM-C. Še vedno pa s to tezo ne razložimo, zakaj s povečanjem količine aeranta, s čimer bi tudi pri teh SCC mešanicah moralo ostati na voljo dovolj prostih molekul aeranta za tvorjenje zračnih mehurčkov, deleža zraka ne uspemo povečati. Tokrat poskušamo iskati vzroke v smeri opazke močnega odzračenja teh betonskih mešanic. Problema se lotimo na ta način, da majhna vzorca obeh omenjenih apnenčevih mok pod Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 31 mikroskopom izpostavimo vodi, oz. bolje rečeno vodnim kapljicam. Pri tem opazimo bistveno razliko med mokama. In sicer, »problematična« apnenčeva moka AM-C je od moke AM-L precej bolj »hidrofobna«. Veliko vodnih kapljic, ki smo jih kanili na vzorec moke AM-C, se je odbilo in skotalilo vstran od vzorca moke (Slika 3.13, levo), medtem ko je moka AM-L vodne kapljice absorbirala v trenutku, ko so padle nanjo (Slika 3.13, desno). Glede na to, da imajo tudi obroči nastalih zračnih mehurčkov v cementni pasti sveže betonske mešanice hidrofilni obroč, je možno, da prihaja do podobnega »odboja« zračnih mehurčkov od delcev apnenčeve moke AM-C v sveži betonski mešanici, kar lahko vodi v močno odzračenje mešanice. Še ena razlaga za prekomerno odzračenje bi lahko bila nekompatibilnost uporabljenega aeranta s to vrsto moke. Če zaključimo, projektiranje in mešanje aeriranih SCC mešanic z različnimi vrstami praškastih materialov ni trivialna naloga. Stabilnost sistema vnešenih zračnih por v sveži betonski mešanici je problem ekstremno kompleksne narave (Du, Folliard, 2005). Preostale izkušnje s projektiranjem aeriranih SCC mešanic smo predstavili v (Duh, Žarnić, Bokan-Bosiljkov, 2006). 0.1OO 1.000 100.0 ¦ Size (microns) - Slika 3.12: Rezultati ponovno opravljene analize zrnavostne sestave uporabljenih apnenčevih mok Fig. 3.12: Final results of particle size distribution analysis of used limestone powders Za nadaljnje preiskave mehanskih lastnosti in obstojnosti izbranih SCC mešanic v sklopu doktorske disertacije je bilo potrebno zamešati veliko število čim bolj enakih SCC mešanic. Že v primeru uporabe istih šarž vseh frakcij agregata, apnenčevih mok, cementa in kemijskih dodatkov raztros obdelavnosti zaporedoma zamešanih SCC mešanic ni zanemarljiv. Ta raztros je prikazan v naslednjem poglavju, v preglednici (Preglednica 3.7), in sicer na primeru vgrajevanja različnih aeriranih SCC mešanic v AB elemente varnostne ograje tipa »New Jersey«. V primeru ponovnega zamešanja neke SCC mešanice iz novih pošiljk šarž ali v drugačnih temperaturnih pogojih, je praviloma potrebno količine kemijskih dodatkov ponovno določiti. Kljub temu se je izkazalo, da je z nekaj izkušnjami pri tem potrebnih kvečjemu 3 do 5 iteracij. K že navedenim ugotovitvam v tem poglavju bi še dodali, da je v primeru novih šarž drobnozrnatega agregata z večjim deležem praškastih delcev potrebno količino dodanega SP povečati, in obratno. Preostale izkušnje s projektiranjem SCC mešanic z različnimi vrstami agregata iz domačih nahajališč in z mineralnim dodatkom elektrofiltrski pepel smo opisali v (Trtnik, 2004), (Vetrih, 2004) in (Turk, 2005). 32 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC Slika 3.13: Preskus »hidrofilnosti« uporabljenih apnenčevih mok Fig. 3.13: Hydrophilic test of used limestone powders with water drops 3.2.5 Lastne izkušnje z vgrajevanjem SCC v večje AB elemente v laboratoriju in v betonarnah V Konstrukcijsko prometnem laboratoriju Fakultete za gradbeništvo in geodezijo v Ljubljani smo iz različnih SCC betonskih mešanic izdelali štiri skrajšane (dolžina 1 meter) AB varnostne ograje tipa »New Jersey« (Slika 3.14). Za takšen volumen smo potrebovali 8 laboratorijskih mešalcev betona. a) b) Slika 3.14: Skrajšana AB varnostna ograja »New Jersey«: a) izdelan opaž; b) končni izdelek Fig. 3.14: Shortened New Jersey concrete barrier: a) manufactured formwork; b) finished element V preglednici (Preglednica 3.7) je prikazana ponovljivost aeriranih SCC mešanic v laboratorijskih pogojih s konstitutivnimi materiali iz istih šarž. Koeficient variacije za razlez s posedom dscc je v povprečju le 3%, medtem ko je koeficient variacije za čas razlezanja T500 v povprečju kar 13%. Pri tem je potrebno upoštevati, da je vpliv človeka na rezultate metode merjenja časa pri razlezanju relativno velik. Ker smo v laboratoriju imeli na voljo le en mešalec, je med vgrajevanjem posamezne šarže (Slika 3.15) minilo približno 10 minut. Kot je bilo že navedeno v poglavju 2.2.3, se zaradi tiksotropičnosti sveže SCC mešanice pri tako velikih časovnih intervalih med posameznimi fazami večfaznega vgrajevanja SCC betona posamezni sloji ne mešajo več popolnoma (Slika 2.6). To je moč Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 33 opaziti na površini tako izdelanega elementa (Slika 3.14b). Preiskave z ultrazvokom so sicer pokazale, da je ta stik enako kompakten kot preostali predeli betona. Detajli so podani v (Bokan-Bosiljkov, et al., 2004a). Preglednica 3.7: Raztros obdelavnosti večkrat zamešanih SCC mešanic iz istih šarž sestavnih materialov Table 3.7: Deviation in properties of repeatedly mixed SCC mixtures from the same parcels of materials SCC mešanica Lastnost Zaporedna številka zamešane mešanice 1 23456 78 X VX TA dscc (mm) T500 (s) 722 713 709 668 720 743 723 668 3,9 3,6 5,2 7,1 4,4 4,9 3,4 5,6 708 4,8 4% 26% LGA dscc (mm) T500 (s) LA1 dscc (mm) T500 (s) LA2 dscc (mm) T500 (s) 678 675 683 685 680 698 688 698 4,1 4,2 4,6 4,3 4,6 4,7 5,0 4,3 710 705 723 735 713 738 665 713 3,0 4,0 3,3 3,6 3,7 3,2 4,1 3,5 688 713 625 663 665 658 713 713 3,4 3,2 4,1 3,8 4,1 3,6 3,2 3,3 686 1% 4,5 7% 713 3% 3,6 11% 680 5% 3,6 10% Slika 3.15: Večfazno vgrajevanje SCC mešanic v laboratoriju Fig. 3.15: Multi-layer casting of SCC mixtures in the laboratory Poskus prenosa sprojektiranih SCC mešanic v laboratoriju na različne tipe betonskih mešalcev večjih kapacitet v realnih pogojih smo opravili v dveh betonarnah, in sicer v obratu GOBI podjetja Primorje d.d. iz Ajdovščine in v betonarni CGP Novo mesto. V slednji smo imeli na voljo več-kubični ponvasti mešalec z navpičnimi osmi mešanja (Slika 3.16, levo), v obratu GOBI podjetja Primorje d.d. pa mešalec z vodoravno osjo mešanja s prostornino 2 m3. Pri neposrednem prenosu receptur iz laboratorija, z upoštevanjem podatka o vlažnosti agregata v silosih, smo praviloma dobivali premajhne razleze s posedom (Slika 3.16, desno). Vzrokov za to je lahko več. Pri aeriranih SCC mešanicah smo prav tako dobivali nižje deleže zraka kot v laboratoriju. To bi lahko pomenilo, da z večanjem količine zamešane betonske mešanice učinek kemijskih dodatkov upada. Ustrezne samozgoščevalne lastnosti SCC mešanic v betonarnah smo praviloma dobili s povečanim deležem SP in aeranta glede na laboratorijsko recepturo za 50 litrov. Podobne spremembe glede učinka kemijskih dodatkov smo opazili že v laboratoriju, in sicer pri prenosu receptur iz 20-25 litrov na 40-50 litrov betona. 34 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC Slika 3.16: Betonski mešalec v betonarni CGP Novo mesto (levo) in premajhen razlez s posedom (desno) Fig. 3.16: Concrete mixer in CGP Novo mesto (left) and low slump flow (right) V betonarni CGP Novo mesto smo v sklopu diplomske naloge Franca Turka (2005) vgradili SCC mešanico iz izhodiščne mešanice LN v skrajšan element AB varnostne ograje »New Jersey« (Slika 3.17). Izdelan AB element je bil odlične kvalitete, z zelo ostrimi robovi, površina v stiku z leseno opažno desko pa je popolnoma prevzela strukturo deske (Slika 3.18, desno). V obratu GOBI podjetja Primorje d.d. iz Ajdovščine smo imeli priložnost vgraditi SCC mešanico v originalen element AB varnostne ograje »New Jersey« (Slika 3.19). Ponovno se je pokazalo, da je pri večfaznem vgrajevanju SCC potrebno zagotoviti kontinuirno vgrajevanje betona v element, sicer je stik med dvema slojema betona, vgrajenima v časovnem intervalu več kot deset minut, opazen. Slika 3.17: Vgrajevanje SCC mešanice v eni fazi, betonarna CGP Novo mesto Fig. 3.17: Casting of designed SCC mixture in concrete plant CGP Novo mesto Slika 3.18: Izdelan AB element odlične kvalitete, betonarna CGP Novo mesto Fig. 3.18: Finished element of high quality, at concrete plant CGP Novo mesto Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 35 Slika 3.19: Izdelan AB element »New Jersey« v obratu GOBI podjetja Primorje d.d. iz Ajdovščine Fig. 3.19: Finished full scale SCC element at concrete plant GOBI-Primorje from Ajdovščina 3.3 Projektiranje primerljivih vibriranih betonskih mešanic Zadnji cilj projektiranja betonskih mešanic je bil projektiranje primerljivih vibriranih betonskih mešanic, tako aeriranih kot tudi neaeriranih, z ali brez apnenčeve moke. V prvi fazi smo izhajali iz recepture, ki se uporablja v enem izmed slovenskih obratov za izdelavo prefabrikatov. Gre za mešanico brez kakršnihkoli kemijskih ali mineralnih dodatkov, s primerljivim v/c razmerjem in količino cementa glede na projektirane neaerirane SCC mešanice. Njena sestava in lastnosti v svežem stanju so podane v preglednici (Preglednica 3.8) pod oznako LV. Iz te mešanice smo sprojektirali tudi aerirano betonsko mešanico pri istem v/c razmerju (oznaka LVA). Pri tem je iz rezultatov preiskav konsistence obravnavanih svežih betonskih mešanic (Preglednica 3.8, spodaj) lepo razvidno, da vnešene zračne pore povečujejo tudi obdelavnost vibriranih betonskih mešanic. Mešanica LVA je imela precej večji razlez in posed kot njej sorodna LV brez dodatka aeranta. Ta razlika je še toliko bolj očitna, ker smo mešanico LVA projektirali tako, da smo delež zraka večali na račun agregata. Poleg primerljivega v/c razmerja smo namreč želeli zadržati tudi enako količino cementa v mešanici. V drugi fazi projektiranja betonskih mešanic, to so aerirane SCC mešanice z različnimi deleži zraka in z različnimi vrstami mineralnih dodatkov, smo projektirali tudi neaerirane in aerirane mešanice običajnega vibriranega betona z ali brez dodatka apnenčeve moke AM-L. Sestave teh mešanic so podane v 4. poglavju v preglednici (Preglednica 4.1). Zaradi želje po čimbolj primerljivih betonskih mešanicah, glede na sprojektirane aerirane SCC mešanice, smo tokrat izbrali nižje v/c razmerje (0,39). Tako smo tudi pri vibriranih mešanicah bili primorani dodati superplastifikator. S tem smo dosegli ustrezno kohezivnost vibrirane betonske mešanice in mehkoplastično konsistenco (posed ?h = 100-150 mm in razlez dVB = 420-480 mm), da smo tudi v tem pogledu čim bližje SCC mešanicam. Preiskave so pokazale, da je za to potrebno dodati relativno veliko količino SP, in sicer 0,30-0,45%pr, kar je samo enkrat manj kot pri SCC mešanicah. Primerljive deleže zraka smo pri aeriranih vibriranih mešanicah dosegali z nekoliko manjšo količino aeranta kot pri SCC mešanicah. Pri mešanju aeriranih vibriranih betonskih mešanic se je prav tako izkazalo, da naknadno dodajanje kemijskih dodatkov nima enakega učinka kot dodajanje med prvotnim zamešanjem in da obdelavnost vibriranega betona z dodatkom SP s časom upada. Iz rezultatov preiskav v preglednici (Preglednica 36 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC 3.9) je namreč razvidno, da ima mešanica LVA2 takoj po zamešanju razlez in posed precej večji kot po sestavi enaka mešanica LVA1 po 40 minutah po prvotnem zamešanju. Pri tem je prav tako moč opaziti, da je delež vnešenega zraka v aerirani vibrirani mešanici precej manj odvisen od naknadnega mešanja in starosti mešanice kot je bilo to pri aeriranih SCC mešanicah. Do problema stabilnosti sistema zračnih por pri vibriranem betonu pride kasneje, in sicer pri vgrajevanju, saj ga je za ustrezno zgostitev mešanice v kalupu ali v opažu potrebno vibrirati (za vgrajevanje lastnih vzorcev smo uporabili vibracijsko mizico). Z vibriranjem se delež vnešenega zraka v sveži betonski mešanici praviloma močno manjša (Slika 3.20), pri tem pa je lahko vprašljiva tudi nastala mikrostruktura sistema zračnih por. Le-ta je natančneje predstavljena v 5. in v 6. poglavju. Preglednica 3.8: Sestave in lastnosti vibriranih betonskih mešanic iz prve faze (vrednosti v kg/m3) Table 3.8: Composition and characteristics of the first phase concrete mixtures (values in kg/m3) Sestavina / lastnost LV LVA drobljen agregat 1804 1648 cement 399 400 voda 179 180 aerant (%c) - 0,06 v/c razmerje 0,45 0,45 prostornina paste (m3) 0,346 0,343 prostornina paste z zrakom (m3) 0,369 0,423 razlez* (mm) 343 437 posed† (mm) 20 60 delež zraka‡ 2,3% 7,6% *določen po standardu SIST EN 12350-5 (2001) †določen po standardu SIST EN 12350-2 (2001) ‡določen s preiskavo s porozimetrom (SIST EN 12350-7, 2001) Preglednica 3.9: Projektiranje aerirane vibrirane mešanice z v/c = 0,39 Table 3.9: Ordinary aerated concrete mix design at w/c ratio of 0.39 At* Aerant SP dVB Ah p **r Mešanica (min) (%c) (%pr) (mm) (mm) (%) LVA1: 0 0,02 0,20 275 40 - - dodamo SP 10 0,02 0,24 280 40 - - dodamo SP 20 0,02 0,30 313 55 - - dodamo SP 30 0,02 0,38 373 80 - - dodamo SP 40 0,02 0,46 420 125 6,8 LVA2 0 0,02 0,46 535 230 6,5 LVA3 0 0,04 0,36 530 230 7,6 LVA4 0 0,05 0,28 453 165 8,3 *starost sveže betonske mešanice (merjeno od zaključka prvotnega zamešanja) **poroznost sveže betonske mešanice določena iz prostorninske mase po enačbi (13) Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 37 Iz diagrama na sliki (Slika 3.20) je prav tako razvidno, da se tudi pri vibriranih mešanicah učinek aeranta veča z večanjem obdelavnosti sveže betonske mešanice. Vse tri predstavljene betonske mešanice namreč vsebujejo enako količino aeranta, delež vnešenega zraka pa je pri bolj plastičnih mešanicah, tj. pri mešanicah z večjim posedom (ang. slump), precej večji. Slika 3.20: Manjšanje deleža vnešenega zraka pri vibriranju sveže betonske mešanice (PCA, 2003) Fig. 3.20: Decrease of entrained air content with fresh mixture vibration time (PCA, 2003) Pri projektiranju aeriranih in neaeriranih vibriranih betonov z apnenčevo moko smo zaradi želje po neposredni primerjavi z SCC mešanicami izbrali enako količino moke kot pri SCC mešanicah, tj. 250 kg/m3. Pri tem se sicer zavedamo, da s takšno sestavo betonske mešanice prekoračimo priporočeno največjo količino finih delcev, podano v SIST EN 206-1 (Preglednica 3.10). Izkazalo se je, da je pri tako veliki količini mineralnega dodatka za doseganje mehkoplastične konsistence potrebno dodati veliko količino superplastifikatorja (več kot 0,40%pr). Pri tem je bila sveža mešanica betona tako kohezivna in »lepljiva«, da je bil laboratorijski mešalec med mešanjem na meji svoje moči. Na takšni mešanici je bilo prav tako zelo težko izvajati potrebne preiskave. Probleme smo imeli tudi z aeriranjem te mešanice in se zato zadovoljili z deležem zraka 4-5%. Mešanica se je sicer z uporabo vibracijske mizice izjemno lepo vgradila. Preglednica 3.10: Največja priporočena količina finih delcev v betonski mešanici (SIST EN 206-1, 2003) Table 3.10: Recommended maximum of powder content in concrete mixture (SIST EN 206-1, 2003) Največja priporočena Količina cementa C (kg/m3) količina finih delcev (kg/m3) <300 400 350 450 >350 450 +(C-350) 38 PROJEKTIRANJE BETONSKIH MEŠANIC Obsežne preiskave smo opravili tudi na vibriranih betonih z zamenjavo dela cementa z apnenčevo moko, in sicer z 0%, 10% in 20% zamenjavo. Izkušnje s projektiranjem tovrstnih betonov smo podali v poročilu (Bokan-Bosiljkov, et al., 2004b). Pri tem projektiranju smo vzdrževali konstantno v/c razmerje, kar pomeni, da se je količina zamesne vode zmanjševala. Zanimivo bi bilo opraviti tudi preiskave pri konstantni količini zamesne vode ob zgoraj navedenih zamenjavah dela cementa z apnenčevo moko. Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 39 4 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO 4.1 Uvod Sistematične preiskave dolgoročnih lastnosti v strjenem stanju tako SCC kot tudi vibriranih betonov z večjim deležem apnenčeve moke so v Sloveniji šele na začetku. Razloga za to sta mladost SCC betona na eni strani in na drugi relativno pozna uveljavitev standarda SIST EN 206-1 kot slovenskega standarda, leta 2003, s katerim je vključevanje mineralnih dodatkov tipa I, kamor spada tudi apnenčeva moka, končno omogočeno tudi v Sloveniji. Bivši jugoslovanski standardi vključevanja apnenčeve moke v beton niso dovoljevali. Prisotnost finih apnenčevih delcev v betonu ima tako s fizikalnega kot tudi s kemijskega vidika pomemben vpliv na lastnosti betona v svežem in strjenem stanju. Apnenčevi delci predstavljajo mesta za nukleacijo kristalov kalcijevega hidroksida in C-S-H gela v začetnem obdobju hidratacije cementa in tako pospešijo hidratacijo klinkerskih mineralov, še posebno alita (C3S). Rezultat so višje zgodnje trdnosti betonov, ki vsebujejo fine apnenčeve delce (Péra, Husson, Guilhot, 1999; Bonavetti, et al., 2000). Vključitev apnenčeve moke izboljša tudi spakiranost praškastih delcev v betonski mešanici. Rezultat tega je praviloma večja stabilnost sveže betonske mešanice, izboljšana obdelavnost (Nehdi, Mindess, Aitcin, 1998; Nehdi, 2000; Ghezal, Khayat, 2002) in povečana gostota hidratizirane paste ter stičnega območja med hidratizirano pasto in večjimi zrni agregata ali armaturo (Trägardh, 1999; Billberg, 1999b; Heikal, El-Didamony, Morsy, 2000). Zaradi posledično bolj finega in zavitega sistema por cementne paste vključitev apnenčeve moke modificira tudi spreminjanje vsebnosti vlage v betonu in s tem vpliva na velikost deformacij betona zaradi krčenja in lezenja (Belaribi, Pons, Perrin, 1997). V primerjavi z betoni brez večje količine finih apnenčevih delcev z enakim v/c razmerjem in enako vrsto portland cementa imajo betoni z večjim deležem apnenčeve moke ustrezne zrnavosti običajno izboljšane trdnostne karakteristike (Sonerbi, et al., 2000; Petersson, 2001). Modul elastičnosti in deformacije zaradi krčenja in lezenja so lahko pri betonih z vključeno apnenčevo moko večji, enaki ali manjši (Gram, Piiparinen, 1999; Bui, Montgomery, 1999; Persson, 2001). Rezultati tujih raziskovalcev se zelo razlikujejo, saj te karakteristike niso odvisne le od učinka apnenčeve moke, ampak tudi od prostorninskega deleža hidratizirane paste v betonu. Ob tem je potrebno tudi poudariti, da raziskovalci primerljivost betonskih mešanic pojmujejo na različne načine. Nekateri za primerljivost zadržijo enako v/c razmerje, drugi enako razmerje med vodo in vsemi praškastimi delci, tretji enak delež paste ali stopnjo obdelavnosti v času vgrajevanja, itd. Tako se zaključki seveda močno razlikujejo. Morda bi bilo najbolj smotrno za primerljivost betonskih mešanic vzeti enak trdnostni razred in enako stopnjo obdelavnosti, kar pa iz vidika projektiranja ni enostavna naloga. Lastne preiskave mehanskih karakteristik aeriranih in neaeriranih betonov z dodatkom apnenčeve moke, ki so predstavljene v tem poglavju, smo osnovali na enakem v/c razmerju in čim bolj primerljivi količini cementa v betonski mešanici. 4.2 Betonske mešanice in materiali Projektiranje betonskih mešanic in uporabljeni materiali so predstavljeni v 3. poglavju. Izmed več različnih vrst SCC mešanic smo za to poglavje eksperimentalnih preiskav izbrali najbolj efektivno 40 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO SCC mešanico, katero smo naknadno še optimizirali tako, da smo izločili potrebo po sredstvu za kontrolo viskoznosti. Iz le-te smo sprojektirali dve neaerirani SCC mešanici: LN-43 z v/c razmerjem 0,43 in LN-39 z v/c razmerjem 0,39. Njeni sestavi sta podani v preglednici (Preglednica 4.1). Pri v/c razmerjih 0,43 in 0,39 ter čimbolj primerljivi količini cementa smo sprojektirali tudi dve neaerirani vibrirani betonski mešanici brez apnenčeve moke (mešanici LV-43 in LV-39). Pri v/c razmerju 0,39 pa še eno neaerirano vibrirano betonsko mešanico z apnenčevo moko (mešanica LVM) in dve aerirani vibrirani betonski mešanici z (mešanica LVMA) in brez apnenčeve moke (mešanica LVA8). Tudi sestave teh mešanic so podane v preglednici (Preglednica 4.1). V preglednici so podane tudi lastnosti betonskih mešanic v svežem stanju in pripadajoči koeficienti variacije VX , v primeru, da je bilo mešanico za izdelavo vseh preizkušancev za načrtovane preiskave potrebno zamešati večkrat. Preglednica 4.1: Sestave in lastnosti sprojektiranih SCC in vibriranih mešanic (vrednosti v kg/m3) Table 4.1: Composition and characteristics of the designed SCC and vibrated mixtures (values in kg/m3) Neaerirane Neaerirane Aerirane SCC mešanice vibrirane mešanice vibrir. mešanice Sestavina / lastnost LN-43 LN-39 LV-43 LV-39 LVM LVMA LVA8 drobljen agregat 1577 1539 1819 1790 1533 1514 1695 apnenčeva moka AM-L 249 262 - - 261 258 - cement CEM II/A-S 42,5 R 398 433 397 432 432 426 409 voda 171 169 171 168 168 166 159 superplastifikator 4,8 4,5 1,6 1,4 3,1 2,8 1,1 0,74%pr 0,64%pr 0,40%pr 0,33%pr 0,45%pr 0,41%pr 0,28%pr aerant - - - - - 0,28 0,07%c 0,20 0,05%c v/c razmerje 0,43 0,39 0,43 0,39 0,39 0,39 0,39 delež paste (%) 42,3 43,6 33,7 34,5 43,5 42,9 32,7 delež zraka* (%) 2,1 2,1 2,5 2,7 2,6 3,8 7,9 razlez s posedom dscc (mm) 739 VX = 3% 710 - - - - - čas razlezanja T500 (s) 4,8 VX = 12% 5,8 - - - - - čas iztekanja tizt (s) 14,1 VX = 8% 15,2 - - - - - razlez dVB (mm) - - 410 435 590 505 453 posed ?h (mm) - - 80 135 - 225 165 *določen iz prostorninske mase svežega betona v kalupih, po enačbi (13) V preglednici (Preglednica 4.2) so podane sestave sprojektiranih aeriranih SCC mešanic z različnimi deleži zraka od 4-12% in z enako vrsto apnenčeve moke (mešanice LA4, LA6, LA8, LA10 in LA12) ter aerirane SCC mešanice z enakim deležem zraka (4±1)% in z različnimi vrstami apnenčevih mok (mešanice LA4, TA4 in CA4). K slednjim je dodana tudi sprojektirana neaerirana SCC mešanica z elektrofiltrskim pepelom, ki je imela (4±1)% delež zraka. Pri tej smo za vezivni faktor uporabljenega elektrofiltrskega pepela kEF privzeli vrednost 0,4 in določili količino zamesne vode mv preko vodo-vezivnega razmerja enakega 0,39: m m m m 0,4m 0,39 ? mv = 0,39(mc+0,4mEF) (14) Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 41 Preglednica 4.2: Sestave in lastnosti sprojektiranih aeriranih SCC mešanic (vrednosti v kg/m3) Table 4.2: Composition and characteristics of the designed aerated SCC mixtures (values in kg/m3) Sestavina / lastnost LA12 LA10 LA8 LA6 LA4 TA4 CA4 EF drobljen agregat 1407 1429 1437 1467 1500 1499 1499 1472 apnenčeva moka AM-L 240 244 245 250 256 - - - apnenčeva moka AM-T - - - - - 255 - - apnenčeva moka AM-C - - - - - - 255 - elektrofiltrski pepel - - - - - - - 214 cement CEM II/A-S 42,5 R 396 403 405 413 422 422 422 396 voda 155 157 158 161 165 165 165 188 superplastifikator 3,9 4,0 4,0 4,1 4,2 5,2 4,4 4,2 0,62%pr 0,62%pr 0,62%pr 0,62%pr 0,62%pr 0,76%pr 0,65%pr 0,68%pr aerant 0,87 0,68 *0,69 *0,65 0,55 0,42 0,97 - 0,22%c 0,17%c *0,17%c *0,16%c 0,39 0,13%c 0,39 0,10%c 0,39 0,23%c 0,39 v/c razmerje 0,39 0,39 0,39 †0,48 delež paste (%) 39,9 40,5 40,8 41,6 42,5 42,5 42,5 43,6 delež zraka‡ (%) 10,4 9,0 8,5 6,6 770 4,5 730 4,5 710 4,5 700 4,5 razlez s posedom dscc (mm) 740 720 650 770 čas razlezanja T500 (s) 4,2 4,1 5,8 3,4 4,4 3,6 3,9 4,7 čas iztekanja tizt (s) 6,9 7,1 9,0 10,4 10,2 9,4 11,0 10,8 *skupna količina dodanega aeranta med in po zamešanju betonske mešanice †določeno preko izraza (14), tako da je vodo-vezivno razmerje enako 0,39 ‡določen iz prostorninske mase svežega betona v kalupih, po enačbi (13) 4.3 Priprava preizkušancev Za izdelavo betonskih preizkušancev smo uporabljali izključno jeklene kalupe. Takoj po vgrajevanju betona v laboratorijskih pogojih (praviloma T = (20±2)°C) smo kalupe pokrili s polivinilom, da smo dosegli čim višjo relativno vlažnost (Slika 4.1, levo). Po enem dnevu odležavanja v teh pogojih smo preizkušance razkalupili in jih dali v vodo s kontrolirano temperaturo (praviloma TN = (20±2)°C) v posebni komori (Slika 4.1, desno). Pred preiskavami smo vzorce površinsko osušili, preverili njihove dimenzije s kljunastim merilom (Slika 4.2, levo) in opravili kontrolo kvalitete vgrajenega betona z ultrazvočno metodo (Slika 4.2, desno). Metoda je natančneje opisana v (Duh, 2003). Slika 4.1: Nega betonskih preizkušancev takoj po vgraditvi v kalupe (levo) in po razkalupiranju (desno) Fig. 4.1: Curing of concrete specimens after casting (left) and after demoulding (right) 42 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO Slika 4.2: Preverjanje dimenzij betonskih preizkušancev (levo) in ultrazvočna metoda (desno) Fig. 4.2: Verification of specimen dimensions (left) and ultrasonic method (right) 4.4 Tlačna trdnost Tlačno trdnost betona fcc smo določali na kockah z robom 15 cm po postopku predpisanem v standardu SIST EN 12390-3 (2002). Porušno silo smo določali s pomočjo tlačne preše, pri čemer smo rezultate zajemali tudi z računalnikom (Slika 4.3). Rezultati preiskav so prikazani na diagramih (Slika 4.4) in (Slika 4.9). Pri tem oznaka LN-44 pomeni SCC mešanico LN z v/c razmerjem 0,44 (Preglednica 3.5) in LV-45 vibrirano mešanico LV z v/c razmerjem 0,45 (Preglednica 3.8). Če se najprej osredotočimo na diagram na sliki (Slika 4.4), lahko opazimo, da je izmed vseh betonskih mešanic z v/c oz. vodo-vezivnim razmerjem 0,39 najvišjo tlačno trdnost izkazal beton EF. Rezultat ne preseneča, saj je kljub korekciji v/c razmerja po izrazu (14) ta mešanica še vedno vsebovala največji delež veziva, in sicer ob predpostavki kEF = 0,4: mvez = mc + 0,4mEF = 482 kg/m3. (15) Tlačna trdnost betona namreč ni odvisna le od v/c razmerja (Slika 4.5a), temveč tudi od količine veziva (Slika 4.5b), kot sta nazorno pokazala tudi Korošak in Šušteršič (2007). Sicer močno odvisnost tlačne trdnosti od v/c razmerja potrjujejo tudi rezultati naših preiskav na diagramu (Slika 4.4), in sicer manjše v/c razmerje – večja tlačna trdnost. Pri tem odstopa edino SCC mešanica LN-43, ki bi morala praviloma izkazati manjšo tlačno trdnost kot LN-39. Razlogov za to je lahko več. Mešanici sta bili zamešani iz različnih šarž sestavnih materialov, ne velja pa zanemariti tudi različnih temperaturnih Slika 4.3: Tlačna preša z računalniškim zajemanjem podatkov Fig. 4.3: Compression machine with data capturing device Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 43 EF LN-39 LN-43 LN-44 LVM LV-39 LV-43 LV-45 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 Tlačna trdnost, fcc (MPa) Slika 4.4: 28-dnevna tlačna trdnost SCC in vibriranih betonov z in brez apnenčeve moke Fig. 4.4: 28-day compressive strength of SCC and vibrated concrete with and without limestone powder pogojev v času mešanja in negovanja teh dveh mešanic. Mešanica LN-39 je bila zamešana in vgrajena pri T ~ 15°C ter negovana v vodi pri TN ~ 15°C, medtem ko mešanica LN-43 pri kontrolirani T = (20±2)°C in TN = (20±2)°C. Tlačna trdnost betona pri starosti 28 dni je namreč še vedno nekoliko odvisna od temperature betonske mešanice v času mešanja in vgrajevanja ter od temperature nege, kot nakazujeta diagrama na sliki (Slika 4.6). Iz diagrama na sliki (Slika 4.4) je prav tako razvidno, da vse betonske mešanice z dodatkom apnenčeve moke (LVM in vse LN-) v strjenem stanju pri starosti 28 dni izkazujejo precej višjo tlačno trdnost kot primerljive mešanice brez apnenčeve moke (vse LV-). Vključitev apnenčeve moke očitno res izboljša spakiranost praškastih delcev v betonski mešanici in s tem poveča gostoto hidratizirane paste ter stičnega območja med hidratizirano pasto in večjimi zrni agregata. Pri tem je seveda potrebno dodati zadostno količino superplastifikatorja, sicer mešanica ni kohezivna. Če še enkrat podrobno pogledamo sestavo vibrirane betonske mešanice z apnenčevo moko (LVM) v preglednici (Preglednica 4.1), lahko opazimo, da se od SCC mešanice z apnenčevo moko a) b) Slika 4.5: Tlačna trdnost betona v odvisnosti od: a) v/c razmerja; b) količine cementa v betonski mešanici (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 4.5: Compressive strength of concrete in relation to: a) water-cement ratio; b) cement content in concrete mixture (Mehta, Monteiro, 2006) 44 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO Slika 4.6: Odvisnost tlačne trdnosti betona od temperature zamešanja in nege (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 4.6: Compressive strength of concrete at different curing regimes (Mehta, Monteiro, 2006) (LN-39) dejansko razlikuje le v količini dodanega superplastifikatorja. In sicer, za ustrezno kohezivnost mešanice LVM smo morali dodati 0,45%pr superplastifikatorja. V primeru, da bi dodali še malenkost večjo količino superplastifikatorja (0,64%pr), bi dejansko dobili samozgoščevalno mešanico LN-39. Na tem mestu bi kot zanimivost lahko dodali, da je morda tudi SCC nastal »po pomoti«, kot veliko drugih iznajdb (npr. tudi aeriranje betonskih mešanic, ki je predstavljeno v 5. poglavju). Iz diagrama na sliki (Slika 4.4) je tudi razvidno, da SCC mešanica LN-39 kljub skoraj popolnoma enaki sestavi kot vibrirana betonska mešanica LVM dosega še za odtenek višjo tlačno trdnost v strjenem stanju. Poleg nekoliko večje količine SP pri mešanici LN-39 je razlika med tema dvema mešanicama tudi v načinu vgrajevanja. Medtem, ko je izjemno težko obdelavno svežo betonsko mešanico LVM potrebno nekako spraviti iz mešalca v kalup in jo v njem vibrirati toliko časa, da se ustrezno zgosti, se na drugi strani izjemno lahko obdelavno SCC mešanico LN-39 dobesedno samo »vlije« v kalupe, kjer se samo zaradi delovanja lastne teže sama zgosti, odzrači in skoraj popolnoma znivelira. Pri tem ni le prednost SCC mešanice v boljši obdelavnosti temveč očitno tudi v nastali mikrostrukturi, da le-ta izkazuje višjo tlačno trdnost kot njej sorodna vibrirana betonska mešanica. Če primerjamo mikrostrukturi SCC mešanice LN-43 (Slika 4.7, levo) in vibrirane betonske mešanice LV-43 (Slika 4.7, desno), lahko opazimo nekakšne bele oborine okoli večjih zrn agregata skoraj izključno Slika 4.7: Mikrostruktura SCC betona LN-43 (levo) in vibriranega betona LV-43 (desno) Fig. 4.7: Microstructure of SCC LN-43 (left) and vibrated concrete LV-43 (right) Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 45 pri vibrirani mešanici. Če pogledamo ta stična območja med hidratizirano pasto in agregatnimi zrni pobližje (Slika 4.8), lahko opazimo, da so te bele oborine pri vzorcu vibriranega betona vdolbine oz. mikro-jarki okoli agregatnih zrn. Zaradi vibriranja ima namreč voda v sveži betonski mešanici tendenco, da potuje proti vibrirajočim agregatnim zrnom. Tako pride v stičnem območju med cementnim kamnom in agregatnimi zrni do povišanega v/c razmerja in posledično manj goste mikrostrukture z oslabljenimi mehanskimi karakteristikami. Pri izdelavi obruskov betonskih vzorcev, prikazanih na sliki (Slika 4.8), so se tako ta oslabljena stična območja pri vibriranem betonu (Slika 4.8, spodaj) v veliki meri izdolbla, medtem ko so pri SCC betonu ostala skoraj nedotaknjena. Slika 4.8: Stično območje med cementnim kamnom in agregatnimi zrni pri SCC LN-43 (zgoraj) in pri primerljivem vibriranem betonu LV-43 (spodaj). Mikroskopske in digitalizirane slike (na desni) so rezultat topografske mikroskopske analize po patentu HIROX (2002) Fig. 4.8: Transition zones between bulk cement paste and aggregate of SCC LN-43 (upper) and comparable vibrated concrete LV-43 (bottom). Photomicrographs and digital images (on the right) are the results of topographic microscopical analysis patented by HIROX (2002) Stično območje med cementnim kamnom in agregatnimi zrni je v splošnem »najšibkejši člen« v betonu. Zaradi tega praviloma oslabljenega območja pride do porušitve betona pri relativno majhnih napetostih glede na mehanske karakteristike obeh glavnih komponent (Mehta, Monteiro, 2006). Ker je v primeru SCC zaradi izločitve potrebe po vibriranju sveže mešanice to stično območje očitno manj oslabljeno, so tlačne trdnosti SCC višje od primerljivih vibriranih betonov. Iz rezultatov preiskav tlačne trdnosti drugega sklopa betonskih mešanic, to so aerirane in neaerirane mešanice z v/c razmerjem 0,39, prikazanih na diagramu (Slika 4.9), je lepo razvidna odvisnost tlačne trdnosti betona od deleža zraka v betonu. Pri tem sicer na prvi pogled izstopa aerirana SCC mešanica LA10 s projektiranim 10% deležem zraka. Glede na monotono padajočo zvezo med poroznostjo in tlačno trdnostjo agregata in/ali cementnega kamna (Slika 4.10) bi namreč pričakovali, da bo imela 46 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO LVM LVMA LV-39 LVA 6 LVA 8 EF CA4 TA4 LN-39 LA 4 LA 6 LA 8 LA 10 LA 12 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 Tlačna trdnost, fcc (MPa) Slika 4.9: 28-dnevna tlačna trdnost SCC in vibriranih betonov z v/c razmerjem 0,39 Fig. 4.9: 28-day compressive strength of SCC and vibrated concrete at w/c ratio of 0.39 mešanica LA10 nižjo tlačno trdnost kot mešanica LA8 s projektiranim 8% deležem zraka, in ne obratno, kot je razvidno iz diagrama (Slika 4.9). Razlog za to je sledeč. Pri mešanicah LA je bil primarni cilj vgraditi preizkušance za preiskavo odpornosti površine betona proti zmrzovanju in tajanju, tj. kocke z robom 10 cm. Preostale dele mešanic smo vgradili v kalupe 15x15x15 cm za preiskave tlačne trdnosti betona. Kot je bilo predstavljeno v 3. poglavju, v preglednici (Preglednica 3.4), aerirane SCC mešanice v primeru naknadnega mešanja praviloma močno izgubljajo delež zraka. Stabilnost sistema vnešenih zračnih mehurčkov v mešanico je pri tem odvisen od številnih dejavnikov. Tako so zamešane aerirane SCC mešanice delež zraka izgubljale različno hitro. Po izračunu deleža zraka iz prostorninske mase vgrajenega betona v kalupih 15x15x15 cm se je izkazalo, da so imeli vzorci mešanice LA10 v povprečju manjši delež zraka ( A = (7,0±0,6)%) kot vzorci mešanice LA8 ( A = (7,6±0,5)%) in so zato tudi izkazali višjo tlačno trdnost. Če izrišemo diagram tlačnih trdnosti posameznih preizkušancev glede na njihov dejanski delež zraka, je dobljena zveza monotono padajoča (Slika 4.11). Slika 4.10: Odnos med poroznostjo kamna ali cementnega kamna in njegovo trdnostjo (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 4.10: Porosity-strength relation for aggregates and normally cured cements (Mehta, Monteiro, 2006) i—i H IIh i—i iJH—i ¦s ..............-H..1______ Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 47 ¦ LA 12 LA10 ALA8 O LA6-8 (Tn < 20°C) • LA6 ¦ LA4 + LA (dodatne) D LN-39 (Tn < 20°C) D LV-39 (Tn < 20°C) D LVA6 (Tn < 20°C) D LVA8 (Tn < 20°C) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1011 De le ž zr a ka , A (%) Slika 4.11: Tlačne trdnosti posameznih betonskih preizkušancev v odvisnosti od deleža zraka Fig. 4.11: Compressive strength of concrete samples in relation to their total air content Iz diagrama na sliki (Slika 4.11) je ponovno razvidno, da je mešanica LN-39 dosegla nekoliko nižje tlačne trdnosti kot bi pričakovali glede na izkazano približno linearno naraščanje tlačne trdnosti z manjšanjem deleža zraka v tem območju. Kot že rečeno, ta mešanica je bila zamešana, vgrajena in negovana pri nižjih temperaturah kot preostale mešanice LA. Če bi iz diagrama na sliki (Slika 4.11) napovedali tlačno trdnost tega SCC betona pri A = 2%, bi bil rezultat fcc ~ 72 MPa, kar bi tudi ustrezalo pričakovani tlačni trdnosti betona LN-39, če bi jo morali napovedati iz diagrama na sliki (Slika 4.4). Na tlačno trdnost betona znižanje temperature mokre nege TN očitno deluje neugodno. To potrjujejo tudi vzorci mešanice aeriranega SCC LA6-8, ki so bili negovani pri TN ~ 15°C (Slika 4.11, votli krogci). Le-ti so izkazali tudi do 10% nižjo 28-dnevno tlačno trdnost v primerjavi z vzorci enake SCC mešanice, ki so bili negovani pri TN = (20±2)°C. Če analiziramo še velikost upada tlačne trdnosti betona glede na delež zraka, lahko iz diagrama na sliki (Slika 4.11) ocenimo, da je pri konstantnem v/c razmerju ta upad relativno velik. Za obravnavano SCC mešanico LA znaša približno 2,5 MPa na 1% zraka. Ker aerant oz. vnešeni zračni mehurčki na obdelavnost sveže betonske mešanice sicer učinkujejo podobno kot superplastifikator, bi lahko za doseganje enake obdelavnosti sveže betonske mešanice njeno v/c razmerje tudi manjšali. S tem bi deloma kompenzirali izgubo tlačne trdnosti na račun povečanja deleža vnešenega zraka. Iz slike (Slika 4.5a) je razvidno, da bi teoretično pri nekem aeriranem betonu lahko celo zadržali tlačno trdnost, če bi obenem v/c razmerje znižali za približno 0,1 (npr. iz 0,5 na 0,4). Končno je iz diagrama na sliki (Slika 4.11) tudi razvidno, da je upad tlačne trdnosti vibriranega betona LVA z večanjem deleža zraka precej večji kot v primeru SCC mešanic LA. Znaša namreč približno 3,8 MPa na 1% zraka. Razlog za to je lahko večja gostota matrice cementnega kamna pri SCC mešanicah LA zaradi dodatka apnenčeve moke, ki je v sestavi vibriranih mešanic LVA ni. Pri analizi mikrostrukture teh betonov, ki je natančneje predstavljena v 5. poglavju, pa lahko opazimo tudi pojav močnega kopičenja zračnih mehurčkov pri mešanicah LVA (Slika 4.12, levo), kar bi lahko prav tako imelo neugoden učinek na tlačno trdnost betona. Do tega je prišlo najverjetneje zaradi vibriranja teh 68 66 64 62 60 58 56 54 52 50 48 -fl- [LP M -o 48 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO betonskih mešanic. Pri aeriranih SCC mešanicah z uporabo enakih materialov do tega pojava namreč ni prišlo (Slika 4.12, desno). Vse kaže, da ima vibriranje neugoden učinek tudi na vnašanje zračnih por v beton. Namen slednjega je izboljšanje obstojnostnih karakteristik betona. Slika 4.12: Kontrastirana površina prereza aeriranega vibriranega betona LVA8 (levo) in aeriranega SCC betona LA8 (desno). Sliki sta zajeti z optičnim čitalcem pri 1200 dpi. Širina slike je 3000 µm Fig. 4.12: Contrast enhanced surfaces of a vibrated air-entrained concrete specimen (left) and an air-entrained SCC specimen (right). Images are captured with flatbed scanner at 1200 dpi. Images width is 3000 µm Dobljene relativno visoke tlačne trdnosti obravnavanih SCC in vibriranih betonov sovpadajo tudi z rezultati opravljene ultrazvočne metode. Vse vrednosti vUZ , določene iz meritev časa potovanja ultrazvoka tUZ pri znani razdalji lUZ po enačbi (16), so namreč bile tako za neaerirane kot tudi za aerirane betone krepko višje od 4570 m/s, kar bi naj pomenilo odlično kvaliteto betona (Preglednica 4.3). Najmanjša izmerjena vrednost je znašala vUZ = 4862 m/s (vzorec betona LVA8), največja pa 5263 m/s (vzorec betona LN-39). Vsi rezultati ultrazvočne metode v povezavi s tlačno trdnostjo pripadajočih betonskih vzorcev so podani na diagramu (Slika 4.13). Iz diagrama je razvidna približno linearna zveza med izmerjeno hitrostjo ultrazvoka skozi betonske vzorce in njihovo tlačno trdnostjo, in sicer za vse SCC mešanice, ne glede na tip apnenčeve moke, pri v/c razmerju 0,39. K tej zvezi sovpadajo tudi vse vibrirane mešanice z ali brez apnenčeve moke in z v/c razmerjem 0,39. Mešanice s podobno sestavo, a z višjim v/c razmerjem (LN-44 in LV-45), padejo nekoliko pod izkazano linearno zvezo, kar nakazuje na to, da je za natančno napovedovanje tlačne trdnosti iz meritev z ultrazvokom najverjetneje potrebno poznati v/c razmerje betonske mešanice. Pri tem je verjetno potrebno poznati tudi sestavne materiale betonske mešanice, na kar nakazujejo dobljeni rezultati za beton EF, ki prav tako ne sovpadajo z izkazano zvezo med tlačno trdnostjo betonov z ali brez apnenčeve moke in hitrostjo ultrazvočnih valov skoznje (Slika 4.13). Preglednica 4.3: Ocena kvalitete betona z ultrazvočno metodo Table 4.3: Estimation of concrete quality from ultrasonic method Izmerjena hitrost Pričakovana ultrazvoka (m/s) kvaliteta betona > 4570 odlična 3660-4570 v splošnem dobra 3050-3660 vprašljiva 2130-3050 v splošnem slaba < 2130 zelo slaba Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 49 75 70 65 60 55 50 45 ¦ A . A ¦ *¦ -"¦ A a zF ¦Pi ¦ l> 5*1 ¦.¦' l5 r "T '- ¦ ¦ ¦ IT v\ ¦ ¦ L ¦ LA 12 LA10 ¦ LA8 ¦ LA6-8 ¦ LA6 ¦ LA4 ¦ TA4 ¦ CA4 ¦ LN-39 ¦ LVM LV-39 LVA6 LVA8 A LN-43 LN-44 LV-45 ¦ EF 4800 4900 5000 5100 5200 Hitrost ultrazvoka (m/s) 5300 Slika 4.13: Zveza med tlačno trdnostjo betonskih vzorcev in hitrosti potovanja ultrazvoka skoznje Fig. 4.13: Compressive strength of concrete samples in relation to the velocity of ultrasonic sound through them lUZ I tU (16) 4.4.1 Časovni razvoj tlačne trdnosti SCC z apnenčevo moko Za določitev računskega modela za napovedovanje časovnega razvoja tlačne trdnosti SCC z apnenčevo moko smo izbrali SCC mešanico LN-43. Rezultati meritev tlačne trdnosti LN-43 pri 1, 3, 7 in 28 dnevih, 3 in 6 mesecih ter pri 1 in 2 letih so prikazani na diagramu (Slika 4.14). Diagramu je dodana tudi logaritmična krivulja, ki se po izračunu programa Excel najbolje prilega izkazanemu časovnemu naraščanju tlačne trdnosti. 100 80 60 40 20 A A ¦¦¦'A .... ¦'-&¦ ^it * 1 I 200 400 600 Starost betona (dnevi) 800 fc LN-43 ¦ ¦ ¦ ¦ Logaritmično (Excel): 6,433Ln(x) + 45,156 R2 = 0,948 Slika 4.14: Tlačna trdnost SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri različni starosti betona Fig. 4.14: Compressive strength SCC with limestone powder (LN-43) at different age y 0 0 50 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO 100 80 60 40 20 10 100 Starost betona, log(dnevi) 1000 LN-43 ACI (Mehta) ACI (Le Roy) ACI (Dilger) EC2 (s = 0,38) EC2 (s = 0,25) EC2 (s = 0,20) EC2 (s = 0,17) Excel (log) Slika 4.15: Znani računski modeli za napovedovanje časovnega razvoja tlačne trdnosti betona Fig. 4.15: ACI and EN models for concrete compressive strength evolution Če to logaritmično krivuljo pogledamo še enkrat na logaritemski časovni skali (Slika 4.15, črtkana črta), kjer krivulja dobi obliko premice, lahko opazimo, da v začetnem (1-3 dni) in v končnem (365 dni in več) delu diagrama ne ustreza časovnemu razvoju tlačne trdnosti obravnavanega SCC z apnenčevo moko. Le-ta je na logaritemski časovni skali še vedno rahlo ukrivljen. To pomeni, da potrebujemo ustreznejši računski model za napovedovanje časovnega razvoja tlačne trdnosti SCC z apnenčevo moko. Tako poskusimo z računskim modelom iz Evrokoda 2 (SIST EN 1992-1-1, 2005): fcm(t)=ßcc(t)fcm; ßcc (t) s(1-28t) (17) kjer je fcm(t) povprečna tlačna trdnost betona pri starosti t dni, ßcc(t) je koeficient časovnega razvoja tlačne trdnosti betona, fcm povprečna tlačna trdnost betona pri 28 dneh in s koeficient, ki je odvisen od vrste veziva. In sicer, za hitrovezoče cemente visoke trdnosti (CEM 42,5 R, CEM 52,5 N in CEM 52,5 R) je s = 0,20, za običajno in hitrovezoče cemente (CEM 42,5 N oz. CEM 32,5 R) je s = 0,25, za počasivezoče cemente (CEM 32,5 N) je s = 0,38. Če določimo vse te EC2 krivulje časovnega razvoja tlačne trdnosti betona tako, da 1-letna in 2-letna tlačna trdnost sovpadata z izkazano tlačno trdnostjo obravnavanega SCC z apnenčevo moko (Slika 4.15, svetlo modre krivulje), lahko opazimo, da dodatek relativno velike količine apnenčeve moke (250 kg/m3) nekoliko poviša zgodnje tlačne trdnosti glede na pričakovane po EC2 (SIST EN 1992-1-1, 2005) z uporabo hitrovezočih cementov visoke trdnosti. Tako smo z metodo najmanjših kvadratov ocenili vrednost za s in dobili računski model za časovni razvoj tlačne trdnosti SCC z apnenčevo moko: SCCam 0,17(1-f28 t) fcm ( t )= e fcm (18) X2 Pri tem je statistika Hr iz preizkušanja skladnosti (test^2) računskega modela z dejanskimi rezultati meritev tudi najmanjša (Preglednica 4.4), kar pomeni, da se ta model od vseh preizkušenih najbolj sklada z dejanskim izkazanim časovnim razvojem tlačne trdnosti obravnavanega SCC z apnenčevo moko (LN-43). Preizkusili smo namreč tudi tri ACI računske modele, ki temeljijo na izrazu: fcm( t) f cm a ß't (19) 0 1 ; t Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 51 kjer je a' koeficient, ki je odvisen od vrste veziva, in /?' koeficient, ki je odvisen od pogojev nege. Prvi ACI računski model smo vzeli iz (Mehta, Monteiro, 2006), ki bi naj veljal za visokotrdne betone: fHSC(t)= f cm cm 0,89 + 0,97t (20) Iz diagrama na sliki (Slika 4.15) je razvidno, da ta model uspe dobro napovedati časovni razvoj tlačne trdnosti obravnavanega SCC z apnenčevo moko samo v časovnem obdobju t < 28 dni. Pri večjih starostih betona model ACI (Mehta) podcenjuje izkazano tlačno trdnost SCC LN-43. Kot drugi ACI model smo preizkusili Le-Royev model (Le Roy, et al., 1996, cit. po Saje, 2001): fHPC(t)= f cm cm 1,4 + 0,95t (21) Tudi ta model pri večjih starostih betona podcenjuje tlačno trdnost obravnavanega SCC z apnenčevo moko. Kot zadnji ACI računski model smo preizkusili tudi Dilgerjev model (Dilger, et al., 1997, cit. po Saje, 2001): f cm ( t ) f cm yf a, (22) kjer je yf=28(1-af) in af =1,03- 13v/c razmerja. Za obravnavan SCC LN-43 to pomeni yf = 3,17 in af = 0,89, kar pa je že zelo blizu ACI modela za običajen beton z normalnim portlandskim cementom ASTM vrste I (ACI 209, 1992, cit. po Mehta, Monteiro, 2006): fcm( t) f cm t 4 + 0,85t (23) Dilgerjev model zato, podobno kot EC2 modeli pri s > 0,20, pri starostih betona t<28 dni podceni tlačno trdnost SCC z apnenčevo moko. Preglednica 4.4: Vrednosti statistike Hx pri preizkušanju skladnosti različnih računskih modelov z dejanskimi rezultati meritev tlačne trdnosti obravnavanega SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri različnih starostih Table 4.4: Values of statistic Hf from accordance test (%2 -test) of different models and the results of compressive strength tests on discussed SCC with limestone powder (LN-43) at different age (s EC2 0,38) EC2 (s = 0,25) ACI (Mehta) (s EC2 0,20) Excel (log) EC2 (s = 0,17) H z2 171,1 41,6 23,4 10,7 6,9 2,9 4.5 Natezna trdnost SCC z apnenčevo moko Natezno trdnost betona smo določali na betonskih kockah z robom 15 cm s preiskavo cepilne natezne trdnosti fct ,sp v skladu s SIST EN 12390-6 (2001). Pri tem smo upoštevali izraz za oceno osne natezne trdnosti betona fct iz Evrokoda 2 (SIST EN 1992-1-1, 2005), in sicer: t t t 52 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO fct=0,9f ct ,sp (24) Rezultati izmerjene cepilne in ocenjene osne natezne trdnosti SCC z apnenčevo moko (LN-43) so prikazani v preglednici (Preglednica 4.5). Če izračunamo pričakovano natezno trdnost betona po EC2 (SIST EN 1992-1-1, 2005) pri tlačni trdnosti fck ,cube = fcc = 69,3 MPa, ki smo jo izmerili na vzorcih LN-43 pri starosti t = 28 dni (glej poglavje 4.4), dobimo fctm = 4,3 MPa, kar je približno 20% več, kot je dosegel obravnavan SCC z apnenčevo moko. Do zelo podobnih rezultatov so prišli tudi Parra, Valcuende in Benlloch (2007). Z različnimi količinami dodatka apnenčeve moke so pri SCC mešanicah dobivali v povprečju 18% nižje cepilne natezne trdnosti kot pri običajnih vibriranih betonih z enako tlačno trdnostjo. Glede na to, da EFNARC v (The European Guidelines..., 2005) navaja, da lahko v istem trdnostnem razredu betona pri SCC pričakujemo enako natezno trdnost kot pri vibriranem betonu, bi bilo smiselno preizkusiti tudi SCC betone z drugimi vrstami ali manjšimi količinami mineralnega dodatka. Dinakar, Babu in Santhanam (2007) namreč podajajo rezultate z v povprečju 17% višjo cepilno natezno trdnostjo SCC z elektrofiltrskim pepelom kot pri običajnem vibriranem betonu z enako tlačno trdnostjo. Še več, Georgiadis, Anagnostopoulos in Sideris (2007) navajajo nekoliko višjo cepilno natezno trdnost SCC v primerjavi z vibriranim betonom pri enaki tlačni trdnosti tudi v primeru uporabe apnenčeve moke kot mineralnega dodatka k SCC, a pri približno enkrat manjših količinah (100-140 kg/m3) kot v našem primeru (250 kg/m3). Za doseganje ustreznih SCC lastnosti pri toliko nižji količini dodatnega praškastega materiala je bila dodana večja količina superplastifikatorja in uporabljeno nekoliko višje v/c razmerje. Končno bi bilo smiselno preveriti tudi vplive človeškega faktorja, stanja preizkušanca (RH, T ) in raznih imperfekcij uporabljene opreme za izvajanje preizkusa cepilne natezne trdnosti. V primeru, da ne pride do predvidenega napetostnega stanja v preizkušancu, kot kaže skica (Slika 4.16), je namreč lahko natezna trdnost betona, ocenjena iz meritve tlačne sile Fsp pri cepilni porušitvi preko izraza (25), napačna. V izrazu (25) je hsp višina preizkušanca in lsp dolžina raznosa sile Fsp . Preglednica 4.5: Ocenjena natezna trdnost SCC z apnenčevo moko (LN-43) Table 4.5: Estimated tensile strength of SCC with limestone powder (LN-43) Številka preizkušanca 1 234 5 X V fct ,sp (MPa) fct (MPa) 3,5 3,2 3,6 3,2 3,6 4,2 3,2 3,8 3,9 3,5 3,8 3,4 8% 8% fc ft — -1—|d 2F/jtdl Slika 4.16: Napetostno stanje v betonskem preizkušancu pri cepilnem nateznem preizkusu (Žarnić, et al., 2008) Fig. 4.16: Stress state in concrete specimen at splitting tensile strength (Žarnić, et al., 2008) a Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 53 ct ,sp 2Fsp nhsplsp (25) 4.5.1 Časovni razvoj natezne trdnosti SCC z apnenčevo moko Časovni razvoj natezne trdnosti obravnavanega SCC z apnenčevo moko (LN-43) je prikazan na sliki (Slika 4.17). K diagramu so dodani tudi računski modeli za napovedovanje časovnega razvoja natezne trdnosti betona iz Evrokoda 2 (SIST EN 1992-1-1, 2005): fc(f) = (ßcc(t)f ¦ f« (26) kjer je fctm povprečna natezna trdnost betona, 1 = 1 za t< 28 in 1 = 2/3 za f > 28 . Za EC2 računske modele so izbrane enake vrednosti koeficienta s kot v poglavju 4.4.1 (Slika 4.17, modre krivulje) in dodatna vrednosti s = 0,08 (Slika 4.17, rdeča krivulja), ki se po metodi najmanjših kvadratov najbolje prilega rezultatom preiskave cepilne natezne trdnosti SCC LN-43 prevedenih na osno natezno trdnost fct po izrazu (24). Ta računski model je označen z rdečo barvo, ker dejanski razvoj natezne trdnosti obravnavanega SCC z apnenčevo moko bolj verjetno ustreza računskemu modelu z višjim s , kot npr. 0,17. Zgodnje (1, 3 in 7-dnevne) relativno visoke natezne trdnosti, ki smo jih izmerili s cepilnim nateznim preizkusom na betonskih kockah z robom 15 cm so lahko v veliki meri posledica zaklinjanja zaradi uporabe ravnih jeklenih trakov širine 20 mm, kot kaže skica (Slika 4.16, levo). Pri višjih starostih betona je bil prvi »pok« ob natezni porušitvi betona veliko bolj očiten. Pri le-tem smo sicer odčitali silo Fsp . Da bi se tej nejasnosti izognili, bi bilo potrebno preiskave ponoviti z opremo, ki je predpisana v SIST EN 12390-6 (2001), in sicer v primeru betonskih kock ali prizem namesto ravnih jeklenih trakov ukrivljene jeklene elemente in lesene deščice širine < 20 mm, kot kaže skica (Slika 4.18). Pri tem do zaklinjanja najverjetneje ne bi prišlo. Iz rezultatov na sliki (Slika 4.17) bi sicer lahko sklepali, da z določitvijo prave vrednosti koeficienta s za računski model napovedovanja časovnega razvoja natezne trdnosti SCC z apnenčevo moko lahko vzamemo računski model, ki je predpisan v EC2 (SIST EN 1992-1-1, 2005). 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 A A A LN-43 EC2 (s EC2 (s EC2 (s EC2 (s EC2 (s 10 100 Starost betona, log(dnevi) 1000 0,38) 0,25) 0,20) 0,17) 0,08) Slika 4.17: Časovni razvoj natezne trdnosti obravnavanega SCC z apnenčevo moko (LN-43) Fig. 4.17: Tensile strength evolution of SCC with limestone powder (LN-43) 54 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO Slika 4.18: Ukrivljeni jekleni elementi za obremenitev pri cepilnem preizkusu (SIST EN 12390-6, 2001) Fig. 4.18: Curved loading piece for splitting test (SIST EN 12390-6, 2001) 4.6 Statični modul elastičnosti Statični modul elastičnosti betona smo določali na betonskih prizmah dimenzij 10x10x40 cm po postopku predpisanem v standardu DIN 1048 Teil 5 (1991). Preiskave smo opravili v Konstrukcijsko prometnem laboratoriju Fakultete za gradbeništvo in geodezijo v Ljubljani na servohidravličnem preizkuševalnem stroju Instron (Slika 4.19, levo). Tipični postopek obremenjevanja je prikazan na sliki (Slika 4.20). Deformacije smo merili neposredno na preizkušancu, in sicer preko nalepljenih merilnih lističev, dveh v vzdolžni smeri in dveh v prečni smeri, na nasproti si ležečih stranicah preizkušanca, kot kaže slika (Slika 4.19, desno). Iz rezultatov preiskav smo določali statični modul elastičnosti betona Ec po enačbi (27) in sekantni modul elastičnosti betona Ecm po enačbi (28). Pri tem je ?v povprečna vzdolžna deformacija betonskega preizkušanca, ?c pa napetost pri tlaku. Definiciji Ec in Ecm sta grafično prikazani na sliki (Slika 4.21). Rezultati so navedeni v preglednici (Preglednica 4.6). E 1/3fen,-0,5 MPa ^K = 1/3/Lm)-^vK=0,5 MPa) (27) E 0, 4 fc e(oc = 0,4 fcm) (28) _ Slika 4.19: Preizkuševalni stroj z računalniško krmiljenim obremenjevanjem (levo) in preizkušanec (desno) Fig. 4.19: Testing machine with loading controlled system (left) and concrete specimen (right) Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 55 -700 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0 / \ / / A p A J \ A / \ / \y \y 200 400 600 Čas obremenjevanja (s) 800 Slika 4.20: Tipični postopek obremenjevanja za določanje statičnega modula elastičnosti betona Fig. 4.20: Typical loading procedure for determination of concrete static modulus of elasticity Slika 4.21: Definicija statičnega (levo) in sekantnega (desno) modula elastičnosti betona Fig. 4.21: Definition of static (left) and secant (right) modulus of elasticity of concrete Preglednica 4.6: Statični in sekantni modul elastičnosti SCC z apnenčevo moko (LN-43) Table 4.6: Static and secant modulus of elasticity of SCC with limestone powder (LN-43) Modul elastičnosti SCC Številka preizkušanca 12345 X V Ec (GPa) Ecm (GPa) Ec /Ecm 44,9 45,1 44,2 44,6 43,5 44,5 1% 42,7 42,7 42,0 42,8 42,4 42,5 1% 1,05 1,06 1,05 1,04 1,03 1,05 1% Iz rezultatov v preglednici (Preglednica 4.6) je razvidno, da je raztros rezultatov relativno majhen. Iz razmerja med statičnim in sekantnim modulom elastičnosti lahko opazimo, da za obravnavan SCC statični modul elastičnosti, določen po enačbi (27), ustreza definiciji tangentnega modula elastičnosti po EC2 (SIST EN 1992-1-1, 2005), ki je Ec =1,05Ecm . Če pri izkazani tlačni trdnosti obravnavanega SCC ( fck ,cube = 69,3 MPa) iz EC2 preberemo še pričakovan modul elastičnosti za tak beton ( Ecm = 38,3 GPa), lahko opazimo, da ima obravnavan SCC z apnenčevo moko približno 10% večji modul elastičnosti. Ker je modul elastičnosti močno odvisen tudi od vrste uporabljenega agregata, je iz te primerjave sicer težko sklepati, da je dobljen modul elastičnosti SCC z apnenčevo moko večji od navedenega v EC2 (SIST EN 1992-1-1, 2005) zaradi dodatka apnenčeve moke. Izmerjeni statični 0 56 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO elastični moduli elastičnosti običajnih vibriranih betonov iz enakega agregata ter brez apnenčeve moke, ki smo jih navedli v (Duh, 2003; Bokan-Bosiljkov, et al., 2004a in 2004b), pa z zgornjim niso primerljivi, ker so ti betoni izkazali precej nižjo tlačno trdnost od LN-43. Za primerjavo bi potrebovali vibrirane betonske mešanice iz enakega materiala in z enakimi tlačnimi trdnostmi. Tuji raziskovalci na tem področju (Georgiadis, Anagnostopoulos, Sideris, 2007; Dinakar, Babu, Santhanam, 2007) navajajo tudi izkazane manjše statične module elastičnosti SCC z različnimi vrstami mineralnega dodatka v primerjavi z običajnimi vibriranimi betoni. Kot najverjetnejši razlog za to navajajo nekoliko večji delež paste pri SCC v primerjavi z vibriranim betonom. 4.6.1 Časovni razvoj modula elastičnosti Podobno kot pri razvoju računskega modela za napovedovanje časovnega razvoja tlačne in natezne trdnosti SCC z apnenčevo moko smo tudi za računski model časovnega spreminjanja modula elastičnosti tovrstnih SCC opravili preiskave sovisnosti napetosti in deformacij v betonu pri tlaku še na 1, 3 in 7 dni, 3 in 6 mesecev ter 1 in 2 leti starih vzorcih betona LN-43. Iz dobljenih rezultatov, ki so prikazani na diagramu (Slika 4.25), smo po formulah (27) in (28) določali Ec in Ecm v odvisnosti od starosti betona. Rezultati so podani v preglednicah (Preglednica 4.7)-(Preglednica 4.9). Preglednica 4.7: Statični modul elastičnosti (v GPa) SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri različnih starostih Table 4.7: Static modulus of elasticity (in GPa) of SCC with limestone powder (LN-43) at different age Starost betona (dnevi) Številka preizkušanca 12345 X V 1 3 7 28 100 176 390 727 - 35,1 34,9 34,4 34,5 34,7 1% 41,3 - 41,1 41,2 40,3 41,0 1% 41,3 41,8 42,6 42,7 43,0 42,3 2% 44,9 45,1 44,2 44,6 43,5 44,5 1% 47,0 46,5 - - 46,2 46,6 1% 46,2 44,8 45,6 47,2 - 46,0 2% 47,6 47,2 47,2 46,8 46,7 47,1 1% 47,5 47,8 47,5 47,8 - 47,6 0% Preglednica 4.8: Sekantni modul elastičnosti (v GPa) SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri različnih starostih Table 4.8: Secant modulus of elasticity (in GPa) of SCC with limestone powder (LN-43) at different age Starost betona (dnevi) 1 3 7 28 100 176 390 727 Številka preizkušanca 12 34 5 X - 32,3 31,3 31,9 31,9 39,2 - 40,2 38,5 38,2 40,5 39,7 40,7 40,5 40,7 42,7 42,7 42,0 42,8 42,4 45,4 44,9 - - 45,2 44,4 43,8 43,8 45,7 46,4 46,3 46,8 45,6 45,9 46,1 46,9 45,7 46,0 V 31,9 1% 39,0 2% 40,4 1% 42,5 1% 45,2 1% 44,5 2% 46,2 1% 46,2 1% Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 57 Preglednica 4.9: Razmerje med statičnim in sekantnim modulom elastičnosti SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri različnih starostih Table 4.9: Ratio of static to secant modulus of elasticity of SCC with limestone powder (LN-43) at different age Starost betona (dnevi) Številka preizkušanca 123 4 5 X V 1 3 7 28 100 176 390 727 - 1,09 1,11 1,08 1,08 1,05 - 1,02 1,07 1,06 1.02 1,05 1,05 1,05 1,06 1,05 1,06 1,05 1,04 1,03 1.03 1,03 - - 1,02 1.04 1,02 1,04 1,03 1,03 1,02 1,01 1,03 1,02 1,03 1,02 1,04 1,04 1,09 1% 1,05 2% 1,05 1% 1,05 1% 1,03 1% 1,03 1% 1,02 1% 1,03 1% Iz rezultatov v preglednicah (Preglednica 4.7)-(Preglednica 4.9) je razvidno, da modul elastičnosti SCC z apnenčevo moko s časom nekoliko narašča, medtem ko razmerje med statičnim in sekantnim modulom elastičnosti s starostjo betona v povprečju nekoliko pada. Na diagramu (Slika 4.22) je časovni razvoj Ecm za obravnavan SCC z apnenčevo moko (LN-43) prikazan tudi grafično. K diagramu so dodani trije predlagani računski modeli časovnega spreminjanja modula elastičnosti betona glede na različne vrste veziva. Iz diagrama je razvidno, da lahko tudi za časovno spreminjanje modula elastičnosti SCC z apnenčevo moko uporabimo EC2 model (SIST EN 1992-1-1, 2005) z vrednostjo koeficienta s = 0,25: 0,25(1-^28t) Ecm (t) 0,3 (29) 40 30 ' 20 10 Aj-3^ ^^ *L-&-&¦ u** / LN-43 EC2 (s EC2 (s EC2 (s 0,38) 0,25) 0,20) 1000 1 10 100 Starost betona, log(dnevi) Slika 4.22: Časovni razvoj statičnega modula elastičnosti SCC z apnenčevo moko (LN-43) Fig. 4.22: Evolution of secant modulus of elasticity of SCC with limestone powder (LN-43) 58 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO 4.7 Duktilnost Za projektiranje AB konstrukcij je poznavanje sovisnosti med napetostmi in deformacijami betona zelo pomembno (RILEM..., 2000). Številne preiskave tujih raziskovalcev na tem področju so pokazale, da sta največja dosežena napetost /^ in nadaljnja oblika a-s krivulje (t.i. mehčanje) močno odvisni od geometrije betonskega preizkušanca ter od robnih pogojev preiskave. Kotsovos (1983, cit. po RILEM..., 2000) je pokazal, da ima trenje rb med obremenilno ploščo in betonskim preizkušancem pomemben vpliv na izkazan /^ in duktilnost, kot kaže skica (Slika 4.23, levo). Povečanje zb bi naj vodilo v bolj duktilno obnašanje betonskega preizkušanca. Van Mier (1984, cit. po RILEM..., 2000) je pokazal, da na izkazano mehčanje betonskega preizkušanca pri enoosnem tlaku močno vpliva tudi njegova vitkost. Bolj vitek preizkušanec bo izkazal manj duktilno obnašanje kot manj vitek preizkušanec iz enakega betona (Slika 4.23, desno). Bonfiglioli in Pascale (2000) sta pokazala, da vitkost betonskega preizkušanca vpliva tudi na doseženo fcm. Bolj vitki preizkušanci so pri enoosnem tlaku izkazali manjšo porušno deformacijo s^ in tudi manjšo tlačno trdnost fcm ter deformacijo pri tej napetosti sc1, kot kaže slika (Slika 4.24). Slika 4.23: Vpliv podpiranja (levo) in vitkosti betonskega preizkušanca (desno) na njegovo obnašanje pri enoosnem tlaku (RILEM..., 2000) Fig. 4.23: Effect of boundary restraint (left) and concrete specimen slenderness (right) on the compressive stress-strain behaviour (RILEM..., 2000) Slika 4.24: Odnos med vzdolžno deformacijo in tlačno silo (Bonfiglioli, Pascale, 2000) Fig. 4.24: Longitudinal microstrain vs. total load (Bonfiglioli, Pascale, 2000) Za določanje duktilnosti betona bi torej najprej potrebovali validirano in standardizirano metodo. Ker metoda, s katero so bile v Evrokodu 2 (SIST EN 1992-1-1, 2005) določene mejne deformacije betona ?cu1 in ?c1 v posameznem trdnostnem razredu, ni navedena, je te vrednosti težko primerjati z dobljenimi rezultati lastnih preiskav. Kot že rečeno, lastne preiskave enoosnega tlaka smo opravili na Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 59 prizmah dimenzij 10x10x40 cm, kar je sicer za določitev duktilnosti zelo neugoden primer. RILEM (2000) v svojih zadnjih priporočilih namreč navaja kot maksimalno razmerje med višino in širino betonskega preizkušanca za določanje duktilnosti betona z enoosnim tlakom hpr/bpr = 2, oz. še natančneje priporoča prizme dimenzij 10x10x20 cm ali valje s premerom 10 cm in višino 20 cm. Rezultati lastnih preiskav so prikazani na sliki (Slika 4.25). Iz diagrama na sliki (Slika 4.25) je lepo razvidno, da pri starosti betona 1 dan uporabljene dimenzije preizkušanca 10x10x40 cm (hpr /bpr = 4) še ne predstavljajo problema pri določanju duktilnosti. Še vedno pa iz zgoraj navedenih razlogov (Slika 4.24) pričakujemo nižje vrednosti za fcm, sc1 in scu1, kot so pričakovane za obravnavan SCC (LN-43). Pri višjih starostih betona rezultati enoosne tlačne preiskave potrdijo pričakovane probleme pri ocenjevanju deformacij sc1 in scu1 pri tako vitki geometriji preizkušancev. Iz diagrama na sliki (Slika 4.25) je razvidno, da je v območju napetosti blizu tlačne trdnosti oz. deformacije sA prišlo do predčasne porušitve bodisi zaradi prepoznega ali prepočasnega nižanja tlačne sile s preizkuševalnim strojem ali zaradi uklona preizkušanca, na kar nakazujejo tudi do 50% razlike v izkazanih vzdolžnih deformacijah na nasprotnih stranicah preizkušancev pri porušitvi 8E . Te razlike vzdolžnih 8E in prečnih 6E deformacij pri posameznih preizkušancih so podane v preglednicah (Preglednica 4.10) in (Preglednica 4.11). Za deformacije, prikazane na diagramu (Slika 4.25) so vzeta povprečja med obema vzdolžnima 61 in prečnima 6e deformacijama na posameznem preizkušancu. V preglednici (Preglednica 4.2) so navedene tudi dosežene maksimalne tlačne napetosti pri preizkušancih dimenzij 10x10x40 cm crcmax v primerjavi s tlačno trdnostjo tega betona /„,, določeno na preizkušancih dimenzij 15x15x15 cm. Kot pričakovano, so vitke prizme dosegale nižjo tlačno trdnost kot kocke iz enakega betona (LN-43), in sicer v povprečju 0,91 fcm . 80 70 60 50 40 30 20 10 \ i J J / \ !/ / it/* M// ¦off/f /y" /J w ^T -~-y ^vxy i i 8 ^gt"' ** 1 V / > \ 1 / // ig 1. i / LN-43 (t = 1 dan) LN-43 (t = 3 dni) LN-43 (t = 7 dni) LN-43 (t = 28 dni) LN-43 (t = 3 meseci) LN-43 (t = 6 mesecev) LN-43 (t = 1 leto) LN-43 (t = 2 leti) -1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 Prečna (levo) in vzdolžna (desno) deformacija, ? (‰ ) Slika 4.25: Odnos med napetostmi in deformacijami za SCC z apnenčevo moko (LN-43) pri enoosnem tlaku pri različnih starostih betona Fig. 4.25: Relationship of stress and strain for SCC with limestone powder (LN-43) subjected to uniaxial compression at different age 0 60 MEHANSKE LASTNOSTI SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO Če iz dobljenih rezultatov, pri katerih ni prišlo do predčasne porušitve zaradi vitke geometrije preizkušancev, poskušamo oceniti duktilnost obravnavanega SCC z apnenčevo moko (LN-43), dobimo vrednosti sc1 * 2,2 ‰ in scu1 * 3,1 ‰. Iz diagrama na sliki (Slika 4.25) je tudi razvidno, da s staranjem betona naraščata le tlačna trdnost /^ in statični modul elastičnosti betona Ecm, medtem ko deformacija pri tlačni trdnosti betona sA ostaja približno enaka. Za natančnejšo oceno sA bi bilo potrebno preiskave ponoviti na manj vitkih preizkušancih dimenzij 10x10x20 cm. Ker vemo, da smo z uporabljeno vitko geometrijo preizkušancev na ti. »varni strani«, lahko sklepamo, da je pričakovana deformacija pri tlačni trdnosti SCC z apnenčevo moko večja od 2,2‰, kar ustreza predpisani vrednosti za sc1 v EC2 (SIST EN 1992-1-1, 2005) za pripadajoč trdnostni razred običajnega vibriranega betona C 55/67, ki znaša sc1 = 2,5‰. Kot že rečeno, za oceno nadaljnje oblike krivulje a-s in porušne deformacije scu1 bi bilo potrebno opraviti preiskave še na preizkušancih dimenzij 10x10x20 cm. Pri starosti betona 1 dan sicer porušna deformacija obravnavanega SCC z apnenčevo moko z upoštevanjem vitkosti preizkušancev najverjetneje ustreza predpisani vrednosti za s^ v EC2 (SIST EN 1992-1-1, 2005) za pripadajoč trdnostni razred običajnega vibriranega betona, ki znaša scu1 = 3,5‰. Preglednica 4.10: Razlika med vzdolžnima deformacijama na nasprotnih stranicah posameznega preizkušanca Table 4.10: Difference between longitudinal strains on opposite sides of each specimen Številka preizkušanca Starost betona (dnevi) 1 2 3 4 5 X 1 - 17% 7% 22% 42% 22% 3 5% - 10% 13% 11% 10% 7 5% 0% 2% 6% 5% 4% 28 9% 5% 11% 22% 38% 17% 100 51% 15% - - 9% 25% 176 29% 32% 3% 34% - 25% 390 19% 34% 3% 1% 6% 13% 727 10% 13% 8% 13% - 11% Preglednica 4.11: Razlika med prečnima deformacijama na nasprotnih stranicah posameznega preizkušanca Table 4.11: Difference between transversal strains on opposite sides of each specimen Številka preizkušanca Starost betona (dnevi) 1 2 3 4 5 X 1 - 19% 22% 35% 50% 32% 3 29% - 1% 43% 5% 20% 7 46% 46% 34% 7% 67% 40% 28 21% 17% 24% 18% 28% 22% 100 9% 30% - - 125% 55% 176 32% 9% 35% 3% - 20% 390 14% 19% 10% 14% 12% 14% 727 1% 21% 1% 17% - 10% Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 61 Preglednica 4.12: Razlika med doseženimi maksimalnimi tlačnimi napetostmi pri vitkih prizmah in tlačno trdnostjo betona (LN-43) Table 4.12: Difference between maximum achieved compressive stress for slender prisms and compressive strength of concrete (LN-43) Starost betona (dnevi) 1 3 7 28 100 176 390 727 crcmax (MPa) 33,8 47,6 52,3 61,2 71,3 71,2 75,5 74,6 fcm (MPa) *34,9 53,7 60,4 69,3 78,4 77,8 80,0 85,8 Vc ,max/fcm 0,97 0,89 0,87 0,88 0,91 0,92 0,94 0,87 *vrednost je ocenjena iz računskega modela časovnega razvoja tlačne trdnosti SCC LN-43 (18) Deformacije pri enoosnem tlaku smo merili tudi v prečni smeri zaradi želje po oceni Poissonovega koeficienta SCC z apnenčevo moko, in sicer preko zveze: e( 4,342 (34) — P T P T 100 R L=1tot = a:-----= _ , za R < 4,342 , (35) 400 -N A-400N a kjer je R = P/A in P volumski delež paste (brez zraka) v betonu. SIST EN 480-11 (2005) podaja tudi možnost ocene velikostne porazdelitve zračnih por v strjenem betonu in deleža mikro-por A300, ki predstavlja delež vseh zračnih por s premerom manjšim od 300 µm. Rezultati validirane klasične LMA in avtomatizirane LMAir pri večjem testnem sistemu so za obravnavane betone prikazani na sliki (Slika 5.19). Pri tem smo kumulativno količino odluščenega materiala po 50 ciklih preiskave OSMO odpornosti betona označili z m50. Iz rezultatov na diagramu (Slika 5.19, levo zgoraj) je razvidno, da delež zraka, ki smo ga določili na sveži mešanici bodisi s porozimetrom ali iz prostorninske mase vgrajenega betona pr ne ustreza dejanskemu deležu zraka v strjenem betonu. Razlog za takšno razhajanje je lahko zgolj pričakovana relativno velika napaka omenjenih dveh metod ali dejstvo, da se sistem vnešenih zračnih por tekom vgrajevanja in/ali hidratacije cementa lahko nekoliko spremeni. Iz diagrama na sliki (Slika 5.19, levo zgoraj) je prav tako razvidno, da šele dejanski deleži zraka v strjenem betonu A, določeni z LMA, sovpadajo z izkazano OSMO odpornostjo obravnavanih betonov. In sicer, večji kot je delež zraka, manjše je luščenje površine betona zaradi zmrzovanja in tajanja v prisotnosti soli. Tudi preostali parametri LMA po večini sovpadajo z izkazano OSMO odpornostjo betonov. In sicer, večja specifična površina sistema zračnih _ Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 79 por ? in obenem manjši faktor oddaljenosti L pri betonih LA4 in TA4 pomeni, da je v cementnem kamnu teh betonov več manjših zračnih por kot pri betonu CA4 z manjšim ? in večjim L . To do neke mere potrjuje tudi delež mikropor A300 , ki je pri CA4 mešanici v povprečju manjši kot pri mešanicah LA4 in TA4. 6,0 5,5 5,0 4,5 4,0 3,5 3,0 ^y 1 k 17,0 16,0 15,0 14,0 13,0 12,0 11,0 10,0 0,1 0,2 0,3 m50 (mg/mm2) 0,4 0,600 0,550 0,500 0,450 0,400 ¦ '=1 0,1 0,2 0,3 m50 (mg/mm2) 0,4 E=5 ¦ 0,1 0,2 0,3 m50 (mg/mm2) 0,4 D LA4 (p.gama) D TA4 (p.gama) ? CA4 (p.gama) D EF (p.gama) ¦ LA4 (klasična LMA) ¦ T A4 (klasična LMA) ¦ CA4 (klasična LMA) ¦ EF (klasična LMA) ^ LA4 (LMAir) A TA4 (LMAir) ^ EF (LMAir) 1,2 1,0 0,8 0,6 A \ ¦ A i 0,1 0,2 0,3 m50 (mg/mm2) 0,4 Slika 5.19: Delež zraka določen iz prostorninske mase betona p? in LMA parametri za obravnavane betone Fig. 5.19: Air content obtained from fresh concrete density and LTM parameters for discussed concrete mixes Vse kaže, da bi lahko OSMO odpornost obravnavanih betonov zelo dobro ocenili iz rezultatov opravljene LMA. S tem bi očitno lahko prihranili 3 ali več mesecev dela, ki ga imamo s tipično OSMO preiskavo. Pri tem moramo biti sicer zelo pozorni, da pri LMA štejemo resnično samo zračne pore. V primeru betona EF z dodatkom elektrofiltrskega pepela, katerega delci so prav tako sferičnih oblik (Slika 3.2a), so bili tudi vsi bodisi prerezani in votli ali izdolbljeni delci elektrofiltrskega pepela nehote šteti kot zračne pore. Ker LMA ponuja tudi oceno porazdelitve zračnih por, bi to napako morda lahko preverili na primerjavi porazdelitev zračnih por obravnavanih betonov. Ocenjene porazdelitve s klasično LMA so prikazane na sliki (Slika 5.20). Ker je ta ocena zelo občutljiva na velikost izbranega testnega sistema Ttot , kot je natančneje predstavljeno v poglavju 6.2, so s klasično LMA ocenjene porazdelitvene funkcije velikosti zračnih por (Slika 5.20) premalo natančne. Ob tem prav tako niso monotono naraščajoče, kar kaže na napako v sistemu. Res, z minimalno velikostjo testnega sistema (2400 mm) predpisano v SIST EN 480-11 (2005), ki si jo iz časovnega vidika z ročno izvedbo LMA še lahko privoščimo, imamo za LMA oceno porazdelitve zračnih por, ki je natančno predstavljena v poglavju 6.3.5.1, premalo podatkov. Z razvitim avtomatiziranim sistemom LMAir, ki je predstavljen v poglavju 6.3.4, si lahko privoščimo izbiro precej večje velikosti testnega sistema. Ocenjene porazdelitve zračnih por z LMAir pri Ttot ? 10.000 mm so prikazane na sliki (Slika 5.21). 0 0 0 80 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 --------LA4 --------TA4 --------CA4 --------EF 10 10000 100 1000 Premer zračne pore (µm) Slika 5.20: Ocenjene porazdelitve zračnih por s klasično ročno LMA (Ttot ? 2400 mm) za obravnavane betone Fig. 5.20: Manual LTM estimation of air-void distributions of discussed concrete mixes (Ttot ? 2400 mm) 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 10 10000 100 1000 Premer zračne pore (µm) Slika 5.21: Ocenjene porazdelitve zračnih por z LMAir (Ttot ? 10.000 mm) za obravnavane betone Fig. 5.21: LMAir estimation of air-void distributions of discussed concrete mixes (Ttot ? 10.000 mm) 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 10 10000 100 1000 Premer zračne pore (µm) Slika 5.22: Ocenjene porazdelitve zračnih por z PMAir (celotna površina vzorca) za obravnavane betone Fig. 5.22: PMAir estimation of air-void distributions of discussed concrete mixes (whole specimen surface) Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. 81 Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. Porazdelitvene funkcije so pri tem že monotono naraščajoče, še vedno pa so nekoliko stopničaste. Z razvito planarno metodo, ki je navedena v poglavju 6.3.5 in vgrajena v prototipno aplikacijo PMAir, lahko ocenimo porazdelitev zračnih por v betonu na podlagi podatkov iz celotne površine preizkušanca, tj. na podlagi vseh dvodimenzionalnih sledi zračnih por na obravnavanem prerezu betona in ne le na podlagi tistih, ki jih naključno sekajo linije linijskega testnega sistema v primeru klasične LMA ali avtomatizirane LMAir. Rezultat je temu tudi primeren. Na diagramu (Slika 5.22) so prikazane ocenjene porazdelitve zračnih por z avtomatizirano PMAir. Morda še bolj nazorna razlika med linijsko in planarno analizo je v primeru primerjave gostote verjetnosti velikosti zračnih por v betonu, kot kažeta diagrama na sliki (Slika 5.23). 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 10 100 1000 10 100 1000 Premer zračne pore (µm) Premer zračne pore (µm) Slika 5.23: Ocenjene porazdelitve zračnih por z LMAir (levo) in PMAir (desno) za obravnavane betone Fig. 5.23: LMAir (left) and PMAir (right) estimation of air-void distributions of discussed concrete mixes Iz diagrama na sliki (Slika 5.22) oz. še bolj nazorno iz diagrama na sliki (Slika 5.23) je razvidno, da je pri betonu EF v primerjavi z ostalimi betoni res identificiranih precej več tetiv ali krožnih sledi, ki so v resnici najverjetneje predstavljale bodisi prerezane in votle ali izdolbljene delce elektrofiltrskega pepela, katerega delci so prav tako sferičnih oblik teh velikosti (Slika 3.2a). Rezultate LMA za EF beton smo na diagramih na sliki (Slika 5.19) zato tudi prečrtali. Potrebno bi bilo iz tako dobljene porazdelitve »zračnih por« za beton EF statistično izločiti zrnavostno krivuljo uporabljenega elektrofiltrskega pepela in parametre LMA oceniti še enkrat. Kvalitativno bi to zagotovo pomenilo zmanjšanje parametrov ? in A300 ter povečanje L , kar sovpada z izkazano slabšo OSMO odpornostjo betona EF. Iz diagrama na sliki (Slika 5.18) je ponovno moč opaziti približno kvadratično naraščanje količine odluščenega materiala z večanjem števila ciklov zmrzovanja in tajanja v prisotnosti soli. To pomeni, da bo npr. beton, ki je po 50 ciklih zmrzovanja/tajanja sicer še tik pod predpisano največjo dovoljeno mejno vrednostjo (0,40 mg/mm2), že po naknadnih 25 ciklih zmrzovanja/tajanja to mejno vrednost lahko presegel tudi za 3 do 4-krat. Pri tem bo površina betona že zelo močno poškodovana, kar je lepo razvidno iz fotografirane površine takega betona (Slika 5.24). Gre za obravnavan SCC EF. Iz tega razloga bi bilo smiselno opraviti več kot le predpisanih 25 ali 50 ciklov, da bi lahko bolj verodostojno ocenili OSMO odpornost betona. Iz zgornjih rezultatov je prav tako razvidno, da zgolj izpolnitev zahtev SIST EN 206-1 (2003) glede sestave betona (maksimalno v/c razmerje ter minimalna količina cementa) in najmanjšega deleža zraka v svežem betonu, določenega s porozimetrom ali iz prostorninske mase svežega betona, pri stopnjah --------LA4 --------CA4 EF 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 --------LA4 A ---------TA4 --------EF A \ /A s .'/> r^ 82 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO izpostavljenosti XF2 in XF4 še ne zagotavlja, da bo tak beton res odporen proti zmrzovanju in tajanju v prisotnosti soli. Zato bi veljalo razmisliti o dodatnih kriterijih, in sicer določitev dejanskega deleža zraka A v strjenem betonu z metodo LMA (SIST EN 480-11, 2005) in faktorja oddaljenosti vnešenih zračnih por L , s čimer bi lahko v praksi enostavno in relativno hitro kontrolirali primere neustrezno aeriranega betona, sedaj, ko je avtomatizirana izvedba LMA na voljo. a) b) Slika 5.24: Primer poškodovane površine po standardu SIST 1026 (2004) še OSMO odpornega betona EF: a) po 50 ciklih zmrzovanja/tajanja (0,31 mg/mm2); b) po 75 ciklih zmrzovanja/tajanja (1,38 mg/mm2) Fig. 5.24: Example of deteriorated surface of concrete EF, which is still considered as resistant to frost scaling by SIST 1026 (2004) definition: a) after 50 frost cycles (0.31 mg/mm2); b) after 75 frost cycles (1.38 mg/mm2) 5.2.2.5 Vpliv stopnje aeriranosti na OSMO odpornost SCC z apnenčevo moko AM-L Za oceno vpliva stopnje aeriranosti na OSMO odpornost SCC z apnenčevo moko smo opravili parametrično študijo, kjer je bil parameter delež zraka v sveži betonski mešanici, in sicer od 2% (neaerirana SCC mešanica LN) do 12% (aerirane SCC mešanice LA) s korakom 2%. Projektiranje SCC mešanic LA je predstavljeno v poglavju 3.2. Njihove sestave in lastnosti v svežem stanju so podane v preglednici (Preglednica 4.2), mehanske lastnosti v strjenem stanju pa na diagramih (Slika 4.9) in (Slika 4.11). Rezultati preiskave OSMO odpornosti teh betonov so prikazani na diagramu (Slika 5.25). Tokrat je z eno zvezdico označena betonska mešanica, ki je bila zamešana in vgrajen pri TB ~ 15°C in negovana v vodi pri TN ~ 15°C (LN-39). Z dvema zvezdicama je označena betonska mešanica izdelana pri kontroliranih pogojih TB = (20±2)°C in TN = (20±2)°C (LN-43), preostale mešanice so bile izdelane pri nekontrolirani temperaturi od 19°C do 26°C (te vrednosti smo ocenili na podlagi meritev temperature v laboratoriju v prihodnjem letu ob istem času in pri čimbolj enakih pogojih). Iz diagrama na sliki (Slika 5.25) je razvidno, da delež vnešenega zraka v beton na njegovo OSMO odpornost ne vpliva v tako veliki meri kot vrsta mineralnega dodatka (Slika 5.18) ali temperatura sveže betonske mešanice TB in temperatura nege TN, kot je predstavljeno v poglavju 5.2.2.3 na diagramu (Slika 5.16). Če pogledamo rezultate OSMO preiskave za posamezne preizkušance obravnavanih betonov (Slika 5.26), je iz relativno velike razpršenosti rezultatov celo težko trditi, da delež vnešenega zraka v nekem območju (od 4-8%) statistično značilno sploh vpliva na OSMO odpornost aeriranega SCC z apnenčevo moko. Opazno večjo OSMO odpornost je dosegel le aeriran SCC LA10 s celotnim deležem zraka (10±1)%. SCC LA12, pri katerem bi zaradi največjega deleža zraka pričakovali tudi največjo OSMO odpornost, je izkazal približno enako OSMO odpornost kot sorodni SCC betoni LA8, LA6 in LA4 s celotnimi deleži zraka (8±1)%, (6±1)% oz. (4±1)%. To bi Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 83 lahko bila posledica neugodnega učinka rahle predozacije aeranta, na katero opozarjajo nekateri avtorji (Muravljov, 2000). Tudi za SCC LA8 bi načeloma pričakovali večjo razliko v OSMO odpornosti v primerjavi s sorodnima LA6 in LA4 kot kažejo rezultati na diagramih (Slika 5.25) in (Slika 5.26). Razlog za to bi lahko bil neugoden učinek bodisi naknadnega dodajanja majhne količine aeranta po že zamešani mešanici betona za doseganje želenega deleža zraka (Preglednica 4.2) ali posledično večje starosti sveže betonske mešanice v času vgrajevanja. SCC mešanica LA8 je namreč v primerjavi z ostalimi mešanicami v času vgrajevanja imela opazno manjši razlez s posedom dscc in nekoliko večji čas razlezanja T500 (Preglednica 4.2), ki sta bila že na meji zahtevanih samozgoščevalnih lastnosti za SCC (Preglednica 2.1). Na morebitni neugoden učinek naknadnega dodajanja aeranta k že zamešani betonski mešanici nakazuje tudi nekoliko slabša OSMO odpornost SCC LA6 v primerjavi z SCC LA4. 1,10 1,00 0,90 0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 10 20 30 40 50 60 70 Število ciklov 90 100 110 Slika 5.25: OSMO odpornost SCC z apnenčevo moko AM-L in z različnim deležem zraka Fig. 5.25: Frost scaling of SCC with limestone powder AM-L at different total air content 0,50 0,45 0,40 0,35 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 10 20 30 40 50 60 Število ciklov 70 80 90 100 Slika 5.26: OSMO odpornost SCC z apnenčevo moko AM-L in z različnim deležem zraka (posamezno) Fig. 5.26: Frost scaling of SCC with limestone powder AM-L at different total air content (all specimens) 0 0 84 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO Pri mešanici LA6 je verjetno zaradi naknadnega dodajanja aeranta prišlo do rahle segregacije, na kar nakazuje velik razlez s posedom dscc in hitro razlezanje T500 pri relativno počasnem iztekanju iz V-lijaka tizt (Preglednica 4.2). Rezultati OSMO odpornosti posameznih vzorcev te mešanice (LA6) so bili prav tako najbolj razpršeni (Slika 5.26). Da bi preverili zgornji opazki neugodnega vpliva predozacije aeranta (LA12) ali naknadnega dodajanja aeranta k že zamešani mešanici (LA8, LA6) na OSMO odpornost takšnega betona, opravimo LMA tudi za te betone, kar je predstavljeno v nadaljevanju. Če se za trenutek vrnemo še k diagramu (Slika 5.25), lahko ponovno opazimo, da se je učinek aeriranja (sicer skoraj neodvisno od stopnje aeriranja) na OSMO odpornost betona videl šele po določenem času (po 70 ciklih zmrzovanja in tajanja), kot je bilo že razloženo v prejšnjih podpoglavjih tega poglavja. 13,0 9,0 7,0 5,0 3,0 -O- -X- \ N K A- \ \ \ 16,0 15,0 14,0 13,0 12,0 11,0 \ A \ \ \ \ ^ \ \ A \ \ 0,00 0,05 0,10 0,15 m70 (mg/mm2) 0,20 0,00 0,05 0,10 0,15 m70 (mg/mm2) 0,20 0,600 0,500 0,400 0,300 0,200 / / ^ / / 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 "V _A_ \ \ ¦V- ? LA4 (p.gama) ? LA6 (p.gama) ? LA8 (p.gama) D LA10 (p.gama) D LA12 (p.gama) ¦ LA4 (klasična LMA) ¦ LA6 (klasična LMA) ¦ LA8 (klasična LMA) ¦ LA10 (klasična LMA) ¦ LA12 (klasična LMA) A LA4 (LMAir) A LA6 (LMAir) A LA8 (LMAir) A LA10 (LMAir) A LA1 2 (LMAir) 0,00 0,05 0,10 0,15 m70 (mg/mm2) 0,20 0,00 0,05 0,10 0,15 m70 (mg/mm2) 0,20 Slika 5.27: LMA parametri za obravnavane betone v povezavi s količino odluščenega materiala po 70 ciklih Fig. 5.27: LTM parameters for discussed concrete mixes in relation to scaled material after 70 frost cycles Rezultati LMA za obravnavane betone v tem podpoglavju v povezavi z OSMO odpornostjo betona so prikazani na diagramih na sliki (Slika 5.27). Iz diagramov je razvidna približna zveza med LMA parametri in dejansko količino odluščenega materiala po 70 ciklih zmrzovanja in tajanja v prisotnosti soli m70 (Slika 5.27, zelena črtkana črta). In sicer, večji kot so delež zraka v strjenem betonu A , delež mikropor A300 in specifična površina sistema zračnih por ? (kar pomeni veliko število majhnih zračnih por) večja je OSMO odpornost betona, ter, manjša kot je povprečna medsebojna oddaljenost med zračnimi porami L večja je OSMO odpornost betona. Kaže tudi, da je parameter ? izmed vseh LMA parametrov najboljši pokazatelj OSMO odpornosti betona. Pokaže tudi opažen neugoden učinek predozacije aeranta ali prevelikega deleža zraka v betonski mešanici (LA12) na njeno OSMO odpornost. Iz diagramov na sliki (Slika 5.27) je namreč lepo razvidno, da je sistem vnešenih zračnih por pri mešanici LA12 manj ugoden, saj je specifična površina zračnih por ? relativno nizka pri sicer Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 85 ustrezno nizkem faktorju oddaljenosti L . Parameter ? prav tako identificira manj ustrezno obliko sistema zračnih por pri betonu LA8, ki je prav tako izkazal nekoliko nižjo OSMO odpornost kot bi za približno 8% skupni delež zraka pri tej mešanici lahko pričakovali. Iz diagramov na sliki (Slika 5.27) je namreč lepo razvidno, da je kljub skoraj enakemu deležu zraka kot pri betonu LA10 specifična površina zračnih por v betonu LA8 precej nižja kot pri betonu LA10. Kaže, da bi lahko bil parameter ? morda boljši kriterij kot L in/ali A za oceno OSMO odpornosti betona. Med izvajanjem mikroskopske analize LMA smo pri nekaterih vzorcih opazili nekoliko manj zračnih por ob robovih vzorcev kot v njihovi sredici. Slednje nas je opozorilo na dejstvo, da vnešene zračne pore morda niso enakomerno porazdeljene po celotnem volumnu betonskega vzorca. LMA parametri se namreč ocenjujejo po zakonih stereologije, natančneje predstavljenih v 6. poglavju, iz enega samega prereza skozi betonski vzorec. Po navodilih standarda SIST EN 480-11 (2005) smo vedno analizirali prerez v sredici betonskega preizkušanca, kot kaže slika (Slika 5.28). Ker se pri preiskavi OSMO odpornosti betona preiskuje površina betona in ne njegova sredica, smo se zaradi zgornje opazke odločili, da preverimo sistem zračnih por tudi na prerezu tik pod preiskovano površino betonskih vzorcev. Po izvedenem kontrastiranju preiskovane površine betonskih vzorcev, ki je potrebno za avtomatizirano izvedbo LMA (glej poglavje 6.3.1), je bila razlika v količini zračnih por na prerezu ob preiskovani površini in na prerezu v sredici vzorca pri nekaterih betonih vidna že s prostim očesom, kot kaže primer na sliki (Slika 5.29). Slika 5.28: Približne dimenzije vzorca izrezanega iz betonskega preizkušanca (SIST EN 480-11, 2005) Fig. 5.28: Production of specimen from concrete sample, approximate dimensions (SIST EN 480-11, 2005) Slika 5.29: Prerez betonskega vzorca LA8 v sredici (levo) in ob preiskovani površini (desno) Fig. 5.29: Middle section (left) and a section near the test surface (right) of a LA8 sample 86 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO Rezultati ponovno izvedene LMA na prerezih tik pod površino, na kateri je potekala OSMO preiskava, so prikazani na diagramih na sliki (Slika 5.30). Rezultati se sicer skladajo z opazko manjšega števila zračnih por ob površinah betonskih vzorcev, kar pomeni nekoliko manjše A, A300 in ? ter večji L . A ker to velja za skoraj vse obravnavane betonske vzorce, so zveze med LMA parametri in količino odluščenega materiala, prikazane na sliki (Slika 5.30), približno enake tistim, ki smo jih ocenili iz prerezov v sredini betonskih vzorcev (Slika 5.27). 13.0 11.0 9.0 7.0 5.0 3.0 ^ \ \ -^ ;, 1. i 0.00 0.05 V- 0.10 0.15 (mg/mm2) 15.0 14.0 13.0 12.0 11.0 \0 "v^ 10.0 v. *ÜT A 0.20 0.00 0.05 0.10 0.15 (mg/mm2) 0.20 0.600 0.500 0.400 0.300 0.200 0 / / H/ 6 n / ^8 5 / i ' 2.5 2.0 1.5 1.0 ^ ^ K A Q_ —A^ A V o ¦ ? LA4 (p.gama) ? LA6 (p.gama) ? LA8 (p.gama) ? LA10 (p.gama) D LA12 (p.gama) ¦ LA4 (klasična LMA) ¦ LA6 (klasična LMA) ¦ LA8 (klasična LMA) ¦ LA10 (klasična LMA) ¦ LA1 2 (klasična LMA) A LA4 (LMAir) A LA6 (LMAir) A LA8 (LMAir) A LA10 (LMAir) A LA12 (LMAir) O LA4 (PMAir) O LA8 (PMAir) O LA10 (PMAir) O LA1 2 (PMAir) 0.00 0.05 0.10 0.15 m70 (mg/mm2) 0.20 0.00 0.05 0.10 0.15 m70 (mg/mm2) 0.20 Slika 5.30: LMA parametri za prereze ob OSMO površini v povezavi s količino odluščenega materiala Fig. 5.30: LTM parameters for sections near test surface in relation to scaled material after 70 frost cycles Na sliki (Slika 5.31) so prikazane tudi porazdelitve zračnih por v obravnavanih betonih določene z avtomatiziranim sistemom PMAir. Le-te tokrat ne pokažejo kakšno nenavadno odstopanje pri betonih LA12, LA8 in LA6, ki so izkazali nekoliko nižje OSMO odpornosti kot bi bilo glede na mešanici LA4 in LA10 za pričakovati. Iz tega lahko sklepamo, da OSMO odpornost betona ni odvisna samo od strukture sistema zračnih por v strjenem betonu. V nadaljevanju bomo pokazali, da je OSMO odpornost betona tudi v primeru ustreznega aeriranja še vedno v tesni zvezi s poroznostjo cementnega kamna, katero pa s klasično LMA ni moč identificirati. Končno je potrebno še navesti, da so vsi aerirani SCC z apnenčevo moko, obravnavani v tem poglavju, izkazali visoko OSMO odpornost kljub relativno visokim faktorjem oddaljenosti L (250-500 µm). Za običajne betone je namreč splošno priporočeno, da faktor oddaljenosti za ustrezno OSMO odpornost betona ne bi smel preseči mejo 200 ali 250 µm (Pleau, Pigeon, Laurencot, 2001). Razlog za takšno razhajanje bi lahko bil v močno izboljšani matrici cementnega kamna pri SCC v primerjavi z običajnimi betoni, zaradi katere SCC tudi pri višjih L (tudi do 500 µm) lahko izkaže visoko OSMO odpornost. Enake smernice najdemo tudi v PCA poročilu (Pinto, Hover, 2001), kjer so za visokotrdne Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. 87 Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. betone pri v/c razmerjih nižjih od 0,35 za ustrezno OSMO odpornost prav tako dovoljeni faktorji oddaljenosti do 550 µm. To tudi ponovno dokazuje, da samo na podlagi opravljene analize LMA (SIST EN 480-11, 2005) ni moč sklepati na OSMO odpornost betona. Pri tem je potrebno navesti še dejstvo, da je v SIST EN 480-11 (2005) zelo nejasno definirana spodnja meja velikosti odprtin v cementnem kamnu, ki bi še naj predstavljale vnešene zračne pore in ki jih je potrebno šteti v račun LMA parametrov. Pri tako definirani metodi lahko z upoštevanjem odprtinic manjših od 10 µm, ki bi naj že predstavljale kapilarne pore (St John, Poole, Sims, 1998), dobimo zelo majhne faktorje oddaljenosti L (tudi manjše od 100 µm), kar je tudi velikokrat razvidno iz rezultatov tujih avtorjev na tem področju. Problem je v tem, da s tem štejemo odprtinice v matrici betona, ki v primeru izpostavljenosti vlagi najverjetneje vsebujejo vodo in ne predstavljajo več območij, kamor bi se lahko voda v času zmrzovanja širila. Tako določen majhen L (in posledično visok ?) zato še ne pomeni, da bo beton res OSMO odporen. 12.0 10.0 8.0 6.0 4.0 2.0 0.0 10 100 1000 10000 10 100 1000 Premer zračne pore (µm) Premer zračne pore (µm) Slika 5.31: Porazdelitve zračnih por za obravnavane betone ocenjene z avtomatizirano PMAir Fig. 5.31: PMAir estimation of air-void distribution of discussed concrete mixes 5.2.2.6 Vpliv temperature in trajanja mokre nege SCC z apnenčevo moko na njegovo OSMO odpornost Za določitev vpliva režima nege betona na njegovo OSMO odpornost smo izbrali aerirano SCC mešanico LA8. Njena sestava in lastnosti v svežem stanju so podane v preglednici (Preglednica 4.2). Režim nege pri prvi seriji betonskih vzorcev (oranžno-rdeče oznake) mešanice LA8 je bil sledeč. Mešanica je bila zamešana in vgrajena pri temperaturi T ~ 15°C. Nato so vzorci odležavali 1 dan v kalupih pri RH s 100% in T ~ 15°C. Vzorce smo nato vzeli iz kalupov in pri treh naključno izbranih nadaljevali z mokro nego, pri temperaturi vode TN ~ 15°C, 28 dni, pri treh naključno izbranih vzorcih 7 dni, pri treh 3 dni, preostale 3 vzorce pa smo dali takoj v komoro na zrak s kontrolirano temperaturo T = (20±2)°C in vlago RH = (75±5)%, kamor so po hladni mokri negi (TN ~ 15°C) bili dani tudi preostali vzorci. Režim pri drugi seriji vzorcev (rumeno-zelene oznake) mešanice LA8 je bil enak kot pri prvi seriji z razliko temperature v času mešanja, vgrajevanja in odležavanja prvi dan T = (20±2)°C in temperature mokre nege TN = (20±2)°C. Rezultati preiskave OSMO odpornosti obravnavanih betonskih vzorcev so prikazani na diagramu (Slika 5.32). Iz diagrama je lepo razvidno, kako velik vpliv imata temperatura in trajanje mokre nege na OSMO odpornost betona. Če najprej analiziramo vpliv temperature, lahko opazimo, da so betonski vzorci, ki so bili največ časa na relativno nizki temperaturi T in TN ~ 15°C (LA8/28d, 15°C), četudi vseh 28 dni v mokri negi, izkazali najnižjo OSMO odpornost. Nekoliko večjo OSMO odpornost so izkazali betonski vzorci (LA8/7d, 15°C), ki so zadnjih 21 dni odležavali, sicer na zraku, v komori pri 0.14 0.12 0.10 0.08 0.06 0.04 0.02 --------LA4 --------LA8 ----LA10 LA12 11 \\ |\LL . ./'..... 88 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO višji temperaturi T = (20±2)°C in RH = (75±5)%. Še nekoliko večjo OSMO odpornost so izkazali betonski vzorci (LA8/3d, 15°C), ki so v toplejši komori odležavali 25 dni. V prvih 75 ciklih zmrzovanja in tajanja v prisotnosti soli pa so skoraj največjo OSMO odpornost izkazali vzorci (LA8/1d, 15°C), ki sploh niso bili deležni hladne mokre nege (TN ? 15°C), ampak so takoj po vgraditvi in odležavanju 1 dan v kalupih pri T ? 15°C bili dani v toplejšo komoro z relativno visoko vlago. Nekje v območju 100 ciklov zmrzovanja/tajanja so se ti vzorci pričeli luščiti zelo intenzivno in po približno 130 ciklih zmrzovanja/tajanja presegli količino luščenja preostalih betonskih vzorcev, ki so bili negovani v hladni vodi 3, 7 ali 28 dni. Kaže, da je bila matrica cementnega kamna pod očitno kvalitetnim površinskih slojem, ki se je slej kot prej odluščil, zaradi odsotnosti četudi hladne mokre nege manj kvalitetna kot pri betonih LA8/3d, 7d, 28d 15°C. DLA8 (28d, 15°C) —O—LA8 (7d, 15°C) —a LA8 (3d, 15°C) LA8 (1d, 15°C) LA8 (1d, 20°C) LA8 (3d, 20°C) —I—LA8 (7d, 20°C) —I—LA8 (28d, 20°C) 0 25 50 75 100 125 150 175 Št ev ilo ciklo v Slika 5.32: OSMO odpornost aeriranega SCC z apnenčevo moko (LA8) v odvisnosti od režima nege Fig. 5.32: Frost scaling of aerated SCC with limestone powder (LA8) at different curing regimes Rezultati na diagramu (Slika 5.32) prav tako nakazujejo, kako velik vpliv ima na OSMO odpornost ustrezna temperatura v času mešanja in vgrajevanja betonske mešanice T ter temperatura nadaljnje mokre nege TN . Betonski vzorci druge serije pri kontrolirani T in TN = (20±2)°C so pri vsaj 3 dnevni mokri negi izkazali znatno večjo OSMO odpornost kot vzorci prve serije pri T in TN ? 15°C. Slednji so imeli tudi nekoliko slabše mehanske lastnosti, kot je predstavljeno v poglavju 4.4 na diagramu (Slika 4.11). Iz rezultatov druge serije vzorcev na diagramu (Slika 5.32, rumeno-zelene krivulje) je prav tako očitna tudi pomembnost mokre nege v prvih dneh pri SCC z apnenčevo moko, ki pospeši hidratacijo cementa. Betonski vzorci, ki niso bili deležni mokre nege (LA8/1d, 20°C) so izkazali celo najmanjšo OSMO odpornost od vseh obravnavanih betonov v tem poglavju. Sicer podaljšana mokra nega na 7 ali 28 dni ni bistveno izboljšala OSMO odpornosti obravnavanega SCC z apnenčevo moko. Kar se tiče OSMO odpornosti, bi lahko rekli, da za SCC z apnenčevo moko zadošča mokra nega betona prvih nekaj dni. Pri tem pa je zelo pomembno, da se s temperaturo v času mešanja in betoniranja ter s temperaturo mokre nege čim bolj približamo 20°C. Na zadnji seriji betonskih vzorcev (rumeno-zelene oznake) smo opravili tudi preizkus vodovpojnosti betona s kapilarnim srkom. Postopek preiskave je natančno opisan v (Mehle, 2004). Za preiskavo smo izdelali dodatne 4 serije 4 betonih vzorcev, ki so bili izpostavljeni enakemu režimu nege kot betonski 1,00 0,80 0,60 0,40 0,20 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 89 vzorci, na katerih smo opravili preiskavo OSMO odpornosti. Rezultati preiskave vodovpojnosti s kapilarnim srkom so prikazani na diagramu (Slika 5.33). Iz diagrama je razvidno, da betonski vzorci (LA8/1d, 20°C) brez mokre nege približno 2-krat hitreje vpijajo vodo s kapilarnim srkom kot preostali vzorci, ki so bili negovani v vodi 3, 7 ali 28 dni. Pri tem opazimo tudi bistveno razliko v načinu vpijanja vode. Medtem ko v vodi negovani vzorci (Slika 5.34, desne tri kolone) vpijajo vodo predvsem v površinskem sloju, vzorci brez mokre nege vpijajo vodo v notranjost (Slika 5.34, leva kolona), kar je za OSMO odpornost betona zagotovo slabše. Temu ustrezni so tudi rezultati opravljene preiskave OSMO odpornosti, prikazani na (Slika 5.32). Opazka iz poglavja 5.2.2.2 je potrjena. Bolj vodovpojen beton je manj OSMO odporen kot beton, ki nudi večji odpor proti vpijanju vode s kapilarnim srkom. 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 Čas (dnevi0,5) Slika 5.33: Vodovpojnost aeriranega SCC z apnenčevo moko (LA8) v odvisnosti od režima nege Fig. 5.33: Water absorption of aerated SCC with limestone powder (LA8) at different curing regimes Slika 5.34: Rezultati testa vodovpojnosti betona s kapilarnim srkom po nekaj dneh Fig. 5.34: Results of concrete water absorption test after few days Če zaključimo, OSMO odpornost betona bi najverjetneje lahko ocenili, če bi ob opravljeni linijski mikroskopski analizi (SIST EN 480-11, 2005) opravili še test vodovpojnosti betona. Obe preiskavi sta precej hitrejši kot dejanski preizkus OSMO odpornosti betona, kar bi lahko predstavljalo pomemben korak naprej pri gradnji AB konstrukcij izpostavljenih zmrzali in talilnim solem. r; u f r G rP p D 1 ¦ ,** *&* P~ ¦ LA8 (1d, 20°C) ¦ LA8 (3d, 20°C) ALA8 (7d, 20°C) • LA8 (28d, 20°C) 90 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO 5.2.2.7 Razvoj novih parametrov metode LMA Kot že navedeno, je k rezultatom metode LMA potrebno pristopiti previdno. To dokazuje tudi dejstvo, da obstoječi parametri metode SIST EN 480-11 (2005) ne identificirajo morebitnih zgostitev vnešenih zračnih por, ki na OSMO odpornost betona delujejo neugodno. V primeru aeriranega vibriranega betona LVA8, kjer je do takšnih zgostitev vnešenih zračnih por prišlo v veliki meri (Slika 4.12, levo), so bili rezultati LMA namreč še vedno ugodni ( A = 8,6%, ? = 19,4 mm-1 in L = 0,196 mm), medtem ko je bil beton po kriterijih SIST 1026 (2004) OSMO neodporen (Slika 5.10, rumena krivulja). Na ta problem opozarjata tudi Zalocha in Kasperkiewicz (2005). Iz tega razloga smo v sklopu aplikacije PMAir razvili nov parameter, s katerim si lahko pomagamo pri oceni enakomernosti porazdelitve zračnih por po matrici betona, kot je predstavljeno v poglavju 6.3.5.2. Gre za izris frekvence krožnih sledi zračnih por na preiskovanem prerezu obravnavanega betonskega vzorca. Rezultati za beton LVA8 so prikazani na sliki (Slika 5.35). Iz diagramov je razvidno, da tako v vodoravni (X-smer) kot v navpični smeri (Y-smer) obravnavanega prereza obstajajo območja z veliko večjim številom zračnih por kot drugje. To nakazuje na neenakomerno porazdelitev zračnih por v betonu LVA8. Še bolj nazoren prikaz bi lahko dosegli s tridimenzionalnim izrisom frekvence krožnih sledi zračnih por na preiskovanem prerezu betonskega vzorca, tj. z diagramom f (X,Y) in ne ločeno f (X) in f (Y) , kot je prikazano na sliki (Slika 5.35). Histogram of air-voids profiles positions - X Histogram of air-voids profiles positions - Y 0 20 40 60 80 100 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 Position of the profiles centers on the X-axis [mm] Position of the profiles centers on the Y-axis [mm] Slika 5.35: Frekvenca krožnih sledi zračnih por na preiskovanem prerezu obravnavanega vzorca (LVA8) Fig. 5.35: Air-voids profiles frequency on the test section of the investigated concrete sample (LVA8) Pri iskanju novega parametra, ki bi lahko glede na fizikalno naravo zmrzovanja vode v betonu opisal sistem zračnih por še bolje kot obstoječi LMA parametri, smo prišli do zanimivega rezultata. Pri študiji definicije parametra ?, ki je kvocient skupne površine vseh zračnih por v betonu Psist in njihove skupne prostornine Vsist (Slika 5.36, levo), smo pomislili na fizikalno prav tako smiseln parameter, ki bi nam za razliko od ? povedal kolikšna je skupna površina vseh zračnih por v betonu Psist glede na prostornino hidratizirane cementne paste brez zraka VP (Slika 5.36, desno). Ali z drugimi besedami, kolikšna skupna površina vseh območij sprostitev Psist je na voljo z vodo zasičeni matrici betona VP v primeru zmrzovanja. Nov parameter smo označili z ?* : P ?* = sist . (36) Predlagan parameter ?* že v osnovi spominja na Powersov faktor oddaljenosti L , saj prav tako ob upoštevanju specifične površine sistema zračnih por ? zajame tudi delež paste P in posredno tudi Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 91 delež zraka A v betonu. Če želimo zapisati formulo za določitev predlaganega ?* iz rezultatov linijske analize, moramo najprej izraziti skupno površino sistema zračnih por Psist . Pomagamo si z izrazom (33), in sicer: Psist T Vsist T 100 Vsist Ta Če v zgornjem izrazu upoštevamo še formulo (32), dobimo: (37) Psis 4N A 4NT ?100 4N Ta 100 Ta 100Ttot Ttot (38) Zgornji izraz vstavimo v izraz (36) in dobimo: «* Psist 4N TtotVP 4N 400N 1 T ?P/100 T ?P L (39) Če dobljen izraz primerjamo s formulo (35), lahko opazimo, da predlagan parameter ?* dejansko predstavlja inverzno vrednost faktorja oddaljenosti L . Kot kaže, nismo našli novega parametra, ki bi lahko učinkovitost sistema zračnih por v betonu opisal bolje, temveč fizikalno razlago Powersovega faktorja oddaljenosti, ki je tudi precej lažje razumljiva ali celo bolj verjetna kot tista, ki je zapisana v SIST EN 480-11 (2005) ali v tuji literaturi, kot je prikazano na sliki (Slika 6.39). Iskanje maksimalne razdalje od poljubne točke v pasti betona do obodov zračnih por je namreč t.i. »ill-defined« vrednost, saj je lahko le-ta v neki smeri neskončna ali v praksi omejena z dimenzijami betonskega elementa (Snyder, Natesaiyer, Hover, 2001). Snyder, Natesaiyer in Hover (2001) končno prav tako navajajo, da v nasprotju s splošno razširjeno razlago Powersov faktor L ne ocenjuje medsebojne razdalje zračnih por v betonu, niti maksimalne razdalje od poljubne točke v pasti betona do obodov zračnih por, temveč ocenjuje delež »zaščitene« paste v okolici zračnih por. O SV ^S V, O P % a ^Pi Slika 5.36: Definicija LMA parametra ? (levo) in novega parametra ?* (desno) Fig. 5.36: Definition of the LTM parameter ? (left) and the new proposed parameter ?* (right) Glede na našo izpeljavo (36)-(39) Powersov faktor torej pove, kolikšna skupna površina vseh območij možnih sprostitev Psist je na voljo z vodo zasičeni matrici betona VP v primeru zmrzovanja. Če ob tem pogledamo še druge predlagane koncepte določanja medsebojne razdalje zračnih por v betonu, navedene v (Snyder, Natesaiyer, Hover, 2001), lahko opazimo bistveno poenostavitev, ki pa za vse vrste betonov ne vzdrži. Vsi koncepti namreč privzamejo, da je pasta betona vedno enaka. Na tem mestu pa se novodobni visokotrdni in/ali samozgoščevalni betoni od običajnih betonov močno V P V P 92 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO razlikujejo. Zaradi posledično nižje poroznosti cementnega kamna le-ti niso tako izpostavljeni vdoru vode v matrico betona kot običajni vibrirani betoni z višjimi v/c razmerji, četudi imajo morda večjo količino paste. Zato tudi relativno slaba korelacija Powersovega faktorja oddaljenosti L in izkazane OSMO odpornosti betona, predstavljena v prejšnjih poglavjih in tudi v tuji literaturi. Končno bi bilo smiselno razmisliti o posodobitvi Powersovega faktorja oddaljenosti, ki bi zajel tudi kvaliteto hidratizirane cementne paste. To bi lahko dosegli z upoštevanjem dejanske poroznosti cementnega kamna, kamor lahko voda iz okolice sploh vdre, in ne z upoštevanjem celotnega volumna paste P , torej v smeri predlaganega izraza: p pT L* = P = P tot , (40) Psist 400N kjer je pP poroznost cementnega kamna v %. Seveda bi bilo meje za posodobljen L* potrebno glede na rezultate preiskave OSMO odpornosti določiti ponovno in lahko bi imeli nov LMA parameter, na podlagi katerega bi bilo morda moč bolje napovedati OSMO odpornost betona. Še vedno pa je ob njem potrebno preveriti stopnjo enakomernosti porazdelitve vnešenih zračnih por po celotni matrici betona, kot je predstavljeno v začetku tega podpoglavja. Kontrola vodovpojnost betona pa je z vpeljavo pP v formulo (40) do neke mere že zajeta, sicer je potrebno člen pP zgolj zamenjati z ( pP )a ali z ( pP - b) , kjer je a >1 ali b > 0% . 5.3 Odpornost betona proti sulfatni koroziji V prvi polovici prejšnjega stoletja smo že priča prvim opozorilom (1936, cit. po Mehta, Monteiro, 2006) glede neugodnega učinka izpostavljenosti betona sulfatom, ki se v različnih koncentracijah nahajajo v zemljini. Zaradi kemijske reakcije med sulfatnimi ioni iz okolice in hidratiziranim portland cementom v betonu pride do dveh oblik poškodb betona. Prva oblika poškodb je nabrekanje betona, kar lahko povzroči resne konstrukcijske probleme zaradi spremembe geometrije in posledičnih premikov konstrukcijskih elementov, druga oblika poškodb pa je propadanje in odpadanje matrice betona, kar povzroči izgubo mase in trdnosti betona (Slika 5.37). Tovrstne poškodbe nastanejo zaradi tvorbe sekundarnega etringita (Slika 5.38) in gipsa, kar bi naj povzročilo raztezanje (Slika 5.39) in posledično napetosti v strjenem betonu (Mehta, Monteiro, 2006). Pri nizkih temperaturah v sulfatnem okolju pričakujemo tudi tvorbo taumazita v betonu (Mielich, Öttl, 2004). Slika 5.37: Primer propadanja betona v sulfatnem okolju (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 5.37: Sulfate attack on concrete in Fort Peck Dam (Mehta, Monteiro, 2006) Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 93 Slika 5.38: Primer tvorbe sekundarnega etringita v stičnem območju (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 5.38: The example of delayed ettringite formation in the transition zone (Mehta, Monteiro, 2006) Slika 5.39: Raztezanje cementnega kamna zaradi tvorbe sekundarnega etringita (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 5.39: Expansion in the paste caused by delayed ettringite formation (Mehta, Monteiro, 2006) 5.3.1 Ukrepi za povečanje odpornosti betona proti sulfatnemu napadu Tudi za povečanje odpornosti betona proti sulfatnemu napadu je najboljši ukrep čim nižja prepustnost betona (Mehta, Monteiro, 2006). To dosežemo s povečanjem gostote cementnega kamna, torej z: – večjim deležem cementa v betonski mešanici (Slika 5.40), – nizkim v/c razmerjem, – ustreznim zgoščevanjem v času vgrajevanja, – mokro nego v prvih dneh. Eden izmed pomembnih ukrepov za povečanje odpornosti betona proti sulfatnemu napadu je tudi uporaba sulfatno odpornih cementov. Čisti portland cement (CEM I) sestavljajo alit ali trikalcijev silikat C3S (45-60%), belit ali dikalcijev silikat C2S (20-30%), trikalcijev aluminat C3A (4-12%), ki je občutljiv na sulfatno korozijo, in tetrakalcijev aluminat ferit C4AF (10-20%). Pri tem oznaka C pomeni CaO, oznaka S pomeni SiO2, oznaka A pomeni Al2O3 in oznaka F pomeni Fe2O3 (Žarnić, 2003). Tisti cementi, ki vsebujejo manj C3A, so torej sulfatno bolj odporni, kot kaže diagram na sliki (Slika 5.40). Vrste cementov po SIST EN 197-1 (2002) so natančno predstavljeni v (Duh, 2003). Mešani cement (CEM V) in portland cement z mineralnimi dodatki (CEM II) žlindre ali elektrofiltrskega pepela bi naj veljali za sulfatno najbolj odporne vrste cementa in se priporočajo za največje stopnje izpostavljenosti betona sulfatnemu okolju (Mehta, Monteiro, 2006). 94 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO Slika 5.40: Vpliv količine in vrste cementa na sulfatno odpornost betona (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 5.40: Effects of cement content and type on sulfate resistance of concrete (Mehta, Monteiro, 2006) Ugoden učinek uporabe cementa z dodatkom elektrofiltrskega pepela in tudi z velikimi deleži žlindre (CEM III/B) na sulfatno odpornost betona sta med drugim potrdila tudi Mielich in Öttl (2004), medtem ko navajata močno poslabšano odpornost betona proti sulfatnemu napadu v primeru dodatka apnenčeve moke. Negativen učinek dodatka apnenčeve moke navajajo tudi drugi raziskovalci (Irassar, Bonavetti, Gonzalez, 2003; Torres, et al., 2003). Pri tem moramo biti zelo pozorni. Mielich in Öttl (2004) sta pri sulfatno neodporni mešanici betona z apnenčevo moko uporabila v/c razmerje 0,68, pri »primerjalnih« sulfatno odpornih betonih brez apnenčeve moke pa v/c razmerji 0,60 in 0,50. Iz takšne preiskave je nemogoče zaključiti, v kolikšni meri je na izkazano slabšo sulfatno odpornost betona vplival dodatek apnenčeve moke in v kolikšni meri povečano v/c razmerje, ki pomeni večjo poroznost in posledično večjo prepustnost cementnega kamna. Podobno lahko opazimo pri Irassarju, Bonavettiju in Gonzalezu (2003) ter pri Torresu s soavtorji (2003). Najmanj sulfatno odporen beton je bil tisti z največjim deležem zamenjave (tudi do 35%) čistega portland cementa z apnenčevo moko, pri čemer so vse mešanice imele enako vodo-praškasto razmerje. To pomeni, da je bilo v/c razmerje pri mešanicah z večjim deležem zamenjave cementa z apnenčevo moko, prav tako precej večje. Avtorji ob tem tudi ne navajajo tlačne trdnosti niti lastnosti preizkušenih betonskih mešanic v svežem stanju. Obdelavnost sveže betonske mešanice lahko močno vpliva na kvaliteto zgostitve v času vgrajevanja, kar vpliva na kvaliteto cementnega kamna in stika z agregatnimi zrni. Slednje je za obstojnost betona ključnega pomena (Mehta, Monteiro, 2006). 5.3.2 Lastne preiskave Pri lastnih preiskavah odpornosti betona proti sulfatnemu napadu smo izbrali enako v/c razmerje (0,43) in enako količino cementa (400 kg/m3). Opravili smo primerjavo med samozgoščevalnim betonom z apnenčevo moko (LN-43) in vibriranim betonom brez apnenčeve moke (LV-43). Sestavi betonskih mešanic in lastnosti v svežem stanju so podane v preglednici (Preglednica 4.1). K preiskavi smo vključili tudi primer aeriranega SCC z apnenčevo moko (LA4) z v/c razmerjem 0,39 (Preglednica 4.2). Nekateri avtorji (Khedr, Abou-Zeid, Abadir, 2006) namreč navajajo ugoden učinek vnešenega zraka v betonsko mešanico tudi v primeru izpostavljenosti betona sulfatom. Prvič zaradi možnosti znižanja v/c razmerja za doseganje enake obdelavnosti sveže betonske mešanice in drugič zaradi prisotnosti zračnih por v strjenem betonu, ki bi naj podobno kot pri zmrzali tudi pri sulfatnem napadu nudile prostor za neovirano tvorbo sekundarnega etringita (Slika 5.41), gipsa in taumazita. Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 95 Slika 5.41: Primer neovirane tvorbe sekundarnega etringita v zračni pori (Mehta, Monteiro, 2006) Fig. 5.41: Ettringite crystals need space to grow. They are often found in air voids (Mehta, Monteiro, 2006) Ker so metode za določanje sulfatne odpornosti betona trenutno še v razvoju, smo se odločili, da uporabimo analogen pristop kot sta ga uporabila Mielich in Öttl (2004), s tem, da smo preiskavo opravili na vgrajenih in ne na izvrtanih betonskih vzorcih. Pri tem nas je, prvič, zanimal vpliv površinskega sloja, ki je pri SCC praviloma kvalitetnejši zaradi odsotnosti vibriranja, in drugič, hoteli smo se izogniti morebitnemu poškodovanju matrice betona v primeru vrtanja in rezanja betonskih vzorcev. Iz vseh treh betonskih mešanic (LN-43, LV-43 in LA4) smo vgradili po 6 prizem dimenzij 10x10x30 cm in po 5 kock z robom 15 cm. Temperatura v času mešanja in vgrajevanja betona je bila (20±1)°C. Betonski vzorci so v kalupih odležavali 1 dan pri T = (20±1)°C in RH > 90%, kot kaže slika (Slika 4.1, levo). Nato so bili vzeti iz kalupov in dani v vodo s temperaturo TN = (20±1)°C (Slika 4.1, desno). Betonske kocke so odležavale v vodi do starosti 28 dni, nakar smo opravili preizkus tlačne trdnosti. Betonske prizme so bile pri starosti 2 dni vzete iz vode in nadaljnjih 12 dni odležavale na zraku v komori s kontrolirano temperaturo T = (20±1)°C in RH = (75±5)%. V tem času smo na dve nasprotni si stranici betonskih prizem pritrdili merilne čepke za merjenje deformacij s Huggenberger-jevim deformetrom (Slika 5.42, levo). Pri starosti 14 dni so bile po 3 betonske prizme iz vsake betonske mešanice dane v vodo (referenčni vzorci) s kontrolirano temperaturo (20±1)°C, preostale tri pa v 4,4% raztopino Na2SO4 z enako temperaturo (20±1)°C (Slika 5.43), kar predstavlja koncentracijo 29800 mg sulfatov/l. Gre za pospešen preizkus sulfatne odpornosti betona, pri katerem se uporabljajo približno 10-krat večje koncentracije sulfatov kot so kritične v naravi. In sicer, po nemškem standardu DIN 1164-10 (2004, cit. po Mielich in Öttl, 2004) je to 3000 mg sulfatov na 1 kg zemljine. Slika 5.42: Huggenbergerjev deformeter z natančnostjo 0,0001 inče (levo) in meritve vzdolžnih deformacij betonskih prizem (desno) Fig. 5.42: Huggenberger’s deformeter with precision of 0,0001 inch (left) and measurement of deformations of concrete specimens (right) 96 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO Slika 5.43: Potopitev betonskih preizkušancev v sulfatno raztopino pri (20±1)°C Fig. 5.43: Immersion of concrete specimens in sodium sulfate solution at (20±1)°C Meritve deformacij betonskih prizem v vzdolžni smeri (Slika 5.42, desno) smo opravili 2, 5, 7 in 14 dni ter 1, 2, 3, 4, 5, 9 in 10 mesecev od dneva potopitve v sulfatno raztopino in v vodo. Zaboji z raztopino, vodo in vzorci so bili nato dani v hladen prostor, tako da je bila temperatura raztopine in vode (5±2)°C. Opravili smo še dve dodatni meritvi približno 12 in 16 mesecev od prvotnega dneva potopitve v sulfatno raztopino in v vodo. Rezultati meritev so prikazani na diagramu (Slika 5.44). K diagramu so dodane tudi logaritemske krivulje (metoda najmanjših kvadratov) časovnega naraščanja vzdolžnih deformacij betonskih prizem zaradi potopitve v vodo ali v sulfatno raztopino, razen za aeriran SCC (LA4), ki se je približno po 100 dneh v sulfatni raztopini pričel krčiti. Razlike v vzdolžnih deformacijah betonskih prizem potopljenih v sulfatno raztopino in v vodo bi naj predstavljale deformacije zaradi sulfatnega napada. Le-te so prikazane na diagramu (Slika 5.45). Iz diagrama na slikah (Slika 5.44) in (Slika 5.45) je lepo razvidno, da je nabrekanje SCC z apnenčevo moko (LN-43) in vibriranega betona brez apnenčeve moke (LV-43) zaradi potopitve v sulfatno raztopino tudi po približno 1 letu in pol skoraj enako nabrekanju betona zaradi potopitve v vodo, tj. zaradi vpijanja vode. Iz diagrama (Slika 5.45) je prav tako razvidno, da ni bistvene razlike med nabrekanjem teh dveh betonov kljub relativno veliki količini apnenčeve moke, ki jo vsebuje LN-43. D LV-43, voda ¦ LV-43, sulfati OLN-43, voda ¦ LN-43, sulfati ALA4, voda LA4, sulfati 0 100 200 300 400 500 Čas od potopitve (dnevi) Slika 5.44: Povprečna vzdolžna deformacija betonskih prizem zaradi potopitve v vodo in v sulfatno raztopino Fig. 5.44: Average longitudinal deformation of concrete prisms immersed in water or sodium sulfate solution 0,10 0,00 .-¦L ..Ar-" .....*-l ...A.---¦ ____-A ~rr^"Ci" ¦ \" * ^Vi ___A Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 97 0,10 0,00 -0,10 -0,20 -0,30 -0,40 ; ¦ ¦ :::vM -t-- '.'.'.'.'.\ i i Fi •-- A ¦ * * : BLV-43 A /i - ¦ LN-43 ; ALA4 A ' a'--. A 100 200 300 400 Čas od potopitve (dnevi) 500 Slika 5.45: Povprečna vzdolžna deformacija betonskih prizem zaradi sulfatnega napada Fig. 5.45: Average longitudinal deformation of concrete prisms as a result of sulfate attack Na diagramih (Slika 5.44)-(Slika 5.45) lahko opazimo močno odstopanje vpliva sulfatov na razvoj deformacij pri aeriranem SCC LA4. Iz diagrama (Slika 5.45) je razvidno, da je sulfatni napad pri aeriranem SCC povzročil krčenje. Vzroka za to ne poznamo. Do podobnih rezultatov je prišel tudi Persson (2003b), kjer je moč razbrati izgubo mase pri aeriranem SCC potopljenem v sulfatno raztopino, a rezultatov ne komentira. Z diagramom (Slika 5.46) bi še radi pokazali, da je do krčenja prišlo pri vseh preizkušancih LA4 potopljenih v sulfatno raztopino in ne le v povprečju. 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 -0,10 -0,20 A/ ...A... ....a .'*A' L A .....A., [-* ....A -¦"A A A A A| t A A A LA4/1 sulfati ALA4/2 voda A LA4/3 sulfati ALA4/4 voda A LA4/5 sulfati ALA4/6 voda 100 200 300 400 500 Čas od potopitve (dnevi) Slika 5.46: Vzdolžne deformacije posameznih betonskih vzorcev zaradi sulfatnega napada Fig. 5.46: Longitudinal deformations of individual concrete specimens as a result of sulfate attack Na diagramu (Slika 5.47) so prikazane tlačne trdnosti obravnavanih betonov. Prva serija rezultatov je dobljena iz preiskave tlačne trdnosti betona pri starosti 28 dni na betonskih kockah z robom 15 cm. Druga serija rezultatov je dobljena iz preiskave tlačne trdnosti betona pri starosti 16 mesecev na betonskih prizmah, ki so bile potopljene v vodo ali 4,4% raztopino Na2SO4. Preiskava tlačne trdnosti betona je natančno opisana v poglavju 4.4. Iz diagrama na sliki (Slika 5.47) je lepo razviden časovni razvoj tlačne trdnosti vseh obravnavanih betonov. Glede na 28-dnevno tlačno trdnost se je s časom 0 0 98 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO najmanj povečala tlačna trdnost aeriranega SCC betona LA4, ki je sicer kljub 4% deležu zraka izkazal v povprečju 13% višjo 28-dnevno tlačno trdnost kot vibriran beton LV-43. Zaradi ugodnega učinka dodanega aeranta na obdelavnost sveže betonske mešanice smo pri SCC LA4 namreč lahko znižali v/c razmerje iz 0,43 na 0,39. S tem smo dobro kompenzirali neugoden učinek vnešenih zračnih por na tlačno trdnost betona. Aeriran SCC LA4 z v/c razmerjem 0,39 je izkazal samo 4% nižjo 28-dnevno tlačno trdnost od sorodnega neaeriranega SCC LN-43 z v/c razmerjem 0,43. Iz diagrama (Slika 5.47) je prav tako razvidno, da je tlačna trdnost betonskih vzorcev potopljenih v 4,4% raztopino Na2SO4 s časom narasla približno enako kot pri tistih, ki so bili v vodi. Glede na izkazan raztros rezultatov preiskave tlačne trdnosti obravnavanih betonskih vzorcev (Slika 5.47, interval označen s črno črto) je težko trditi, da je 16-mesečna izpostavljenost betona z ali brez apnenčeve moke sulfatom bistveno vplivala na njegovo tlačno trdnost. Pri neaeriranem SCC z apnenčevo moko (LN-43) je sicer za opaziti celo nekoliko večjo povprečno tlačno trdnost betonskih vzorcev, ki so bili 16 mesecev potopljeni v sulfatni raztopini, medtem ko je pri aeriranem SCC z apnenčevo moko (LA4) in pri vibriranem betonu brez apnenčeve moke (LV-43) za opaziti ravno obratno. LV-43, 28 dni (voda) LV-43, 16 mes (voda) LV-43, 16 mes (sulfati) LN-43, 28 dni (voda) LN-43, 16 mes (voda) LN-43, 16 mes (sulfati) LA4, 28 dni (voda) LA4, 16 mes (voda) LA4, 16 mes (sulfati) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Tlačna trdnost, fcc (MPa) Slika 5.47: Tlačne trdnosti obravnavanih betonov pri različni starosti in izpostavljenosti Fig. 5.47: Compressive strengths of the discussed concrete mixes at different age and different exposure Na betonskih prizmah, ki so bile 16 mesecev potopljene v 4,4% raztopino Na2SO4 ali v vodi, smo opravili tudi preiskavo upogibne natezne trdnosti betona fcf . Preiskavo smo opravili s tlačno prešo z nižjo kapaciteto (50 kN), kot kaže slika (Slika 5.48). Silo pri upogibni porušitvi betona Fup smo zajemali z računalnikom. Upogibna natezna trdnost se določi po enačbi: fcf = 2up = up2 , (41) bh 2bh kjer je l razdalja med podporama, b širina in h višina prereza betonskega preizkušanca (Slika 5.48, desno). Sila Fup pri tem deluje v sredini med podporama, tj. na razdalji od podpor l / 2 . Na diagramu (Slika 5.49) so prikazani rezultati preizkusa upogibne natezne trdnosti betonskih vzorcev, ki so bili 16 mesecev izpostavljeni sulfatom ali vodi. Iz rezultatov na diagramu (Slika 5.49) je razvidno, da so betonske prizme, ki so bile 16 mesecev potopljene v sulfatni raztopini, izkazale v povprečju 24% večjo upogibno natezno trdnost kot tiste, ki so bile v vodi. Največjo razliko je ponovno moč opaziti pri betonskih preizkušancih aeriranega SCC LA4. Očitno so se pri 16 mesečni izpostavljenosti betona ?999999999999999? ?99999999999999999? Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 99 4,4% raztopini Na2SO4 v cementnem kamnu tvorili novi kristali (sekundarni etringit in morda tudi gips) do takšne mere, da so na upogibno natezno trdnost betona vplivali ugodno. Slika 5.48: Tlačna preša (levo) za preizkus upogibne natezne trdnosti betona (desno) Fig. 5.48: Compression machine (left) for bending tensile strength of concrete (right) LV-43, 16 mes (voda) LV-43, 16 mes (sulfati) LN-43, 16 mes (voda) LN-43, 16 mes (sulfati) LA4, 16 mes (voda) LA4, 16 mes (sulfati) 0 2 4 6 8 10 12 14 Upogibna natezna trdnost, fcf (MPa) Slika 5.49: Upogibna natezna trdnost betonskih vzorcev pri 16 mesečni različni izpostavljenosti Fig. 5.49: Bending tensile strength of concrete specimens after 16 months of different exposure Na betonskih prizmah, ki so bile 16 mesecev potopljene v sulfatno raztopino ali v vodo, smo opravili tudi mikroskopsko analizo z optičnim mikroskopom pri povečavi 700x. Mikroskopske slike so prikazane na slikah (Slika 5.50)-(Slika 5.55). Iz slik (Slika 5.50), (Slika 5.52) in (Slika 5.54) je lepo razvidna tvorba kristalov, ki najverjetneje predstavljajo sekundarni etringit, saj jih v takšni meri in obliki pri betonskih preizkušancih, ki so bili potopljeni v vodo, ni bilo moč zaznati. Če bi želeli določiti, ali gre morda tudi za tvorbe kristalov taumazita, bi bilo potrebno opraviti mikroskopsko analizo z elektronskim mikroskopom ali z optičnim mikroskopom na zbruskih pri polarizirani svetlobi. Taumazit namreč po obliki spominja na kristale etringita, a je pod polarizirano svetlobo rumenkast, medtem ko je etringit prozorno bel (St John, Poole, Sims, 1998). Iz mikroskopskih slik je prav tako lepo razvidno, da je do najintenzivnejše tvorbe kristalov (najverjetneje sekundarni etringit) prišlo pri SCC z apnenčevo moko (Slika 5.52), a zgolj v zračnih porah tik ob površini betonskih vzorcev, ki so bili potopljeni v sulfatno raztopino. Tovrstnih kristalastih tvorb v notranjosti betonskih vzorcev LN-43 ni bilo. Pri vzorcih vibriranega betona LV-43 in aeriranega SCC LA4 je bilo moč opaziti tvorbo tovrstnih kristalov tudi globlje proti notranjosti betonskih vzorcev, a v precej manjši meri kot pri vzorcih SCC LN-43. Kaže, da je lahko tvorba kristalov zaradi kemijske reakcije med sulfatnimi ioni iz okolice in hidratizirano cementno pasto v betonu intenzivnejša v primeru dodatka apnenčeve moke, ampak je ravno v tem primeru zaradi posledično gostejše matrice cementnega kamna vdor sulfatnih ionov v notranjost betona manj intenziven. 100 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO Slika 5.50: Mikroskopski sliki tvorb kristalov v zračni pori v vrhnjem sloju betonske prizme LV-43, ki je bila potopljena v sulfatno raztopino. Dolžina skale je 100 µm Fig. 5.50: Photomicrographs of fibrous crystals in an air void near the surface of LV-43 prism, which was immersed in sodium sulfate solution. Scale bar length is 100 µm Slika 5.51: Mikroskopski sliki produktov hidratacije v zračni pori betonske prizme LV-43, ki je bila potopljena v vodo. Dolžina skale je 100 µm Fig. 5.51: Photomicrographs of hydration products in an air void of LV-43 prism, which was immersed in water. Scale bar length is 100 µm Slika 5.52: Mikroskopski sliki tvorb kristalov v zračni pori v vrhnjem sloju betonske prizme LN-43, ki je bila potopljena v sulfatno raztopino. Dolžina skale je 100 µm Fig. 5.52: Photomicrographs of fibrous crystals in an air void near the surface of LN-43 prism, which was immersed in sodium sulfate solution. Scale bar length is 100 µm Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 101 Slika 5.53: Mikroskopski sliki produktov hidratacije v zračni pori betonske prizme LN-43, ki je bila potopljena v vodo. Dolžina skale je 100 µm Fig. 5.53: Photomicrographs of hydration products in an air void of LN-43 prism, which was immersed in water. Scale bar length is 100 µm Slika 5.54: Mikroskopski sliki tvorb kristalov v zračni pori v vrhnjem sloju betonske prizme LA4, ki je bila potopljena v sulfatno raztopino. Dolžina skale je 100 µm Fig. 5.54: Photomicrographs of fibrous crystals in an air void near the surface of LA4 prism, which was immersed in sodium sulfate solution. Scale bar length is 100 µm Slika 5.55: Mikroskopski sliki produktov hidratacije v zračni pori betonske prizme LA4, ki je bila potopljena v vodo. Dolžina skale je 100 µm Fig. 5.55: Photomicrographs of hydration products in an air void of LA4 prism, which was immersed in water. Scale bar length is 100 µm 102 OBSTOJNOST SCC IN VIBRIRANIH BETONOV Z APNENČEVO MOKO Za oceno dolgotrajnega učinka sulfatov na beton bi bilo potrebno preiskavo izvajati več kot 16 mesecev. Nekateri tuji raziskovalci jo izvajajo tudi do 5 let. Toliko časa pri doktorskem delu nismo imeli na voljo. Lahko pa zaključimo, da po letu in pol 20°C in 5°C izpostavljenosti približno 10-krat večjim koncentracijam sulfata kot jih najdemo v zemljinah SCC z relativno veliko količino apnenčeve moke (250 kg/m3), z v/c razmerjem 0,43 in 400 kg/m3 cementa, ni poškodovan. Velja še omeniti, da je v tem poglavju določena upogibna natezna trdnost SCC z apnenčevo moko (LN-43) relativno visoka. Če upoštevamo zvezo med upogibno natezno trdnostjo betona fcf in osno natezno trdnostjo betona fct po Muravljovu (1983), in sicer: fcf = (1, 7 ? 2, 2) fct , (42) je ocena 16-mesečne natezne trdnosti SCC LN-43 nekje od 5,1 do 6,6 MPa, kar je precej več, kot smo lahko ocenili iz cepilnega nateznega preizkusa, in sicer 3,8 MPa (poglavje 4.5). Detajli preiskave, s katero so bile določene natezne trdnosti betona v različnih trdnostih razredih v Evrokodu 2 (SIST EN 1992-1-1, 2005), niso znane. Primerjave z EC2 so zato nemogoče. Kaže pa, da bi z oceno natezne trdnosti betona iz upogibnega nateznega preizkusa pri obravnavanem SCC dobili vrednosti, ki jih najdemo v EC2. Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 103 6 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 6.1 Uvod Metoda za ugotavljanje značilnosti zračnih por v strjenem betonu, predpisana v SIST EN 480-11 (2005), je v klasični izvedbi z mikroskopom zelo dolgotrajna in močno odvisna od izkušenosti ter natančnosti izvajalca. Želja po avtomatizaciji te stereološke metode je tako prisotna že od nekdaj. Ker gre za stereološko metodo, ki temelji na zakonih geometrijske verjetnosti, smo pred načrtovanjem avtomatizacije postopka opravili validacijo metode. Določili smo njeno ponovljivost in občutljivost na merske napake, bodisi zaradi preiskovalne opreme ali izvajalca, ter ocenili natančnost dobljenih rezultatov pri predpisani minimalni velikosti testnega sistema. Šele s poznavanjem napake same metode lahko ocenimo uspešnost in ustreznost sestavljenega avtomatiziranega sistema. 6.2 Validacija metode EN 480-11 Kot že rečeno je LMA stereološka metoda. Stereološke metode in postopki omogočajo kvantitativne ocene o tridimenzionalni notranji zgradbi teles iz dvodimenzionalnih presekov skoznje. Vsi tovrstni postopki so razviti na podlagi ustreznih matematičnih modelov, ki so v tesnem stiku s statistiko in verjetnostnim računom. Stereološka teorija nas pouči, da smemo iz enega ali več reprezentativnih presekov skozi objekt ocenjevati nekatere parametre, s katerimi kvantitativno opišemo lastnosti zanimivih sestavin objekta v tridimenzionalnem prostoru, če upoštevamo zakone geometrijske verjetnosti (Kališnik, 2002). Eno teh pravil je Delessejeva zveza med površinsko (arealno) in prostorninsko gostoto (Russ, Dehoff, 2000). In sicer, prostorninsko gostoto VV neke sestavine v opazovanem objektu je moč oceniti z merjenjem površinske gostote SS te sestavine na poljubnem prerezu skozi ta objekt. Torej: VV = SS . (43) Za notranjo zgradbo vsakega telesa je značilna sestavljenost iz soodvisnih delov (sestavin, komponent, struktur) v določenem organizacijskem vzorcu. Skupnost vseh istovrstnih sestavin imenujemo faza. Posamezne faze so lahko zvezne ali pa nezvezne. V slednjem primeru največkrat govorimo o delcih (v primeru LMA o zračnih porah). Vsaka sestavina kakega telesa ima določeno prostornino, površino, dolžino in število. Za stereološko analizo telo presekamo z ravnino. Tako dobimo presek telesa. Sliko posamezne sestavine v preseku imenujemo sled ali profil. Sled tridimenzionalne sestavine je dvodimenzionalna ploskev, sled dvodimenzionalne ploskve je enodimenzionalna črta, sled enodimenzionalne črte je brezdimenzionalna točka, brezdimenzionalna točka pa praviloma nima sledi v presečni ravnini (Slika 6.1). Ravnina, s katero presekamo proučevano telo, imenujemo testna ravnina. Testni sistem pa imenujemo skupnost geometrijskih elementov (točk, črt in ploskev), urejenih med seboj v določen pravilen sistem, s katerim opravimo meritve (Kališnik, 2002). Kot že navedeno v prejšnjem poglavju standard SIST EN 480-11 (2005) opisuje strukturo sistema zračnih por v strjenem betonu z naslednjimi parametri: skupni delež zraka A , specifična površina sistema zračnih por ?, faktor oddaljenosti L , porazdelitev zračnih por in delež mikro-por A300 . Zračna pora je definirana kot prostor zajet v cementnem kamnu in zapolnjen bodisi z zrakom ali s kakšnim drugim plinom. Med zračne pore ne šteje prostor dimenzij manjših od 1 µm, tj. poroznost 104 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 cementnega kamna. Prav tako se ne upoštevajo zračne pore, katerih presečne tetive testne črte so večje od 4 mm, ter morebitne očitne razpoke v cementnem kamnu. Slika 6.1: Skica preseka n-dimenzionalnih objektov, pri čemer v splošnem dobimo (n-1)-dimenzionalne sledi (Kališnik, 2002) Fig. 6.1: Section of n-dimensional objects with (n-1)-dimensional profiles, in general (Kališnik, 2002) Za namene LMA standard navaja, da bi naj bile vse zračne pore pri testni povečavi (100 ± 10)x vidne. Rezultati naših preiskav so pokazali, da to ni nujno res. Pri mikroskopih z navpično osvetlitvijo (Slika 6.2) in visoko globinsko ostrino je skoraj nemogoče identificirati vse tiste zračne pore, ki so bodisi zaradi naključnega reza vzorca prerezane ob svojem vznožju (Slika 6.3a) ali pa so tako majhne (Slika 6.3b), da je globina njihovih kraterjev h manjša od globinske ostrine mikroskopa H pri testni povečavi. V teh primerih bosta na mikroskopski sliki obenem izostreni površina vzorca in dno kraterja zračne pore. Človeško oko tako praviloma ne bo zaznalo zadostne spremembe v ostrini med dnom kraterja zračne pore in površino vzorca, tudi pri vrtenju mikrometrskega vijaka za izostritev, tj. pri iskanju nove fokusne ravnine. Slednje je sicer zelo uporabno pri zračnih porah, ki so dovolj velike in obenem niso prisekane ob svojem vznožju. Mikro-kraterji le-teh imajo namreč globino večjo ali vsaj enako globinski ostrini mikroskopa pri testni povečavi. Slika 6.2: Optični mikroskop z navpično osvetlitvijo HIROX KH-3000, s katerim smo opravili LMA Fig. 6.2: Optical microscope with vertical lighting HIROX KH-3000, which we have used for the LTM Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 105 a) ', > \ / b) Slika 6.3: Skica prečnega prereza polirane površine betonskega vzorca z dvema tipičnima primeroma zračnih por, pri katerih je h < H : a) zračna pora, prisekana ob svojem vznožju; b) zelo majhna zračna pora Fig. 6.3: Cross-section of a polished concrete specimen surface with two typical air voids with h < H : a) air void cut shallow; b) very small air void Poleg problema identifikacije zračnih por z h < H nastopi še problem raznih vzorcev na polirani površini matrice cementnega kamna, ki s svojo okroglasto obliko spominjajo na zračne pore (Slika 6.4, levo). Ti vzorci nastanejo zaradi naključnega reza drobnozrnatega agregata in morebitnih praškastih delcev v betonu. Opisana problema smo rešili tako, da smo testno površino vzorca osvetlili s strani, in sicer pod čim večjim kotom odklona od navpičnice. Tako so dejanske zračne pore, tudi tiste z globino h < H , v svojih kraterjih dobile senco in močno osvetljen rob na nasprotni strani, vzorci v matrici cementnega kamna, ki zgolj spominjajo na zračne pore, pa ne (Slika 6.4, desno). Šele z osvetlitvijo s strani lahko govorimo o nedvoumni identifikaciji zračnih por na polirani površini betonskega vzorca pri testni povečavi. Standard SIST EN 480-11 (2005) je glede na današnjo paleto optičnih mikroskopov v tem pogledu premalo natančen, saj v zahtevah za testno opremo navaja zgolj »oprema za osvetlitev«. Glede na velikost napake zaradi nezmožnosti identificiranja zračnih por v primeru nepravilnega pristopa, ki bo prikazana v nadaljevanju, bi bilo v standard smiselno dodati stavek o pravilni uporabi te opreme za osvetlitev. Zgolj za primerjavo naj navedemo, da je v ameriški različici metode LMA (ASTM C 457, 1998) zgoraj naveden pristop z osvetlitvijo s strani zelo jasno in natančno predstavljen. Slika 6.4: Mikroskopska slika polirane površine vzorca pri navpični osvetlitvi (levo) in pri osvetlitvi s strani (desno). Povečava zajetih slik je 50x. Dolžina skale je 2000 µm Fig. 6.4: Photomicrograph of a polished specimen surface at vertical lighting (left) and at side lighting (right). Photomicrographs are taken at the magnification of 50x. Scale length is 2000 µm Napaka, ki jo torej lahko naredimo z uporabo mikroskopa z navpično osvetlitvijo in visoko globinsko ostrino, je prikazana na primeru v preglednici (Preglednica 6.1). Primerjalno analizo LMA pri 106 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 navpični in stranski osvetlitvi smo opravili na naključno izbranem vzorcu aeriranega samozgoščevalnega betona pri identičnem testnem sistemu (testne črte smo zarisali na testno površino). Analizo je opravila ista oseba, in sicer najprej z navpično in po tem s stransko osvetlitvijo. Iz preglednice (Preglednica 6.1) je razvidno, da pri uporabi mikroskopa z navpično osvetlitvijo in visoko globinsko ostrino ni bilo moč identificirati 68 zračnih por od skupaj 292, kar je skoraj četrtina. Če še enkrat pogledamo skico obeh tipov zračnih por z globino h < H (Slika 6.3), je statistično gledano za pričakovati, da so to v večini majhne zračne pore in ne velike naključno prisekane popolnoma ob svojem vznožju. Detajlna analiza pokaže, da je res kar 93% od vseh 68 neidentificiranih por imelo presečno tetivo manjšo od 100 µm. Zato je tudi napaka v ocenjenem skupnem deležu zraka A v primeru navpične osvetlitve relativno majhna. Tako majhne pore namreč ne doprinesejo veliko k skupnemu deležu zraka v betonu. Kar se tiče vseh preostalih parametrov metode, pa je napaka v primeru neupoštevanja teh mikro-por vse prej kot zanemarljiva. Preglednica 6.1: Primerjava rezultatov LMA pri navpični in stranski osvetlitvi Table 6.1: Comparison of the LTM results at the vertical and side lighting Osvetlitev Navpična Relativna Parameter s strani osvetlitev napaka A (%) 4,22 4,01 5% a (mm1) 11,58 9,34 19% L (mm) 0,510 0,647 27% A300 (%) 0,53 0,26 51% N 292 224 23% Ponovljivost metode ocenimo na istem vzorcu kot zgoraj, pri čemer LMA ponovno izvede druga oseba, pri stranski osvetlitvi. Primerjava rezultatov je prikazana v preglednici (Preglednica 6.2). Iz preglednice je razvidno, da večina parametrov metode pri ročni izvedbi LMA z istim mikroskopom in identičnim testnim sistemom skoraj ni občutljiva na ponovitev. Če bi medsebojno primerjali posamezne meritve obeh izvedb LMA, bi sicer opazili, da je drugi izvajalec izmeril kar 115 presečnih tetiv v povprečju 13% daljših kot prvi ter 79 tetiv v povprečju 12% krajših (pri preostalih 30 tetivah se je meritev ujemala). Ker je metoda zastavljena tako, da se napaka v meritvah pri računu večine parametrov odšteva, je končni rezultat obeh operaterjev skoraj enak. Pri tem sicer močno izstopa parameter A300 . Rezultat na prvi pogled preseneča, saj bi se tudi pri oceni tega parametra napaka morala odštevati – nekaj tetiv je izmerjenih večjih kot v prvem poskusu, nekaj pa manjših. Če pogledamo definicijo parametra A300 podrobneje, lahko opazimo, da se vrednost zanj vzame neposredno iz računa porazdelitve zračnih por, natančneje iz močno lomljene krivulje kumulativnega deleža zraka pri minimalni velikosti testnega sistema Ttomt in = 2400 mm, predpisani v SIST EN 480-11 (2005). Tako je dobljena razlika v vrednosti A300 pri ponovni izvedbi LMA v veliki meri posledica lokalnih minimumov ali maksimumov omenjene krivulje. Najverjetneje bi boljšo oceno za delež mikro-por dobili že, če bi lomljeno krivuljo kumulativnega deleža zraka aproksimirali z neko bolj gladko trendno funkcijo. Tako bi se znebili ekstremnih vrednosti lokalnih minimumov in maksimumov. Zanesljivo pa do bolj točne ocene parametra A300 , in tudi same porazdelitve zračnih por, pridemo tako, da za analizo izberemo večji testni sistem. Vsaka dodatna testna linija dolžine 100 mm sicer predstavlja od 20 do 30 minut dodatnega dela, odvisno od stopnje aeriranosti preiskovanih betonskih vzorcev. Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 107 Preglednica 6.2: Primerjava rezultatov LMA dveh različnih izvajalcev Table 6.2: Comparison of the LTM results obtained by two different operators Relativna Parameter 1. izvedba 2. izvedba razlika A (%) 4,01 4,05 1% a (mm1) 9,34 9,23 1% L (mm) 0,647 0,651 1% A300 (%) 0,26 0,41 45% N 224 224 0% Za oceno občutljivosti parametrov metode LMA na velikost testnega sistema opravimo analizo več ponovitev LMA pri različnih velikostih testnega sistema. V ta namen smo izbrali vzorec aeriranega samozgoščevalnega betona s kvalitetno pripravljeno testno površino velikosti 100x100 mm. Analizo smo opravili z razvojno aplikacijo LMAir, ki bo predstavljena v naslednjih poglavjih. Testni sistem smo večali logaritemsko, in sicer od dveh testnih linij, dolžine približno 100 mm, do 10 linij, nato s korakom 10 linij in končno s korakom 100 linij vse do maksimalne izbrane velikosti testnega sistema 1000 linij. Testne linije so bile pri tem vedno razpršene enakomerno po celotni testni površini. Rezultati analize so prikazani na diagramih (Slika 6.5)-(Slika 6.9). 10,0 9,0 8,0 7,0 6,0 100 1000 10000 Skupna dolžina testnega sistema [mm] 100000 Slika 6.5: Parameter A v odvisnosti od velikosti testnega sistema Fig. 6.5: Dependency of the parameter A from the size of the probe system 15,0 14,0 13,0 12,0 11,0 10,0 100 1000 10000 Skupna dolžina testnega sistema [mm] 100000 Slika 6.6: Parameter ? v odvisnosti od velikosti testnega sistema Fig. 6.6: Dependency of the parameter ? from the size of the probe system 108 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 0,440 0,420 0,400 0,380 0,360 0,340 100 1000 10000 Skupna dolžina testnega sistema [mm] 100000 Slika 6.7: Parameter L v odvisnosti od velikosti testnega sistema Fig. 6.7: Dependency of the parameter L from the size of the probe system 2,25 2,00 1,75 1,50 1,25 1,00 100 1000 10000 Skupna dolžina testnega sistema [mm] 100000 Slika 6.8: Parameter A300 v odvisnosti od velikosti testnega sistema Fig. 6.8: Dependency of the parameter A300 from the size of the probe system 10,0 9,0 8,0 7,0 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 10 100 1000 Premer zračnih por (µm) 10000 Slika 6.9: Porazdelitev zračnih por v odvisnosti od velikosti testnega sistema Fig. 6.9: Dependency of the air void distribution from the size of the probe system Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 109 Iz diagramov na slikah (Slika 6.5)-(Slika 6.9) je razvidno, da so ocene parametrov LMA pri predpisani minimalni skupni dolžini testnega sistema 2400 mm (rdeč kvadratek) dobre. Ker smo pri vsaki izbrani velikosti testnega sistema opravili samo po eno analizo LMA pri naključno izbranem položaju testnih linij na testni površini, bi bilo dobljene rezultate bolj smiselno interpretirati preko približnih ovojnic ekstremnih vrednosti (rdeče črtkane krivulje). Šele tako lahko opazimo, da se odstopanja od pričakovanih vrednosti (za kar smo privzeli povprečje zadnjih petih vrednosti pri opravljeni analizi) ne »umirijo« vse do velikosti testnega sistema nekje nad 10.000 mm, kar je vsaj 4-krat več kot je minimalna predpisana velikost testnega sistema. Razlog za tako nizko postavljen Ttomtin je najverjetneje v dolgotrajnosti postopka klasične ročne izvedbe LMA. Že za izbrano minimalno velikost testnega sistema za eno preiskavo porabimo približno 10-20 ur natančnega mikroskopiranja, odvisno od stopnje aeriranosti preiskovanih betonskih vzorcev. Za 4-krat večji testni sistem bi torej porabili 40-80 ur. Gre torej za precej logičen povod za postavitev minimalne velikosti testnega sistema na relativno nizko vrednost. Glede na to, da pa napaka metode pri tem ni zanemarljivo majhna, bi bilo v standard smiselno dodati pričakovano relativno napako ocen LMA parametrov pri minimalni velikosti testnega sistema. Naj ponovno dodamo, da je pričakovana natančnost rezultatov LMA pri minimalni velikosti testnega sistema v sorodnem ameriškem standardu ASTM C 457 (1998) jasno podana. Da bi ocenili pričakovano natančnost rezultatov LMA pri minimalni velikosti testnega sistema tudi za postopek analize, ki je predpisan v našem standardu SIST EN 480-11 (2005), je potrebno analizo opraviti na čim večjem številu primerov različne postavitve testnih linij, katerih skupna dolžina je vedno 2400 mm. S sistemom LMAir smo tako na istem vzorcu kot zgoraj opravili 20 ponovitev analize LMA. Pri tem medsebojne razdalje med testnimi linijami nismo spreminjali, da smo dosegli čim bolj enakomerno analizo celotne površine vzorca. Premikali smo le globalni položaj testnega sistema, vsakič za 15 pikslov navzdol po testni površini. Rezultati analiz so prikazani na diagramih (Slika 6.10)-(Slika 6.14). 8,0 r 70 - ¦ ¦ ¦ ¦ ¦ ¦ 6,0 t------,-------1-------,-------1-------,-------1-------,-------1-------,-------1-------,-------1-------,-------1-------,-------1-------,-------1-------,-------1 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 Začetna Y-koordinata testnega sistema [piksel] Slika 6.10: Parameter A v odvisnosti od položaja testnega sistema pri minimalni velikosti 2400 mm Fig. 6.10: Dependency of the parameter A from the position of the probe system at its minimum size 15,0 r 14,0 ¦ ¦ " 13,0 - - ¦ m ¦ ¦ ¦ ¦ ¦¦ ¦ ¦„¦ ¦ ¦ *......¦..-¦... „..,.. „.. a.. ¦..............B..........B 12,0 - ¦ 11,0 t------,-------1------,------1-------,------1------,-------1------,------.------,------1-------,------1------,-------1------,------1-------,------1 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 Začetna Y-koordinata testnega sistema [piksel] Slika 6.11: Parameter a v odvisnosti od položaja testnega sistema pri minimalni velikosti 2400 mm Fig. 6.11: Dependency of the parameter a from the position of the probe system at its minimum size 110 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 0,420 0,400 0,380 0,360 0,340 30 60 90 120 150 180 210 240 Začetna Y-koordinata testnega sistema [piksel] 270 300 Slika 6.12: Parameter L v odvisnosti od položaja testnega sistema pri minimalni velikosti 2400 mm Fig. 6.12: Dependency of the parameter L from the position of the probe system at its minimum size 2,00 1,80 1,60 1,40 1,20 1,00 30 60 90 120 150 180 210 240 Začetna Y-koordinata testnega sistema [piksel] 270 300 Slika 6.13: Parameter A300 v odvisnosti od položaja testnega sistema pri minimalni velikosti 2400 mm Fig. 6.13: Dependency of the parameter A300 from the position of the probe system at its minimum size 10,0 9,0 8,0 7,0 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 10 100 1000 Premer zračnih por (µm) 10000 Slika 6.14: Porazdelitev zračnih por v odvisnosti od položaja testnega sistema pri minimalni velikosti 2400 mm Fig. 6.14: Dependency of the air void distribution from the position of the probe system at its minimum size Iz diagramov na slikah (Slika 6.10)-(Slika 6.14) je razvidno, da je metoda LMA pri predpisani minimalni velikosti testnega sistema še vedno precej odvisna od izbire položaja testnega sistema. Opazimo lahko tudi, da smo s pristopom ovojnic na diagramih (Slika 6.5)-(Slika 6.9) dobro ocenili interval pričakovanih vrednosti parametrov LMA pri minimalni velikosti testnega sistema. Npr. za 0 0 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 111 parameter A je zgornja analiza 20 ponovitev LMA potrdila interval pričakovanih vrednosti od približno 7% do 8%, itn. V preglednici (Preglednica 6.3) so prikazane statistike ocen vseh parametrov LMA. Pri interpretaciji dobljenih rezultatov moramo biti ponovno pozorni. Koeficient variacije VX namreč v primeru normalno porazdeljene spremenljivke X zajema samo 68% vseh pričakovanih vrednosti. Če koeficient variacije pomnožimo z 2, s tem zajamemo že 96% vseh pričakovanih vrednosti. Šele vrednost 2VX torej pokaže dejansko odstopanje skoraj vseh pričakovanih vrednosti od povprečne vrednosti X , ali z drugimi besedami, šele vrednost 2VX nam pove, kolikšno odstopanje od pričakovane prave vrednosti posameznega parametra lahko pričakujemo, ko analizo LMA opravimo samo enkrat pri minimalni velikosti testnega sistema. Glede na to, da ta odstopanja, kot že pričakovano, niso majhna, bi bilo smiselno za analizo LMA vzeti vsaj enkrat večji testni sistem. V tem vidimo še dodaten motiv za poskus avtomatizacije postopka, s čimer bi si to najverjetneje lahko privoščili. Preglednica 6.3: Pričakovana natančnost dobljenih ocen parametrov LMA pri minimalnem testnem sistemu Table 6.3: Precision and bias of the obtained LTM parameters at the minimum size of the probe system Parameter X min[X] max[X] var[X] xp) z manjšanjem x ostaja približno enaka ali se rahlo viša, približno linearno, kot je razvidno iz diagrama a -Threshold (Slika 6.30, desno zgoraj). To se dogaja dokler z izbrano threshold vrednostjo ne dosežemo pravih robov krožnih sledi zračnih por. Po tem se z nižanjem threshold vrednosti k sistemu samo še dodajajo nove regije, že obstoječe v sistemu pa se skoraj ne večajo več. Tako začne a(x tol x = x + 1 end xa = x kjer je tol tisto majhno število, ki ga je potrebno določiti preko postopka validacije avtomatiziranega sistema. Validacija prototipne aplikacije LMAir je predstavljena v poglavju 6.3.4.4. Aplikacija v tej fazi HST metode poleg avtomatske ocene threshold vrednosti za identifikacijo zračnih por xa na kontrastirani površini obravnavanega betonskega vzorca izpiše tudi največji pričakovan delež zraka, tj. delež zraka vključno z vsemi možnimi lunkerji in razpokami. Pri tem je še potrebno navesti, da je za uspešno avtomatsko določitev zaključka linearnosti krivulje A(x) s programom LMAir histogram zajete slike testne površine vzorca potrebno normirati. In sicer v kateremkoli grafičnem programu kot kaže slika (Slika 6.29). V naslednji verziji programa LMAir je z ustreznim grafičnimi algoritmi moč Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 123 avtomatizirati tudi to. Za lažjo uporabo programa smo vgradili tudi grafični vmesnik, ki uporabnika vodi skozi postopek HST metode. Histogram Cumulative histogram i a MODE = 49 ¦IIIII1UL 100 150 Threshold LA6-5 MODE = 4 9 Frequency = 666379 Smoothing ratio = 11 Inflection point from 1st derivative = 50 Inflection point from 2nd derivative = 51 The point of MIN slope = 193 Air void threshold value from MIN&MA X slope: 103+ Total air content w ith eventual cracks and voids: 8.9% 9« LMAir •^ FGG-KPMK-dduh 60 40 A, original from histogram ^^—^^— A, smoothed (1x) -------------Tangent with MAX slope -------------Tangent with MIN slope in the point of MIN slope 100 150 Threshold Slika 6.28: Primer izpisa prototipnega programa LMAir – predlagana HST metoda Fig. 6.28: Sample screenshot from the prototype application LMAir – the proposed HST method Slika 6.29: Normiranje histograma zajete slike testne površine vzorca: avtomatsko normiranje za levi rob histograma in ročna postavitev desnega robu histograma na vrh desnega »hribčka« Fig. 6.29: Normalization of the scanned image: automatic normalization for the left edge of the image histogram and manual normalization of the right edge to the top of the right »hill« of the image histogram x 10 100 7 6 90 5 4 80 3 70 2 0 0 50 200 250 50 30 20 10 0 0 50 200 250 124 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 6.3.4.2 THR metoda Ideja metode THR je določiti diagrame vseh parametrov LMA v odvisnosti od threshold vrednosti x preko linijske stereološke metode, uporabljene v SIST EN 480-11 (2005). To storimo tako, da poženemo analizator slike pri izbranem testnem sistemu linij za vsako izbrano threshold vrednost xi znova in postopoma določamo vrednosti diskretnih krivulj A(xi ) , ?(xi ) in L(xi ) . V ta namen smo zapisali skript za analizator slike ImageJ, ki samodejno poganja podane analize. Izpisan je v prilogi (Priloga A). Iz kode skripta je razvidno, da testne linije simuliramo na ta način, da podajamo območja za analizo velikosti delcev, določenih s threshold vrednostjo xi , kot pravokotnike širine enake širini testne površine vzorca in višine hij = 1 piksel. Tako rezultati dejanske planarne analize velikosti delcev, tj. identificirane ploščine Sij na j-ti liniji testnega sistema, dejansko predstavljajo dolžine identificiranih presečnih tetiv Ta.ij krožnih sledi zračnih por, v pikslih: Sij [pix] = lij × hij lijX1 l Ta.ij [pix] , (48) Potrebna je le še pretvorba dobljenih rezultatov iz enote [pix] v enoto [µm]. Pri resoluciji zajemanja slike 1200 dpi je 1 piksel dolg in visok 1/1200 palca = 2,54/1200 cm = 0,00212 cm = 21,2 µm. Skript prav tako shrani rezultate analize v ustrezni tabelarični obliki, ki jo prebere in obdela aplikacija LMAir. Primer končnih rezultatov predlagane THR metode je prikazan na sliki (Slika 6.30). Za lažjo uporabo programa je vgrajen tudi grafični vmesnik v obliki računalniškega vodnika. L - Threshold ? - Threshold 0.6 -0.5 - 0.1 - 100 150 200 250 Thres hol d 1 • • • '/ ^W.< •¦:•- y....... 100 150 Th res hol d A - Threshold Threshold: 240 / 240 •• LMAir • # FGG-KPMK-dduh HST method THR m et hod 100 150 200 250 Th res hol d 25 0.7 20 15 0.4 10 0.3 0.2 5 0 50 0 50 200 250 TA4-3-rot 10r 8 6 4 2 0 0 50 Slika 6.30: Primer izpisa prototipnega programa LMAir – predlagana THR metoda Fig. 6.30: Sample screenshot from the prototype application LMAir – the proposed THR method Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 125 6.3.4.3 Končna faza aplikacije LMAir Po določitvi threshold vrednosti za identifikacijo zračnih por xa , ki je povprečje vseh štirih ocen xa.i dobljenih z metodama HST in THR, aplikacija LMAir v končni fazi izračuna vse parametre LMA, kot predpisuje SIST EN 480-11 (2005). Dodatno se k tem rezultatom izrišeta tudi diagrama deleža zraka A in faktorja oddaljenosti L v odvisnosti od skupne dolžine testnih linij Ttot (Slika 6.31). Iz teh diagramov lahko preberemo občutljivost metode LMA na velikost testnega sistema, obenem pa lahko tudi ocenimo kako se parametra A in L spreminjata po prerezu obravnavanega vzorca. Slednje nam lahko nakaže značilnosti sistema zračnih por v obravnavanem vzorcu glede na smer vgrajevanja, ipd., odvisno od izbire položaja linij testnega sistema. Npr. za obravnavan primer na sliki (Slika 6.31) smo testne linije postavili enakomerno po prečnem prerezu betonskega vzorca v smeri vgrajevanja, tj. prvo testno linijo ob vrhnjem sloju in zadnjo v območju dna v kalupu. Iz diagramov na sliki (Slika 6.31) je razvidno, da se delež zraka z večanjem Ttot viša, faktor oddaljenosti pa niža. S testnimi linijami proti dnu vzorca torej identificiramo vedno več zračnih por. To pomeni, da je dno vzorca najverjetneje bolj porozno kakor vrhnji sloj pri vgrajevanju betona. Pri takšni oceni se sicer moramo zavedati, da sta majhna naklona krivulj A -Ttot in L -Ttot lahko zgolj posledica visoke občutljivosti LMA na velikost testnega sistema manjšega od najmanjše predpisane skupne dolžine testnih linij 2400 mm. Občutljivost metode LMA je natančno opisana v poglavju 6.2. Če želimo višjo stopnjo zaupanja pri tej oceni, moramo izbrati večji testni sistem. Pri tovrstni avtomatizaciji LMA je tudi v primeru izbire 10-krat večjega testnega sistema kot je minimalen predpisan računski čas kvečjemu 5-10 minut. Slika 6.31: Primer izpisa prototipnega programa LMAir – končni rezultati #1/2 Fig. 6.31: Sample screenshot from the prototype application LMAir – final results #1/2 Drugi del končnih rezultatov aplikacije LMAir, tj. porazdelitev zračnih por, je prikazan na sliki (Slika 6.32). Iz tuje literature na tem področju je razbrati, da je velikost zračnih por v aeriranem betonu 126 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 porazdeljena približno logaritemsko normalno. Torej pričakujemo precej več majhnih por kot velikih. Temu ustrezno so tudi izbrani predlagani velikostni razredi v SIST EN 480-11 (2005) za določitev porazdelitve zračnih por. Glede na rezultate opravljene validacije metode LMA, v poglavju 6.2, pričakujemo pri minimalni predpisani velikosti testnega sistema pomanjkanje podatkov za takšen račun porazdelitve zračnih por. Ker je za večjo natančnost rezultatov potrebno testni sistem močno povečati je morda bolje spremeniti tudi same robne pogoje metode, kar SIST EN 480-11 (2005) tudi dopušča. In sicer, če imamo premajhno število podatkov, lahko zmanjšamo število velikostnih razredov predlaganih v SIST EN 480-11 (2005). Tako se rešimo problema praznih razredov in posledičnih negativnih vrednosti porazdelitve zračnih por, na katere SIST EN 480-11 (2005) v opombi tudi opozarja. Če namreč želimo predstavljati porazdelitev in/ali gostoto verjetnosti neke spremenljivke, je matematično neustrezno zapisovati negativne vrednosti. Negativna verjetnost ne obstaja. V predlagani preglednici za določanje porazdelitve zračnih por v SIST EN 480-11 (2005) smo pogrešali tudi določitev gostote verjetnosti, iz katere je šele razvidno, ali gre za logaritemsko normalno ali katerokoli drugo porazdelitev. Predlagani velikostni razredi so namreč zaradi pričakovane logaritemsko normalne porazdelitve zračnih por različnih širin, kar je pri določanju gostote verjetnosti neke spremenljivke potrebno ustrezno upoštevati. Za bolj jasen prikaz porazdelitve zračnih por smo tako v aplikacijo LMAir vgradili račun porazdelitve zračnih por z reduciranim številom razredov, kot kaže preglednica v prilogi (Priloga B). Vsi faktorji v preglednici so ponovno določeni v skladu s teoretičnim ozadjem SIST EN 480-11 (2005), dodani pa so tudi stolpci za izračun gostote verjetnosti v skladu s teorijo statistike in verjetnostnega računa (Turk, 2005). Na tem mestu bi še dodal, da so me zelo negativno presenetili številni tiskarski škrati v preglednicah standarda SIST EN 480-11 (2005). Te napake bi bilo potrebno popraviti, saj niso trivialno očitne. Slika 6.32: Primer izpisa prototipnega programa LMAir – končni rezultati #2/2 Fig. 6.32: Sample screenshot from the prototype application LMAir – final results #2/2 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 127 Program LMAir končno tako izriše ocenjeno (linijski stereološki pristop) gostoto verjetnosti velikosti zračnih por v obravnavanem betonskem vzorcu glede na reducirano število velikostnih razredov in gostoto verjetnosti velikosti presečnih tetiv dvodimenzionalnih sledi zračnih por na testni površini obravnavanega vzorca glede na originalno število velikostnih razredov (Slika 6.32, desno zgoraj). Slednja gostota verjetnosti je zaradi prikaza na istem diagramu normirana na maksimalno vrednost 0,4. Ta faktor normiranja uporabnik programa LMAir lahko spreminja po želji. Izrišeta se tudi porazdelitveni funkciji velikosti zračnih por glede na originalno in reducirano število velikostnih razredov (Slika 6.32, desno spodaj). S slednjo smo tudi uspeli znižati visoko občutljivost parametra A300 od velikosti testnega sistema, natančneje opisano v poglavju 6.2. Pričakovana boljša ocena deleža mikro-por, določena iz ocenjene porazdelitvene funkcije velikosti zračnih por z reduciranim številom velikostnih razredov, se tako izpiše z zeleno barvo pod oznako A300.red (Slika 6.32, levo). Za kontrolo ustreznosti takšnega pristopa k oceni porazdelitve zračnih por se v rezultatih (Slika 6.32, levo) izpiše tudi specifična površina sistema zračnih por adlstrred določena neposredno iz ocenjene porazdelitve zračnih por z reduciranim številom velikostnih razredov po enačbi: «C.red p 1 47rrC,eä.,nC,eä., «distr.r* =f^ = ^---------------------- (49) / , 3 ",'Cred.inC.red.i i=1 kjer je Pslst skupna površina in Vsist skupna prostornina ocenjenega sistema zračnih por, nCred reducirano število velikostnih razredov, nCndi ocenjeno število zračnih por v i-tem velikostnem razredu in rCredl polmer zračne pore na zgornji meji /-tega velikostnega razreda. 6.3.4.4 Validacija LMAir Kot vsak avtomatiziran sistem je potrebno validirati tudi LMAir. To pomeni, da je potrebno opraviti primerjavo rezultatov LMAir z rezultati klasične ročne LMA z mikroskopom, in to na čim večjem številu vzorcev ter na čim bolj različnih betonskih mešanicah po sestavi. Validacijo smo tako opravili na vzorcih naslednjih betonskih mešanic: - aeriran samozgoščevalni beton: TA4, CA4, LA4, LA6, LA8, LA10, LA12; - neaeriran samozgoščevalni beton: EF; - aeriran vibriran beton: LVA8. Sestave mešanic so podane v preglednicah (Preglednica 4.1) in (Preglednica 4.2). Iz vsake mešanice so bili analizirani po trije vzorci, in sicer na dveh prerezih v smeri vgrajevanja: v sredini in ob stranski površini vzorca, kjer so potekale preiskave OSMO odpornosti. To pomeni, da je bilo za validacijo avtomatiziranega sistema LMAir uporabljenih 54 različnih testnih površin velikosti približno 100x100 mm. Vzorci so bili pripravljeni v skladu s SIST EN 480-11 (2005) kot je navedeno v poglavju 6.3.2. Klasična LMA je bila opravljena z optičnim mikroskopom HIROX (2002). Opravljali smo jo trije različni operaterji. Določene preiskave smo ponovili, da smo ocenili ponovljivost metode LMA, ki je podrobno predstavljena v poglavju 6.2. Pri validaciji avtomatiziranega sistema LMAir so namreč rezultati klasične ročne LMA z mikroskopom privzeti kot pričakovani pravi rezultati, zato je ustrezno validacijo potrebno poznati napako same metode LMA in vpliv operaterja na končne rezultate. 128 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 Kontrastiranje preiskovanih površin betonskih vzorcev je bilo izvedeno v skladu s SIST EN 480-11 (2005) z upoštevanjem vseh detajlov, ki smo jih predstavili v poglavju 6.3.1. Kontrastirane površine so bile zajete z optičnim čitalcem z visoko resolucijo (1200 dpi), in sicer takoj po kontrastiranju, da smo se izognili neugodnemu učinku krčenja kontrastnega sredstva (cinkove paste) v nastalih mikro-kraterjih zračnih por. Slike smo shranili v rastrskem formatu TIFF, da smo se izognili morebitni izgubi in/ali spremembi podatkov zaradi računalniške kompresije. Analiza slike je bila opravljena v analizatorju slike ImageJ (2004) v kombinaciji z razvojnim programom LMAir. Primerjave rezultatov avtomatiziranega sistema LMAir in klasične LMA so prikazane v preglednicah (Preglednica 6.4)-(Preglednica 6.15) in na diagramih na sliki (Slika 6.33). Preglednica 6.4: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA10 (srednji prerezi) Table 6.4: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA10 samples (middle sections) Klasična LMAir Rel. LMAir Rel. Parameter LMA slabo kontrast. nap. 1 pix izločitev nap. A (%) 10,40 10,61 2% 10,50 1% a (mm1) 15,15 17,02 12% 14,01 -8% L (mm) 0,258 0,225 -13% 0,278 8% A300 (%) 2,33 2,97 27% 2,39 2% N /Ttot (mm-1) 0,394 0,451 15% 0,366 -7% Preglednica 6.5: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA10 (prerezi ob površini) Table 6.5: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA10 samples (near surface sections) Klasična LMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. A (%) 7,75 8,74 13% a (mm1) 13,27 13,28 0% L (mm) 0,357 0,338 -5% A300 (%) 1,57 1,97 26% N /Ttot (mm-1) 0,257 0,290 13% Preglednica 6.6: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce EF (srednji prerezi) Table 6.6: Comparison of LMAir and classic LTM results for EF samples (middle sections) Klasična LMAir Rel. LMAir Rel. Parameter LMA slabo kontrast. nap. 1 pix izločitev nap. A (%) 3,66 3,73 2% 3,84 5% a (mm1) 14,36 16,66 16% 13,99 -3% L (mm) 0,479 0,410 -14% 0,482 1% A300 (%) 0,91 1,03 14% 1,03 13% N /Ttot (mm-1) 0,131 0,155 18% 0,134 2% Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 129 Preglednica 6.7: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce EF (prerezi ob površini) Table 6.7: Comparison of LMAir and classic LTM results for EF samples (near surface sections) Klasična LMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. A (%) 4,31 4,50 4% a (mm1) 15,65 15,06 -4% L (mm) 0,408 0,416 2% A300 (%) 1,03 1,12 9% N /Ttot (mm-1) 0,169 0,169 0% Preglednica 6.8: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce CA4 (srednji prerezi) Table 6.8: Comparison of LMAir and classic LTM results for CA4 samples (middle sections) Klasična LMAir Rel. LMAir Rel. Parameter LMA slabo kontrast. nap. 1 pix izločitev 5,05 nap. A (%) 4,60 5,46 19% 10% a (mm1) 10,44 16,11 54% 13,73 32% L (mm) 0,587 0,352 -40% 0,433 -26% A300 (%) 0,66 1,38 109% 1,27 92% N /Ttot (mm-1) 0,120 0,220 83% 0,173 44% Preglednica 6.9: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce CA4 (prerezi ob površini) Table 6.9: Comparison of LMAir and classic LTM results for CA4 samples (near surface sections) Klasična LMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. A (%) 5,22 4,82 -8% a (mm1) 11,93 12,29 3% L (mm) 0,485 0,488 1% A300 (%) 0,94 0,85 -10% N /Ttot (mm-1) 0,156 0,148 -5% Preglednica 6.10: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce TA4 Table 6.10: Comparison of LMAir and classic LTM results for TA4 samples Srednji prerezi Prerezi ob površini Klasična LMAir Rel. Klasična LMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. LMA kvalit. kontrast. nap. A (%) 5,24 5,55 6% 5,04 4,85 -4% a (mm1) 11,05 11,09 0% 10,76 12,11 13% L (mm) 0,524 0,508 -3% 0,547 0,495 -10% A300 (%) 0,59 0,89 51% 0,63 0,82 30% N /Ttot (mm-1) 0,145 0,154 6% 0,136 0,147 8% 130 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 Preglednica 6.11: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA4 Table 6.11: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA4 samples Srednji prerezi Prerezi ob površini Klasična LMAir Rel. Klasična LMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. LMA kvalit. kontrast. nap. A (%) 5,38 5,50 2% 5,10 5,31 4% a (mm1) 11,81 11,56 -2% 11,69 11,67 0% L (mm) 0,484 0,493 2% 0,501 0,493 -2% A300 (%) 0,98 1,09 11% 0,96 1,04 8% N /Ttot (mm-1) 0,159 0,158 -1% 0,149 0,155 4% Preglednica 6.12: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA6 Table 6.12: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA6 samples Klasična Srednji prerezi LMAir Rel. Klasična Prerezi ob površini LMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. LMA kvalit. kontrast. nap. A (%) 7,74 7,77 0% 7,35 7,97 8% a (mm-1) 12,51 12,20 -2% 11,91 11,50 -3% L (mm) 0,383 0,397 4% 0,413 0,412 0% A300 (%) 1,55 1,46 -6% 0,97 1,28 32% N /Ttot (mm-1) 0,242 0,235 -3% 0,219 0,229 5% Preglednica 6.13: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA8 Table 6.13: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA8 samples Klasična Srednji prerezi LMAir Rel. Klasična Prerezi ob površini LMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. LMA kvalit. kontrast. nap. A (%) 9,87 10,10 2% 7,80 7,86 1% a (mm1) 12,71 12,76 0% 11,94 12,24 3% L (mm) 0,327 0,319 -3% 0,397 0,386 -3% A300 (%) 1,77 1,90 7% 1,41 1,35 -4% N /Ttot (mm-1) 0,314 0,322 3% 0,233 0,240 3% Preglednica 6.14: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LA12 Table 6.14: Comparison of LMAir and classic LTM results for LA12 samples Klasična Srednji prerezi LMAir Rel. Klasična Prerezi ob površini LMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. LMA kvalit. kontrast. nap. A (%) 11,33 12,05 6% 8,70 9,27 7% a (mm1) 13,56 12,45 -8% 13,31 12,17 -9% L (mm) 0,261 0,268 3% 0,335 0,355 6% A300 (%) 2,19 2,28 4% 1,47 1,83 25% N /Ttot (mm-1) 0,384 0,375 -2% 0,290 0,282 -3% Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 131 Preglednica 6.15: Primerjava rezultatov LMAir in klasične LMA za vzorce LVA8 Table 6.15: Comparison of LMAir and classic LTM results for LVA8 samples Srednji prerezi Prerezi ob površini Klasična LMAir Rel. Klasična LMAir Rel. Parameter LMA združene pore nap. LMA združene pore nap. A (%) 8,02 8,62 8% 8,60 10,01 16% a (mm1) 19,66 15,63 -21% 19,40 15,31 -21% L (mm) 0,207 0,243 17% 0,196 0,213 9% A300 (%) 2,77 2,43 -12% 2,99 2,46 -18% N /Ttot (mm-1) 0,394 0,337 -15% 0,417 0,383 -8% A (%) a (mm-1) 14 12 10 8 6 4 2 if -------*f-------- w -+•------------------ 6 8 10 Klas ična LMA 12 14 L (mm) 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 20 18 16 14 12 10 * o<> .* # ¦ ¦ J A 10 12 14 16 18 Klas ična LMA 20 A 300 (%) * * J ¦' <*> ¦ > r v 0 J p' ** # 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 O 0 o ¦ ¦ \/ # 4 *?' «J k- 1 1 i # Linija enakosti Slabo kontrast., EF Slabo kontrast., CA4 Slabo kontrast., LA10 1 pix izločitev, EF 1 pix izločitev, CA4 1 pix izločitev, LA10 Kvalit. kontrast., EF Kvalit. kontrast., CA4 Kvalit. kontrast., T A4 Kvalit. kontrast., LA4 Kvalit. kontrast., LA6 Kvalit. kontrast., LA8 Kvalit. kontrast., LA10 Kvalit. kontrast., LA12 Kvalit. kontrast., LVA8 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 Klasična LMA 0,6 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 Klas ična LMA Slika 6.33: Primerjava rezultatov avtomatiziranega sistema LMAir in klasične LMA Fig. 6.33: Comparison of the results of the automated system LMAir and classic LTM Iz diagramov na sliki (Slika 6.33) je razvidno, da prototipna aplikacija LMAir daje zelo dobre ocene vseh parametrov LMA, a le v primeru, če je preiskovana površina ustrezno pripravljena, tj. kvalitetno brušena in kvalitetno kontrastirana. V nasprotnem primeru so rezultati LMAir, razen za parameter A, skoraj neuporabni. Še več, so na nevarni strani – ustreznost sistema zračnih por je precenjena, saj nekvalitetna priprava površine vzorcev pomeni večje število majhnih artefaktov, ki se računalniku »izdajajo« za majhne zračne pore. 132 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 Primer nekvalitetne priprave površine vzorcev so srednji prerezi vzorcev mešanic EF, CA4 in LA10, ki so na diagramih na sliki (Slika 6.33) označeni s praznim karo. Pri teh smo v končni fazi kontrastiranja namesto žiletke uporabljali še običajno strgalo s precej manj ostrim robom. Na kontrastirani površini je tako ostalo veliko delcev mavca in kontrastnega sredstva, kar je lepo razvidno iz slike (Slika 6.34). Z naknadno računalniško delno izločitvijo tovrstnih artefaktov na zajeti sliki, tj. z izločitvijo večine identificiranih predelov velikosti 1 piksel, lahko rezultate LMAir sicer močno približamo pravim (Slika 6.33, polni karo), a je relativna napaka pri tem še vedno velika, v povprečju 13%, samo v primeru vzorcev mešanice CA4 pa kar 41%. Kot je razvidno iz slike (Slika 6.34) tako kontrastirana površina namreč poleg artefaktov velikosti 1 piksel vsebuje še veliko artefaktov velikosti 2 piksla in več. To najenostavneje preverimo s primerjavo števila identificiranih tetiv klasične in avtomatizirane izvedbe LMA. Iz diagrama na sliki (Slika 6.35) je lepo razvidno, da se rezultati pričnejo močno razhajati šele pri tetivah manjših od 80 µm. To je glede na resolucijo zajete slike (1200 dpi) pri tetivah manjših od 4 piksle. Za primer mešanice CA4, ki ima očitno zelo malo zračnih por manjših od 80 µm, bi torej problem artefaktov lahko rešili z naknadnim izločanjem vseh identificiranih tetiv manjših od 4 piksle. Seveda pa tovrstni pristop ni rešitev za splošni primer, kjer pričakujemo tudi zračne pore manjše od 80 µm. Obsežne preiskave so pokazale, da je k problemu artefaktov bolje pristopiti »preventivno« in ne »kurativno«. Postopek kvalitetne predpriprave in kvalitetne izvedbe kontrastiranja površine betonskih vzorcev je predstavljen v poglavjih 6.3.1 in 6.3.2. Slika 6.34: Primer nekvalitetno kontrastirane površine enega srednjih prerezov vzorcev CA4 Fig. 6.34: Low quality of contrast enhancement (surface of CA4 specimen, middle section) 60 50 40 30 20 10 D Avtomatizirana izvedba, LMAir D Ročna izvedba LMA JllifotfrH Ift- ^ Velikostni razred [um] Slika 6.35: Primerjava števila identificiranih tetiv ročne in avtomatizirane izvedbe LMA za vzorce CA4 Fig. 6.35: Comparison of the recorded number of chords with manual and automated LTM for CA4 samples Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 133 Od kvalitetno kontrastiranih vzorcev, ki so na diagramih na sliki (Slika 6.33) označeni s polnim kvadratkom, nekoliko izstopajo vzorci vibrirane betonske mešanice LVA8. Edino pri tej betonski mešanici je prišlo do močnega kopičenja zračnih por, kot je razvidno iz slike (Slika 6.36). Posledica tega je napačna avtomatska identifikacija velikosti in števila presečnih tetiv testne linije preko takšnega predela, kjer se dvodimenzionalne sledi zračnih por stikajo. V primeru testne linije, ponazorjene na sliki (Slika 6.36, rdeča linija), bo avtomatiziran sistem namesto približno 16 kratkih tetiv prebral 12 ustrezno daljših tetiv, saj se krogi na skoncentriranih mestih stikajo. Ta napaka bo najbolj vplivala na oceno specifične površine zračnih por: 4N 4-16 -1 4N 4-12 -1 «lma= —*------= 20 mm ; «LMAir= — *------= 15 mm , Ta 3,2 mm Ta 3,2 mm (50) kar je lepo razvidno iz preglednice (Preglednica 6.15). Glede na stereološke zveze (34)-(35) bo temu ustrezno višja tudi ocena parametra L , kar primerjava rezultatov klasične LMA in avtomatizirane LMAir prav tako potrjuje. Za rešitev tega problema je potrebno računalniku nekako dopovedati, da gre za več por, ki se deloma stikajo. Šele tako bo program za analizo slike identificiral pravo število tetiv in posledično tudi njihove prave dolžine. To lahko storimo z uporabo računalniško-grafične metode Watershed, ki bo natančneje opisana v naslednjem poglavju pri planarnem stereološkem pristopu k analizi podatkov, kjer ta problem pride še bolj do izraza. Slika 6.36: Kontrastirana površina vzorca mešanice LVA8. Slika je zajeta z optičnim čitalcem (1200 dpi) Fig. 6.36: Contrast-enhanced surface of LVA8 sample. Image is captured with a flatbed scanner at 1200 dpi Iz validacijskih diagramov na sliki (Slika 6.33) je še razvidno, da LMAir nekoliko precenjuje parameter A in podcenjuje parameter ?. Tudi to ne preseneča. Če še enkrat podrobneje pogledamo primer zajete slike kontrastirane površine betonskega vzorca (Slika 6.22), lahko opazimo, da so zajete slike krožnih sledi zračnih por zaradi kromatične aberacije optičnega čitalca za spoznanje večje od njihovih originalnih dimenzij. To je napaka, ki se počasi, a neprestano sešteva in glede na zvezo (32) vpliva na povečanje parametra A , glede na zvezo (47) pa na zmanjšanje parametra ?. Da to ni posledica majhnih artefaktov pri avtomatizirani LMAir, se lahko prepričamo iz primerjave števila identificiranih por na 1 mm testne linije N /Ttot , ki je dodan k rezultatom LMA v preglednicah (Preglednica 6.4)-(Preglednica 6.15). Iz rezultatov je namreč razvidno, da LMAir za spoznanje precenjuje delež zraka A in podcenjuje ? pri primerljivih frekvencah N /Ttot . Kot rešitev za ta problem bi lahko uvedli faktor kv za korekcijo prebrane velikosti presečnih tetiv: 134 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 T orig T kor = i k (51) Za uporabljen optični čitalec bi kv znašal približno 1,04, kar smo določili neposredno iz povprečnih relativnih napak ocen parametrov A in ? z aplikacijo LMAir. Relativne napake ocen vseh LMA parametrov, pri čemer so rezultati klasične izvedbe LMA privzeti za pričakovane, so navedene v preglednici (Preglednica 6.16). Preglednica 6.16: Relativne napake ocen LMA parametrov z aplikacijo LMAir Table 6.16: Relative error of the automated LMAir estimations of LTM parameters Slabo Kvalitetno Parameter kontrastiranje 1 pix izločitev kontrastiranje A (%) 8% 5% 4 % a (mm1) 28% 7% -3 % L (mm) -22% -6% 1 % A300 (%) 50% 36% 10 % N /Ttot (mm-1) 39% 13% 0 % Iz preglednice (Preglednica 6.16) je še enkrat lepo razvidno, kako močno je avtomatiziran sistem za izvedbo LMA odvisen od kvalitete priprave površine preiskovanih vzorcev. Kar se tiče navedenih parametrov v preglednici (Preglednica 6.16) se z izločitvijo vseh identificiranih tetiv velikosti 1 piksel močno približamo pričakovanim rezultatom LMA, a s tem v večini primerov odsekamo relativno veliko območje podatkov, ki med vsemi artefakti predstavljajo tudi najmanjše zračne pore. Ker je na slabo kontrastirani površini tudi dovolj artefaktov velikosti večje od 1 piksel, bo pri parametrih A, ? in L relativna napaka ocen že dovolj majhna. Veliko napako pa še zmeraj pričakujemo pri oceni velikostne porazdelitve zračnih por, kar tudi potrjuje relativna napaka ocene parametra A300 , ki je pri tem še vedno 36%. Natančne ocene vseh LMA parametrov in obenem ocene s sprejemljivo stopnjo zaupanja lahko dobimo kvečjemu s kvalitetnim kontrastiranjem testne površine betonskih vzorcev. Ker v tem primeru relativne napake dobljenih ocen z LMAir ležijo v območju napake same metode LMA pri minimalni velikosti testnega sistema, navedene v preglednici (Preglednica 6.3), lahko trdimo, da je v primeru kvalitetnega kontrastiranja prototipni sistem LMAir ustrezen. Potrjena ustreznost sestavljenega računalniško-avtomatiziranega sistema LMAir pomeni, da lahko končno izbiramo večje testne sisteme, z namenom, da bi zmanjšali pričakovano napako ocen LMA parametrov predvsem zaradi heterogenosti materiala. To si lahko privoščimo zaradi hitrosti računalniških procesorjev in sofisticirane programske opreme, ki nam je danes na voljo in katero LMAir tudi s pridom uporablja. Pri močno heterogenih betonskih vzorcih seveda želimo izbrati čim večji testni sistem, takšen, da bi zajel čim večji del testne površine. Izkaže se, da računski čas računalniške simulacije linijske stereološke analize pri velikih testnih sistemih kljub vsemu znaša do več ur. Nadaljnji računski čas povečuje tudi posledično ogromna količina prebranih linijskih podatkov. Vse to nas je vodilo v nova razmišljanja. In sicer, glede na to, da za razliko od dosedanjih mehanskih avtomatiziranih sistemov pri tovrstni avtomatizaciji LMA z optičnim čitalcem končno enostavno zajamemo celotno testno površino preiskovanega vzorca in ne le območja ob testnih linijah, lahko razmislimo o uporabi drugih stereoloških metod za ocenjevanje karakteristik zračnih por v strjenem betonu, s katerimi bi lahko bolj optimalno izkoristili vse zajete podatke, ki so nam s takšnim načinom Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 135 avtomatizacije LMA na voljo. Odgovor najdemo v teoriji planarne stereologije, na podlagi katere smo izdelali novo računalniško aplikacijo, ki smo jo poimenovali PMAir. Njen razvoj in validacija sta predstavljena v naslednjem poglavju. 6.3.5 Razvoj računalniške aplikacije PMAir Če se za trenutek vrnemo k osnovam stereologije in si pogledamo zgodovinski razvoj volumetričnih metod, prikazan na sliki (Slika 6.37), lahko opazimo nenehno ekonomizacijo obstoječih postopkov. In sicer, planimetrija (Slika 6.37a), osnovana na Delessejevi zvezi (43), je morfologom vrsto let služila kot metoda za določanje prostorninske gostote. Ta pristop bi naj bil ekonomizacija predhodnega zamudnejšega in dražjega načina z izrezovanjem in tehtanjem papirja, na katerem so z risanjem ali fotografsko začrtali obrise sestavin (Kališnik, 2002). Nadaljnjo ekonomizacijo metod je predstavljalo spoznanje avstroogrskega geologa Rosiwala (1898, cit. po Kališnik, 2002), ki je pri določevanju prostorninske gostote nadomestil površinsko gostoto z interceptno gostoto, tj. relativno dolžino testnih linij, ki leže znotraj profilov proučevanih sestavin, glede na dolžino vseh testnih črt (Slika 6.37b). Gre za linijsko stereološko metodo, ki je uporabljena tudi v SIST EN 480-11 (2005). Končno sta ameriški geolog Thomson (1930, cit. po Kališnik, 2002) in sovjetski minerolog Glagolev (1934, cit. po Kališnik, 2002) volumetrijo še poenostavila. Za oceno prostorninske gostote sta vzela kar točkovno gostoto, tj. delež testnih točk, ki padejo na profile proučevane sestavine, glede na vse testne točke (Slika 6.37c). Merjenje prostornine sta tako reducirala na preprosto štetje točk. To metodo v nekoliko modificirani obliki predpisuje ameriški standard ASTM C 457 (1998) kot enega izmed možnih postopkov za določanje parametrov LMA. a) b) c) Slika 6.37: Razvoj volumetričnih stereoloških metod: a) planimetrično; b) z linearno integracijo; c) z diferencialnim štetjem točk (Kališnik, 2002) Fig. 6.37: Development of volumetric stereological methods: a) plane geometry; b) linear traverse method; c) point-count method (Kališnik, 2002) Vsaka takšna ekonomizacija je sicer zmanjševala natančnost ocene prostorninske gostote, a je bila zaradi dolgotrajnosti obstoječih postopkov nujno potrebna. Bodisi izrezane kose papirja, ploskve ali tetive je štel in meril človek, ali kasneje relativno počasna in izjemno draga mehanska roka. Danes, ko imamo na razpolago visoko razvito računalniško opremo, lahko ne le pospešimo avtomatizacijo teh ekonomiziranih metod, kot je predstavljeno v prejšnjih poglavjih, temveč razmislimo tudi o tem, ali je ta ekonomizacija sploh še potrebna. 136 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 Nedavni razvoj optičnih čitalcev z visoko resolucijo je izhodiščni planarni metodi za določanje prostorninske gostote, ki je med vsemi zgoraj navedenimi tudi najnatančnejša, vrnil konkurenčnost. Še več, izvedba planarne metode na zajeti sliki testne površine preskusnega vzorca je v programu za analizo slike celo najhitrejša. To dejansko niti ne preseneča, če pomislimo na vse dodatne algoritme za računalniško simulacijo linijske ali točkovne metode. Zgoraj navedeni pristopi, ki so za človeka predstavljali ekonomizacijo, za računalnik dejansko predstavljajo dodatno delo. Uporaba planarne analize za določanje karakteristik sistema zračnih por v strjenem betonu odpira tudi nekaj novih možnosti in rešitev za razne probleme pri linijskem pristopu, kot npr. za zračne pore z odkrušenimi robovi (Slika 6.38). Do tega pojava ponavadi pride pri zračnih porah prerezanih visoko nad svojim ekvatorjem, zaradi česar nastane zelo oster in krhek rob, ki se pri postopku brušenja velikokrat odkruši. Z avtomatizirano linijsko analizo je tovrstne primere praktično nemogoče identificirati in korigirati kot zahteva standard (Slika 6.38). Nujno potrebna je planarna detekcija takšnih ploskev, pri kateri lahko šele izločimo del ki ne pripada krogu. Slika 6.38: Ocena dolžine presečne tetive pri LMA v primeru odkrušenih robov zračnih por (EN, 2005) Fig. 6.38: Estimation of chord length for broken void edges during microscopic examination (EN, 2005) Ena novih možnosti, ki jih odpira planarni pristop, je tudi identifikacija morebitnih predelov zgostitve zračnih por na testni površini, kot je bilo lepo razvidno pri vzorcih mešanice LVA8 v prejšnjem poglavju (Slika 6.36). Posledično se s tem odpira tudi razvoj novih parametrov, ki bi lahko bolj realno opisali medsebojno razdaljo zračnih por kot jo opiše Powersov model za izračun faktorja oddaljenosti L (Powers, 1954, cit. po Dequiedt, et al., 2001), ki je trenutno uporabljen v standardih EN 480-11 (2005) in ASTM C 457 (1998). Powersov model bi naj namreč temeljil na dveh predpostavkah, tj. da so vse zračne pore enakih velikosti in da so enakomerno porazdeljene po kubični prostorski shemi, kot so grafično prikazali Pleau, Pigeon in Laurencot (2001) s skico (Slika 6.39). Pleau, Pigeon in Laurencot (2001) navajajo tudi, da je moč pokazati, da je tako določen faktor oddaljenosti zgolj groba ocena, ki vedno preceni realno medsebojno razdaljo zračnih por. V želji po določitvi bolj realne medsebojne razdalje zračnih por so nekateri avtorji (Dequiedt, et al., 2001; Zalocha, Kasperkiewicz, 2005) predstavili nove modele, ki temeljijo na različnih geodetskih izračunih medsebojnih razdalj planarno identificiranih objektov na testni površini. S takšnim pristopom sicer lahko identificiramo morebitne predele zgostitve zračnih por na testni površini, po drugi strani pa tako določena medsebojna razdalja zračnih por na dvodimenzionalnem prerezu ne ustreza realni tridimenzionalni obliki sistema zračnih por (Slika 6.40) in je lahko zato še slabša ocena prave medsebojne razdalje zračnih por kakor Powersov faktor oddaljenosti. Snyder, Natesaiyer in Hover (2001) v zelo obsežnem prispevku navajajo in komentirajo tudi druge modele faktorja oddaljenosti, ki bi naj upoštevali pričakovano prostorsko porazdelitev zračnih por. Izrazi so posledično zelo zapleteni in še niso Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 137 vključeni v standarde. Snyder, Natesaiyer in Hover (2001) prav tako opozarjajo na nekatere »ill-defined« parametre pri takšnih pristopih in na dejstvo, da je pri vseh predlaganih izračunih faktorja oddaljenosti vpliv agregatnih zrn še vedno zanemarjen. Matematični model za realen opis tako heterogenega materiala, kot je aeriran beton, je zelo zapleten. V lastnih preiskavah smo se zato zaenkrat omejili na določitev faktorja oddaljenosti po Powersovem modelu, identifikacijo morebitnih območij zgostitve zračnih por pa smo zajeli preko izrisa frekvence dvodimenzionalnih sledi zračnih por na celotni testni površini, kot bo predstavljeno v nadaljevanju. Slika 6.39: Shematična predstavitev poenostavitvenih predpostavk za račun Powersovega faktorja oddaljenosti L (Pleau, Pigeon, Laurencot, 2001) Fig. 6.39: Schematic description of the simplifying assumptions used in the computation of the Powers spacing factor L (Pleau, Pigeon, Laurencot, 2001) Slika 6.40: Tridimenzionalni pogled na poljubno ravnino, ki seka sistem sfer, in medsebojne razdalje njihovih dvodimenzionalnih sledi (bela črtkana črta) ter realne medsebojne razdalje sfer (črna črta) Fig. 6.40: 3-D view of a random plane intersecting a system of spheres and spacing lengths of spheres 2-D profiles (white dashed line) and true spacing lengths of spheres (black line) 6.3.5.1 Izpeljava planarnih stereoloških zvez za oceno parametrov LMA Za razliko od razvoja aplikacije LMAir, ki temelji na linijskih stereoloških zvezah predpisanih v SIST EN 480-11 (2005), moramo tokrat planarne stereološke zveze za oceno parametrov LMA najprej izpeljati. Začnimo s parametrom A, tj. delež zraka v strjenem betonu. Stereološko gledano je ta 138 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 fizikalna količina prostorninska gostota VV , ki jo je s planarno analizo najenostavneje oceniti, in sicer iz površinske gostote SS po Delessejevi zvezi (43). Torej lahko zapišemo: plan K=S (52) Pri izpeljavi planarne stereološke zveze za oceno parametra a lahko pričakujemo več dela. Gre za verjetnostni problem ocenjevanja specifične površine sistema delcev iz njihovih dvodimenzionalnih sledi na poljubnem prerezu skoznje. Pomagamo si s prispevkom avtorjev Snyder, Natesaiyer in Hover (2001). Kot smo že pokazali z izrazom (49) je specifično površino sistema delcev moč določiti neposredno iz njihove velikostne porazdelitve. Specifična površina sistema delcev je namreč kvocient med skupno površino delcev Pslst in njihovo skupno prostornino Vslst. Ker želimo ti dve količini oceniti iz rezultatov planarne analize, tj. velikosti dvodimenzionalnih sledi delcev, potrebujemo geometrijsko verjetnostno zvezo med velikostjo delcev in njihovimi dvodimenzionalnimi sledmi na poljubnem prerezu skoznje. Wicksell (1926, cit. po Snyder, Natesaiyer, Hover, 2001) ter Kendall in Moran (1963, cit. po Snyder, Natesaiyer, Hover, 2001) so izpeljali izraz za to zvezo v zelo uporabni obliki: d" = Dn+1 1-3-5--H n za lihe n ; za sode n ; D 2-4-6-"(n + 1) 2 Dn+1 2-4-6--H (53) D 1-3-5-"(n + 1) kjer je D povprečni premer zračnih por, tj. sfer, in d povprečni premer njihovih dvodimenzionalnih sledi na poljubnem prerezu skoznje, tj. krogov. Iz zgornjega izraza lahko izpeljemo naslednjo zvezo: n D-2 D n 1 21 (54) Z upoštevanjem le-te lahko iz izraza (53) izpeljemo še: D2-k D2 D-4 Z)3-2 4-Z)3-tT1 D-3 3-7T D2 D3 d'1 3x d2 (55) (56) Če dobljeni zvezi (55) in (56) vstavimo v izraz za specifično površino sistema sfer: a ¦ Pslst kD2 6D2 Kist 7rD3 /6 Z)3 (57) dobimo iskano zvezo za določitev a iz rezultatov planarne analize: aplan 16d n d2 (58) _ Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 139 Analogen izraz navajajo tudi Pleau, Pigeon in Laurencot (2001), vendar se pri definiciji spremenljivk izražajo površno. Zaradi mladosti stereologije kot vede nomenklatura stereoloških količin še ni standardizirana in tako obstaja velika nevarnost, da z nejasnimi opisi pride do napačne interpretacije. Za določitev parametra L ni potrebnih novih izpeljav, saj je ta parameter odvisen od že izpeljanih parametrov. Tako nam ostane samo še izpeljava planarnega stereološkega izraza za oceno parametra A300. Kot že rečeno se vrednost za ta parameter vzame neposredno iz ocenjene porazdelitve zračnih por. To pomeni, da je dejansko potrebno izpeljati izraz za oceno porazdelitve zračnih por iz rezultatov planarne analize. Eden izmed postopkov določanja porazdelitve krogel iz njihovih dvodimenzionalnih sledi, tj. krogov, je idejno opisan v (Kališnik, 2002). In sicer, če pripada populacija krogel v preiskovanem materialu več velikostnim razredom, ki imajo različne premere, je frekvenčna distribucija vsake delne populacije skrita v skupni frekvenčni distribuciji njihovih dvodimenzionalnih sledi. Zaradi lažje predstave bomo predlagan postopek preskusili na naključno izbranem kvalitetno kontrastiranem betonskem vzorcu. Izbrali smo srednji prerez enega izmed vzorcev mešanice LA6 (Preglednica 6.12). Threshold vrednost za identifikacijo zračnih por smo določili z uporabo programa LMAir in tokrat v programskem okolju ImageJ izvedli planarno analizo. Dobljene rezultate lahko prikažemo v obliki frekvenčne porazdelitve premerov identificiranih ploskev, tj. krožnih presekov (Slika 6.41). Pri tem smo zaradi želje po neposredni primerjavi rezultatov s standardizirano linijsko analizo izbrali enake velikostne razrede porazdelitve kot jih predpisuje SIST EN 480-11 (2005). Ker smo pri zajemanju slike kontrastirane površine obravnavanega betonskega vzorca uporabili optični čitalec z resolucijo 1200 dpi, sta na diagramu na sliki (Slika 6.41) prva dva velikostna razreda (0-10 µm in 10-20 µm) prazna. Kot že navedeno, je pri resoluciji 1200 dpi 1 piksel namreč širok in visok 21 µm. Pri računu premerov identificiranih ploskev di smo vse identificirane ploskve Ai aproksimirali z modelom kroga, ki ustreza fizikalni obliki dvodimenzionalne sledi vnešene zračne pore (St John, Poole, Sims, 1998): di=4A~fn . (59) Glede na to, da je testna površina obravnavanega vzorca pripravljena zelo kvalitetno, izločanje morebitnih raz in por v agregatu lahko izvedemo kar z grafično obdelavo zajete slike, kot je prikazano na sliki (Slika 6.25). Sicer je tovrstne artefakte moč odpraviti tudi z avtomatskim filtriranjem rezultatov, kot npr. z uporabo računalniškega grafičnega algoritma Circularity, ki loči krožne identificirane predele od močno elipsastih. Morebitni lunkerji zaradi slabe zgoščenosti betonske mešanice pa iz računa izpadejo sami po sebi, saj so v povprečnem premeru praviloma večji od zgornje meje največjega velikostnega razreda, ki znaša 4000 µm. Nadaljevanje postopka določanja porazdelitve zračnih por iz rezultatov planarne analize je sledeč. Iz sestavljenega diagrama skupne frekvenčne porazdelitve (Slika 6.41) postopoma »odštevamo« relativne frekvence, najprej tiste, ki pripadajo največjemu razredu krogel, nato relativne frekvence, ki pripadajo drugemu razredu po velikosti, in tako naprej, dokler ne »porabimo« celotne populacije (Kališnik, 2002). Pripraviti moramo torej relativne frekvence vseh možnih krožnih presekov za vsak velikostni razred zračnih por pri poljubnem ravninskem prerezu. Iz slike (Slika 6.42) je razvidno, da pri naključnem preseku krogle s premerom 2R pričakujemo veliko več krogov s premeri med R in 2R kot tistih s premeri manjšimi od R. 140 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 1400 1200 1000 800 600 400 200 0 hk^J. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 Zaporedna številka velikostnega razreda Slika 6.41: Frekvenčna porazdelitev premerov presekov na celotni testni površini obravnavanega vzorca Fig. 6.41: Distribution of planar intercepts diameters on the test surface k Z h. Z, z Slika 6.42: Primer dveh različnih presekov krogle, tj. krog s premerom 2R in krog s premerom R Fig. 6.42: Example of planar intercepts of a sphere, i.e. two circles with diameter of 2R and R Eden izmed načinov določitve točnih vrednosti teh relativnih frekvenc je izpeljava porazdelitve premera krožnega preseka d pri naključnem prerezu krogle s premerom 2R . Problem lahko poenostavimo s prevedbo na izpeljavo porazdelitve polmera krožnega preseka r iz enakomerno porazdeljene slučajne spremenljivke z , ki predstavlja koordinato naključnega ravninskega prereza krogle, kot kaže skica (Slika 6.42, desno). Gre za matematični problem transformacije slučajne spremenljivke, ki je detajlno obravnavan v učbeniku (Turk, 2005). In sicer, najprej je potrebno zapisati zvezo med slučajnima spremenljivkama r in z v koordinatnem sistemu ( r , z ). Enačba krožnice (Bronštejn, et al., 1997) je v tem primeru: r2+(z-R)2=R2 . Iz izraza (60) lahko izpostavimo r in ga zapišemo kot funkcijo spremenljivke z : r = jR2-(z-R)2=g(z) . (60) (61) r Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 141 Kot že rečeno je zvezna slučajna spremenljivka z porazdeljena enakomerno. Torej je njena gostota verjetnosti fz(z) enaka: fz(z) = — ; 0 zg. meja : z-T ____________^Z_*_ _ :____________________________ • 7 ______________•______i______________________________ - - i 4 ---------------#- f-----------------1-4------------1------------------T------------------ i ------------------------- 4----------------------------------- ....................v........................... • • t • • LaX*^_ ,N / 100 150 Thres hol d 100 150 Thres hold A - Threshold Threshold start: 20 Threshold step: 10 Threshold end: 240 > PMAir FGG-KPMK-dduh 100 150 Thres hold Slika 6.52: Primer izpisa prototipne aplikacije PMAir – THR metoda Fig. 6.52: Sample screenshot from the prototype application PMAir – THR method Če primerjamo še končne rezultate LMAir (Slika 6.32) in PMAir (Slika 6.53), lahko opazimo bistveno razliko v gladkosti krivulj porazdelitve zračnih por in porazdelitve identificiranih tetiv krožnih sledi zračnih por. Pri PMAir je namreč analizirana celotna površina vzorca, kar prevedeno na linijske podatke predstavlja testno linijo skupne dolžine 447.484 mm in 101.623 identificiranih tetiv, v primerjavi z LMAir, kjer je bilo pri predpisani minimalni testni liniji skupne dolžine 2.446 mm identificiranih le 593 tetiv. Kljub tako ogromni razliki v količini podatkov je iz diagramov na slikah 30 25 0.6 20 0.5 0.4 15 10 5 0.1 0 0 0 50 200 250 0 50 200 250 TA4-3 10 8 6 4 2 0 154 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 (Slika 6.32) in (Slika 6.53) razvidno, da linijska analiza pri predpisanem minimalnem testnem sistemu kar dobro oceni globalno obliko porazdelitve zračnih por. Seveda pa lokalne ocene izkazujejo relativno velike napake, kar se najbolj pozna pri določitvi parametra A300 . Do neke mere preseneča tudi dosežena natančnost ocen preostalih LMA parametrov z LMAir v primerjavi z PMAir, kjer je bilo podatkov za statistično-stereološke izračune približno 170-krat več. Naj pri tem še enkrat navedemo dejstvo, da sta omenjeni LMAir in PMAir analizi opravljeni na identični testni površini izbranega betonskega vzorca pri enaki threshold vrednosti za identifikacijo zračnih por xa =100 . Slika 6.53: Primer izpisa prototipne aplikacije PMAir – končni rezultati #2/2 Fig. 6.53: Sample screenshot from the prototype application PMAir – final results #2/2 PMAir v zadnji fazi izriše tudi grobo planarno oceno porazdelitve zračnih por, predstavljeno v prejšnjem poglavju, ter porazdelitev zračnih por glede na reducirano število velikostnih razredov po postopku, prikazanem v prilogi (Priloga B). Iz slednje se določi od vseh najbolj verjetna ocena za delež mikro-por v obravnavanem betonskem vzorcu in se izpiše pod oznako A300.red . Iz te porazdelitve se za kontrolo ustreznosti izračuna določi tudi specifična površina sistema zračnih por, po enačbi (49), in se izpiše pod oznako ?distr.red . Z rdečo barvo je ob tej izpisana tudi vrednost predlaganega novega parametra ?* , o katerem je več govora v poglavju 5.2.2.7. Končno lahko primerjamo še diagrame na slikah (Slika 6.31) in (Slika 6.54). Gre za oceno morebitnih območij zgostitve zračnih por. Z uporabo planarne stereološke metode je ta prikaz neposreden in enostaven za branje. Kot kažeta histograma na sliki (Slika 6.54) gre za izris frekvence krožnih sledi zračnih por glede na njihov položaj na testni površini preiskovanega vzorca. Iz teh dveh histogramov lahko razberemo, da je prišlo do rahle zgostitve zračnih por na desni strani obravnavanega vzorca (Slika 6.54, zgornji histogram), ter, da je proti dnu vzorca nekoliko več zračnih por (Slika 6.54, spodnji histogram). Obravnavan vzorec je bil namreč prerezan in zajet z optičnim čitalcem tako, da koordinata Y kaže v smeri vgrajevanja betona v kalup dimenzij 10x10x10 cm. Slednje se sklada s posrednimi ugotovitvami iz diagramov programa Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. 155 Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. LMAir na sliki (Slika 6.31). In sicer, glede na to, da so testne linije potekale zaporedno po testni površini vzorca od vrha proti dnu, lahko iz izkazanega sočasnega globalnega naraščanja parametra A in rahlega upadanja parametra L z večanjem Ttot sklepamo, da je na dnu vzorca najverjetneje več zračnih por kot ob vrhu. Pri tako majhnem Ttot je sicer vpliv statistične napake zaradi premajhne količine podatkov (na obravnavanem vzorcu od 60 do 600 tetiv) zelo velik. Zato je tovrstne lastnosti sistema zračnih por bolj smotrno ocenjevati iz planarnega pristopa, predstavljenega na sliki (Slika 6.54), kjer je podatkov za obravnavan primer kar 13.042 krožnih sledi zračnih por. Še vedno pa je tudi ta ocena zgolj lokalen pogled na sistem zračnih por po celotnem volumnu materiala. Bolj realno oceno lahko dobimo z analizo večjega števila prerezov skozi material. Planar determination 8.1 Data obtained P = 41.8 % 8.2 Total test area/traverse length A.tot = 9471.7 mm2 (OK) 8.3 Total air content A = 7.29 % (7.29 % overall) 8.4 Total number of circles/chords N.circ = 13042 (13042 overall) 8.5 Specific surface of the air ? = 12.41 mm-1 8.6 Paste:air ratio R = 5. 730 8.7 Spacing factor L = 0.397 mm 8.8 Micro-air content A300 = 1.48 % LA6-3 pol Threshold: 100+ .••PMAir • # FGG-KPMK-dduh Slika 6.54: Primer izpisa prototipne aplikacije PMAir – končni rezultati #1/2 Fig. 6.54: Sample screenshot from the prototype application PMAir – final results #1/2 6.3.5.3 Validacija PMAir Za validacijo razvojnega programa PMAir smo uporabili iste vzorce kot pri validaciji aplikacije LMAir, predstavljene v poglavju 6.3.4.4. Pri tem smo za threshold vrednosti za identifikacijo zračnih por xa.i izbrali iste vrednosti kot pri LMAir, saj smo analizo opravili na istih z optičnim čitalcem zajetih slikah kontrastiranih površin posameznih vzorcev. Primerjave rezultatov obeh avtomatiziranih sistemov PMAir in LMAir ter klasične ročno izvedene LMA so prikazane v preglednicah (Preglednica 6.21)-(Preglednica 6.28) in na diagramih na sliki (Slika 6.55). of EN480-11 parameters Histogram of air-voids profiles positions - X 20 40 60 80 100 Position of the profiles centers on the X-axis [mm] Histogram of air-voids profiles positions - Y 20 40 60 80 100 Position of the profiles centers on the Y-axis [mm] 2000 1500 1000 measured 500 0 0 X 2000 1500 Y 1000 500 0 0 156 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 Preglednica 6.21: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce CA4 Table 6.21: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for CA4 samples Klasična LMAir Rel. PMAir Rel. Parameter LMA slabo kontrast. nap. slabo kontrast. nap. A (%) 4,60 5,46 19% 5,23 14% a (mm1) 10,44 16,11 54% 15,31 47% L (mm) 0,587 0,352 -40% 0,378 -36% A300 (%) 0,66 1,38 109% 1,11 68% N /Ttot (mm-1) 0,120 0,220 83% 0,203 69% Preglednica 6.22: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce LVA8 Table 6.22: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for LVA8 samples Klasična LMAir Rel. PMAir Rel. Parameter LMA združene pore nap. združene pore nap. A (%) 8,60 10,01 16% 9,95 16% a (mm1) 19,40 15,31 -21% 14,85 -24% L (mm) 0,196 0,213 9% 0,221 13% A300 (%) 2,99 2,46 -18% 2,68 -10% N /Ttot (mm-1) 0,417 0,383 -8% 0,372 -11% Preglednica 6.23: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce EF Table 6.23: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for EF samples Klasična LMAir Rel. PMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. kvalit. kontrast. nap. A (%) 4,31 4,50 4% 4,54 5% a (mm1) 15,65 15,06 -4% 15,32 -2% L (mm) 0,408 0,416 2% 0,407 -0% A300 (%) 1,03 1,12 9% 1,26 22% N /Ttot (mm-1) 0,169 0,169 0% 0,175 4% Preglednica 6.24: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce TA4 Table 6.24: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for TA4 samples Klasična LMAir Rel. PMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. kvalit. kontrast. nap. A (%) 5,04 4,85 -4% 5,28 5% a (mm1) 10,76 12,11 13% 10,12 -6% L (mm) 0,547 0,495 -10% 0,570 4% A300 (%) 0,63 0,82 30% 0,67 6% N /Ttot (mm-1) 0,136 0,147 8% 0,134 -1% Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 157 Preglednica 6.25: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce LA4 Table 6.25: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for LA4 samples Klasična LMAir Rel. PMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. kvalit. kontrast. 5,52 nap. A (%) 5,10 5,31 4% 8% a (mm1) 11,69 11,67 0% 10,36 -11% L (mm) 0,501 0,493 -2% 0,545 9% A300 (%) 0,96 1,04 8% 0,79 -18% N /Ttot (mm-1) 0,149 0,155 4% 0,143 -4% Preglednica 6.26: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce LA8 Table 6.26: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for LA8 samples Klasična LMAir Rel. PMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. kvalit. kontrast. 7,65 nap. A (%) 7,80 7,86 1% -2% a (mm1) 11,94 12,24 3% 11,78 -1% L (mm) 0,397 0,386 -3% 0,406 2% A300 (%) 1,41 1,35 -4% 1,33 -6% N /Ttot (mm-1) 0,233 0,240 3% 0,226 -3% Preglednica 6.27: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce LA10 Table 6.27: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for LA10 samples Klasična LMAir Rel. PMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. kvalit. kontrast. 8,91 nap. A (%) 7,75 8,74 13% 15% a (mm1) 13,27 13,28 0% 12,54 -6% L (mm) 0,357 0,338 -5% 0,354 -1% A300 (%) 1,57 1,97 26% 1,74 11% N /Ttot (mm-1) 0,257 0,290 13% 0,280 9% Preglednica 6.28: Primerjava rezultatov PMAir, LMAir in klasične LMA za vzorce LA12 Table 6.28: Comparison of PMAir, LMAir and classic LTM results for LA12 samples Klasična LMAir Rel. PMAir Rel. Parameter LMA kvalit. kontrast. nap. kvalit. kontrast. 9,64 nap. A (%) 8,70 9,27 7% 11% a (mm1) 13,31 12,17 -9% 11,71 -12% L (mm) 0,335 0,355 6% 0,355 6% A300 (%) 1,47 1,83 25% 1,53 4% N /Ttot (mm-1) 0,290 0,282 -3% 0,283 -2% 158 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 A (%) 10 # It _,s IP # # a (mm-1) 18 16 14 12 10 / o * ¦ /* L A 2 4 6 8 10 Klasična LMA 12 10 12 14 16 18 20 Klasična LM A L (mm) Linija enakost i Združ. pore, LVA8 (LMAir) 0 Slabo kontr., CA4 (LMAir) EF (LMAir) TA4 (LMAir) LA4 (LMAir) LA8 (LMAir) LA10 (LMAir) LA12 (LMAir) Združ. pore, LVA8 (PMAir) * Slabo kontr., CA4 (PMAir) A EF (PMAir) A TA4 (PMAir) A LA4 (PMAir) A LA8 (PMAir) A LA10 (PMAir) A LA12 (PMAir) 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 i ,/ J * r ^ z Y S * 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 A 300 [%] /o * O y-1 # o \-m s--i , ** 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 Klasična LMA 0,6 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 Klasična LMA 2,5 3,0 Slika 6.55: Primerjava rezultatov avtomatiziranih sistemov PMAir in LMAir ter klasične LMA Fig. 6.55: Comparison of the results of automated systems PMAir, LMAir and classic LTM Iz preglednic (Preglednica 6.21)-(Preglednica 6.28) in diagramov na sliki (Slika 6.55) je razvidno, da je avtomatiziran sistem PMAir ustrezen tudi za splošne primere, seveda pod pogojem kvalitetne priprave površine vzorcev. V primeru slabo kontrastiranih vzorcev (mešanica CA4) so relativne napake ocen LMA parametrov z metodo PMAir podobno visoke kot pri LMAir. Glede na to, da smo za izvedbo PMAir in LMAir uporabili iste threshold vrednosti za identifikacijo zračnih por na posameznih vzorcih, lahko iz opravljene validacije medsebojno primerjamo tudi linijsko in planarno stereološko metodo. Iz diagramov na sliki (Slika 6.55) je razvidno, da so rezultati obeh metod medsebojno dokaj enakomerno razpršeni, razen za parameter ?. Tak rezultat je pričakovan, saj bi naj bili rezultati planarne stereološke metode tisti, h katerim rezultati linijske stereološke metode z večanjem testnega sistema konvergirajo. Dejstvo, da pa so PMAir ocene za parameter ? skoraj v vseh primerih nižje od LMAir ocen, pa opozarja na opazko iz prejšnjega poglavja, kjer se kljub uporabi metode Watershed za rešitev problema združenih por nismo popolnoma približali pričakovani vrednosti za parameter ?. Če še enkrat pogledamo rezultate v preglednici (Preglednica 6.20), lahko tudi opazimo, da PMAir še vedno ni identificirala enako velikega števila sledi zračnih por kot LMAir pri izjemno velikem testnem sistemu. Problem je v zgolj delni uspešnosti uporabljene metode Watershed. V primeru, da se medsebojno stika več zračnih por, metoda ne uspe ustrezno ločiti vseh krožnih sledi zračnih por, kot kaže slika (Slika 6.56). Več kot je zračnih por, slabša je njena učinkovitost. Zato tudi še vedno tako slabe PMAir ocene LMA parametrov za vzorce iz 8 6 4 2 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 159 mešanice LVA8, kjer je takšnih grozdov zračnih por ogromno. Dokler ne izboljšamo učinkovitosti Watershed metode, od potencialne planarne metode ne moremo pričakovati, da bo dajala boljše ocene LMA parametrov kot linijska metoda, na katero ima problem stikajočih se zračnih por manj negativni učinek. Problem rahlega precenjevanja velikosti identificiranih sledi zračnih por zaradi kromatične aberacije uporabljenega optičnega čitalca in naknadno opaženega svetilnega oz. tako imenovanega »halo« učinka kontrastnega sredstva (Slika 6.56) lahko rešimo z uvedbo korekcijskega faktorja kv , analogno kot pri linijski metodi z izrazom (51). Slika 6.56: Delna uspešnost funkcije Watershed (desno) v primeru močne zgostitve zračnih por (levo) Fig. 6.56: Partial efficiency of the Watershed method (right) in case of high stacking of air voids (left) 160 AVTOMATIZACIJA METODE EN 480-11 Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 161 7 ZAKLJUČKI Zaključki, prispevki disertacije in ideje za nadaljnje delo so zaradi večje preglednosti podani ločeno po obravnavanih poglavjih in podpoglavjih. 7.1 Samozgoščevalni beton 7.1.1 Projektiranje SCC in primerljivih vibriranih mešanic Iz opravljenih preiskav na svežih betonskih mešanicah in poskusov mešanja tako aeriranih kot tudi neaeriranih SCC in vibriranih mešanic iz različnih materialov, v laboratoriju in v betonarnah, lahko zaključimo naslednje: – Neposreden prenos receptur SCC mešanic iz drugih držav sveta praviloma ni možen. Lastnosti SCC so namreč močno odvisne od karakteristik osnovnih materialov (agregat, cement, dodaten praškasti material in kemijski dodatki) potrebnih za njegovo izdelavo. – Po splošni metodi za projektiranje SCC mešanic, ki so jo predlagali Okamura in Ozawa s sodelavci (1995, cit. po Skarendahl, Petersson, 2000), je moč najti dovolj dobro izhodišče za projektiranje SCC mešanic iz domačih materialov, tako z drobljenim agregatom kot s prodom. – Apnenčeva moka, bodisi namensko pridobljena z mletjem apnenca ali pridobljena z odpraševanjem drobljenega apnenčevega agregata, kremenčeva mivka in elektrofiltrski pepel, ki so na voljo v Sloveniji, so se izkazali kot ustrezni praškasti materiali za projektiranje SCC mešanic. Od teh je najbolj ekonomična apnenčeva moka pridobljena z odpraševanjem. Iz ekološkega vidika bi bili najboljši izbiri ta vrsta apnenčeve moke ali elektrofiltrski pepel. – Za izbiro ustrezne vrste in količine dodatnega praškastega materiala ter kemijskih dodatkov pri izbranem v/c razmerju je nujno potrebno najprej opraviti potrebne preiskave na cementnih pastah in SCC maltah. – Pri prenosu receptur za SCC malte na recepture za SCC betonske mešanice lahko načeloma dosežemo zahtevane samozgoščevalne lastnosti samo z nekolikšnim spreminjanjem deležev kemijskih dodatkov in/ali količine zamesne vode. – Pri projektiranju aeriranih SCC mešanic lahko izhajamo neposredno iz sprojektiranih receptur neaeriranih SCC mešanic z istimi materiali. Pri tem lahko za doseganje primerljivih reoloških lastnosti delež praškastih delcev v mešanici in v/c razmerje tudi zmanjšamo. Vnešeni zračni mehurčki v cementni pasti aerirane betonske mešanice imajo namreč do neke mere podoben mazivni učinek kot superplastifikator. – Pri projektiranju aeriranih SCC mešanic se je izkazalo, da uporabljena vrsta aeranta ni bila kompatibilna z apnenčevo moko, ki je bila precej »hidrofobna«. Zaradi takšne površinske lastnosti delcev moke so se tvorjeni zračni mehurčki v cementni pasti od njih najverjetneje odbili, podobno kot vodne kapljice. Mešanica se je takoj po zamešanju namreč močno odzračila in dosegli smo kvečjemu 4-5% delež zraka. 162 ZAKLJUČKI Glede posamičnega in medsebojnega delovanja kemijskih dodatkov v sveži betonski mešanici lahko zaključimo naslednje: – Superplastifikatorji praviloma znižujejo potrebo po zamesni vodi za doseganje enake obdelavnosti sveže betonske mešanice. Pri enakem v/c razmerju dodatek SP poveča obdelavnost mešanice. Superplastifikatorji nove generacije so tako učinkoviti, da lahko sveža mešanica betona z ustrezno povečano količino paste na račun grobozrnatega agregata doseže takšno obdelavnost, da se zgosti samo zaradi delovanja lastne teže. – Večanje količine SP do neke mere praviloma veča sposobnost razlezanja sveže betonske mešanice, tako vibrirane kot SCC. Na hitrost razlezanja ima večanje količine SP zelo majhen vpliv, in če že, potem v smeri povečanja hitrosti razlezanja. Zaradi izboljšanja obdelavnosti se poroznost betonske mešanice s tem manjša. Kaže, da povečanje količine SP poveča tudi učinek delovanja aeranta, tako pri SCC kot tudi pri vibriranih mešanicah. – Predozacija SP učinek delovanja aeranta praviloma zmanjša. SCC mešanica se v tem primeru namreč prekomerno odzrači, vibrirana mešanica pa je pri tem preveč »lepljiva« in viskozna za tvorjenje zračnih mehurčkov. Prevelika količina SP pri nekem v/c razmerju praviloma povzroči tudi segregacijo agregata v sveži betonski mešanici. – Večja količina aeranta pri enakih pogojih praviloma pomeni večji delež zraka v betonski mešanici. Aerant prav tako do neke mere poveča sposobnost razlezanja sveže betonske mešanice, tako vibrirane kot SCC, hitrost razlezanja pa nekoliko upočasni. Pri iztekanju SCC mešanice skozi ozke odprtine zračni mehurčki v cementni pasti betona delujejo ugodno. – Predozacija aeranta ima lahko negativen učinek na vnašanje zraka v beton. Zveza med količino dodanega aeranta in deležem vnešenega zraka v betonu je namreč približno linearna le do neke meje, ki jo v veliki meri določa količina paste betonske mešanice. Kaže tudi, da SCC mešanice s preveliko količino zračnih por zmanjšajo učinek superplastifikatorja. Takšne »penaste« SCC mešanice imajo praviloma omejen maksimalni razlez s posedom, ki je sicer pokazatelj sposobnosti tečenja SCC mešanice in zapolnjevanja kalupov ali opažev. – Delovanje aeranta je pogojeno s številnimi dejavniki, s katerimi se srečujemo pri zasnovi in mešanju aeriranih betonskih mešanic. Prvi dejavnik je temperatura okolice v času mešanja in temperatura sestavin mešanice. Pri temperaturah betonske mešanice nižjih od 20°C lahko pri enaki dozaciji aeranta pričakujemo precej večji delež vnešenega zraka kot v primeru, da je temperatura betonske mešanice večja od 20°C. Večja obdelavnost mešanice prav tako poveča učinek delovanja aeranta, in obratno, medtem ko večanje finosti sestavnih materialov mešanice, predvsem praškastih delcev, učinek uporabljene vrste aeranta zmanjšuje. – Do zgornjih pojavov pride zaradi visoke občutljivosti sistema vnešenih zračnih mehurčkov v sveži betonski mešanici. Le-ta je odvisen tudi od načina mešanja, časa mešanja in naknadnega agitiranja sveže aerirane mešanice ter od načina vgrajevanja. Pri aeriranih SCC mešanicah smo opazili precej večjo izgubo deleža zraka v primeru naknadnega mešanja mešanice kot pri aeriranem vibriranem betonu. Pri slednjem pa lahko do znatne izgube deleža zraka pride pri vgrajevanju mešanice zaradi potrebe po vibriranju. Pri tem je neugodna tudi nastala mikrostruktura sistema vnešenih zračnih por (kopičenje por). – Naknadno dodajanje aeranta in SP zamešani betonski mešanici ima praviloma manjši učinek kot v primeru dodajanja teh kemijskih dodatkov v času prvotnega zamešanja. Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 163 – S sredstvom za kontrolo viskoznosti lahko uspešno povečamo odpornost sveže SCC mešanice na segregacijo, a pri tem zmanjšamo sposobnost za tečenje in znižamo hitrost njenega razlezanja. Sredstvo za kontrolo viskoznosti praviloma zavira delovanje aeranta in SP. – Potrebo po uporabi sredstva za kontrolo viskoznosti lahko izločimo s povečanjem količine praškastih delcev v mešanici ali z znižanjem v/c razmerja. Pri tem moramo ustrezno povečati količino dodanega SP. – Z večanjem v/c razmerja povečujemo predvsem hitrost razlezanja in iztekanja sveže SCC mešanice skozi ozke odprtine. Precej manjši vpliv ima spreminjanje v/c razmerja na velikost razleza s posedom. Z večanjem v/c razmerja se do neke mere povečuje tudi učinek aeranta in SP. – Pri prenizkem v/c razmerju samo s povečevanjem količine dodanega SP ne moremo doseči zahtevanih samozgoščevalnih lastnosti. Takšna mešanica bo prepočasna in »lepljiva«. Večina zgornjih učinkov je še bolj pregledno podana v preglednici (Preglednica 3.3). Glede časovnega spreminjanja obdelavnosti svežih SCC mešanic lahko zaključimo, da samozgoščevalne lastnosti s časom upadajo eksponentno, še posebej v primeru dodanega sredstva za kontrolo viskoznosti. Večina sprojektiranih SCC mešanic sicer po 30 minutah mirovanja še vedno izpolnjuje zahteve glede obdelavnosti. Z nenehnim agitiranjem mešanice bi bil upad SCC lastnosti najverjetneje počasnejši. Izkazalo se je tudi, da lahko z naknadnim dodajanjem SP samozgoščevalne lastnosti ohranjamo tudi 45 ali več minut po zamešanju. Iz izkušenj z vgrajevanjem SCC v večje AB elemente v laboratoriju in v betonarnah lahko zaključimo naslednje: – Pri kontinuirnem mešanju enakih SCC mešanic iz istih šarž materiala lahko pričakujemo 1-5% odstopanje od povprečnega razleza s posedom in 7-26% odstopanje od povprečnega časa razlezanja SCC mešanic. Velikost slednjega odstopanja je tudi posledica odvisnosti same preiskave od človeškega vpliva. – V primeru zamešanja SCC mešanice iz novih šarž materiala je za doseganje primerljivih SCC lastnosti ponavadi potrebno nekoliko spremeniti količine kemijskih dodatkov. – Pri večfaznem vgrajevanju s časovnim razmikom več kot 10 minut se zaradi tiksotropičnosti sveže SCC mešanice posamezni sloji betona ne mešajo več popolnoma. Preiskave z ultrazvokom so sicer pokazale, da je ta stik enako kompakten kot preostali predeli betona. – Pri prenosu receptur za 50 litrov SCC, sprojektiranih v laboratoriju, na npr. 1 m3 za mešanje v betonarnah, se je izkazalo, da je nujno potrebno upoštevati dejansko vlažnost agregata v silosih in količino zamesne vode temu ustrezno prilagoditi. Za doseganje primerljivih samozgoščevalnih lastnosti je ponavadi potrebno tudi nekoliko spremeniti deleže kemijskih dodatkov. – V primeru doseganja razleza s posedom vsaj 700 mm je bilo samozgoščevanje SCC mešanice, zapolnjevanje kalupa in oblivanje armaturnega koša izjemno dobro. Posledica so bili zelo ostri robovi izdelanih AB elementov in kvalitetna površina, ki je popolnoma prevzela strukturo materiala opaža. Pri projektiranju aeriranih in neaeriranih vibriranih betonskih mešanic z veliko količino dodane apnenčeve moke (250 kg/m3) bi poleg že navedenega še dodali, da je za doseganje kohezivnosti takšnih mešanic potrebna relativno velika količina superplastifikatorja, tj. od 30-45%pr. Pri tem so 164 ZAKLJUČKI mešanice zelo »lepljive« in ročno izjemno težko obdelavne, četudi dosežejo lastnosti mehkoplastične konsistence. Z uporabo vibracijske mizice se sicer izjemno lepo vgradijo. 7.1.2 Numerični model sveže SCC mešanice Glede na rezultate reoloških preiskav različnih vrst svežih SCC mešanic in glede na pregledano tujo literaturo lahko zaključimo naslednje: – Svežo SCC mešanico takoj po zamešanju lahko dovolj dobro opišemo z modelom Binghamove tekočine. Za bolj natančen opis je potrebno uporabiti nelinearen Hershel-Bulkleyev model ali modificiran Binghamov model, ki prav tako upošteva vpliv t.i. »strižnega zgoščevanja« (ang. shear thickening) SCC mešanice. – Numerična simulacija večfaznega vgrajevanja SCC v opaž poljubne oblike in napovedovanje bočnega pritiska na opaž je že možna, a je pri tem nujno potrebno upoštevati časovno spreminjanje reoloških lastnosti sveže SCC mešanice. In sicer, tiksotropičnost SCC mešanice s časom povečuje napetost na meji tečenja ?0 , izguba obdelavnosti sveže SCC mešanice s časom pa povečuje tudi njeno viskoznost µ. – Da bi bile numerične simulacije uporabne v praksi, potrebujemo čim bolj enostavno, hitro in zanesljivo metodo določanja reoloških karakteristik sveže SCC mešanice. V razvoju je več pristopov. Eden takšnih je določanje parametrov ?0 in µ neposredno iz meritev vrtilnega momenta na mešalni ročici agitatorja na poti do gradbišča, tj. po principu reometrov, druga možnost pa je posredno ocenjevanje reoloških parametrov npr. iz meritev razleza s posedom. 7.1.3 SCC v praksi Večina raziskovalcev in strokovnjakov iz prakse ugotavlja, da je kljub ogromnemu tehničnemu potencialu SCC trenutno še vedno ogromna vrzel med tem, kaj je moč narediti v laboratoriju in kaj v praksi – v betonarni ali na gradbišču. Prednosti SCC, ki jih stroka izpostavlja, so: – enostavnost vgrajevanja SCC mešanice, kar omogoča gradnjo zelo zahtevnih AB konstrukcij in v arhitekturnem pogledu odpira nove možnosti; – kvaliteta površine strjenega SCC, kar ima poleg ugodnega vpliva na obstojnost betona tudi estetski potencial; – povečanje produktivnosti; – kvaliteta matrice strjenega SCC. Kot slabosti pa so izpostavljena naslednja dejstva: – večja občutljivost SCC mešanice na vhodne parametre in posledično zahteva po večji kontroli kvalitete; – potreba po visoki kvaliteti uporabljenih materialov, tudi za opaže v primeru visokih navpičnih konstrukcijskih elementov, in potreba po povečanju natančnosti opreme za proizvodnjo betona, kar lahko opazno poveča stroške; Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 165 – v primeru močne segregacije sveže SCC mešanice (slaba kontrola vlažnosti agregata ali dodajanja zamesne vode in kemijskih dodatkov) mešanico ne bo moč črpati ali izliti iz betonske hruške; – v primeru slabo zatesnjenega opaža bo sveža SCC mešanica iztekala skozi odprtine; – v primeru premajhnega razleza s posedom (slabo projektirana SCC mešanica ali predolgo mirovanje SCC od trenutka zamešanja) bo površina strjenega SCC slaba; – v primeru predolgega transportnega časa bo SCC praviloma izgubila svoje samozgoščevalne lastnosti. Zadnje štiri alineje sicer niso slabosti SCC, temveč posledice slabih pogojev ali slabe kvalitete izvajanja del in bi lahko predstavljale motiv za izboljšanje kvalitete izvajanja betonerskih del. Ob tem stroka velikokrat pozablja tudi na prednost uporabe SCC v smislu izboljšanja delovnih pogojev in okolja zaradi izločitve potrebe po vibriranju ter v smislu zmanjšanja potrebe po količini cementa za doseganje zahtevanih mehanskih lastnosti strjenega betona. Pri proizvodnji cementa se namreč sprošča velika količina CO2 (Larbi, Nijland, de Rooij, 2006). Vprašanje je samo, če je to v neki skupnosti res motiv. 7.1.4 Prispevek disertacije V sklopu prve faze disertacije smo opravili obsežne preiskave na cementnih pastah, samozgoščevalnih maltah in samozgoščevalnih betonih v svežem stanju. Ugotovili smo, da neposreden prenos receptur SCC mešanic iz drugih držav sveta praviloma ni možen, a je po splošni metodi Okamure moč najti dovolj dobro izhodišče za projektiranje SCC mešanic iz domačih materialov tako z drobljenim agregatom kot s prodom. Na podlagi parametrične študije učinkovitosti kemijskih dodatkov tipa superplastifikator, aerant in dodatek za povečanje viskoznosti ter interakcije med njimi v različnih SCC mešanicah smo sestavili preglednico posamičnih in medsebojnih vplivov kemijskih dodatkov in vodo-cementnega razmerja na samozgoščevalne lastnosti, ki bi lahko predstavljala zelo koristen pripomoček za projektiranje tako aeriranih kot tudi neaeriranih SCC v praksi. Pri prenosu receptur bodisi iz SCC malt na SCC betonske mešanice ali iz SCC mešanic v laboratoriju na SCC mešanice v betonarnah smo pokazali, da je moč doseči zahtevane samozgoščevalne lastnosti zgolj z manjšimi korekcijami količine zamesne vode in/ali kemijskih dodatkov. Opravili smo tudi preiskave časovnega spreminjanja samozgoščevalnih lastnosti različnih SCC mešanic, iz katerih je razvidno, da v primeru uporabe sprojektiranih SCC kot transportnih betonov brez dodatnih ukrepov transport ne bi smel trajati več kot 30 minut. Na podlagi reoloških preiskav smo po pregledu tuje literature na področju numerične simulacije razlezanja sveže SCC mešanice podali kritično oceno predlaganih matematičnih modelov in predloge za boljši opis realnega stanja. Pomemben prispevek disertacije je tudi ugotovitev, da vsaka vrsta apnenčeve moke ni primerna za izdelavo aeriranih SCC mešanic. Zaradi lastnosti površine delcev določene apnenčeve moke niso kompatibilne s tipičnimi aeranti. V disertaciji smo predlagali tudi zelo enostavno metodo za oceno primernosti neke apnenčeve moke ali morda tudi katerega drugega mineralnega dodatka za učinkovito aeriranje SCC mešanic. Rezultat sodelovanja naše raziskovalne skupine in strokovnjakov iz Skupine Primorje je, da so v praksi že nekajkrat uporabili samozgoščevalni beton za izdelavo konstrukcijskih elementov in za rešitve, ki z vibriranimi betoni ne bi bile mogoče. 166 ZAKLJUČKI 7.1.5 Ideje za nadaljnje delo Zaradi določenih lastnosti SCC v strjenem stanju bi bilo zanimivo tudi poskusiti sprojektirati SCC mešanico z manjšo količino cementa in s skupno količino praškastih delcev na spodnji priporočeni meji splošne metode po Okamuri, tj. 450 kg/m3. Zanimivo bi bilo tudi preveriti časovno izgubljanje samozgoščevalnih lastnosti SCC mešanic z normalno ali počasi vezočimi cementi in/ali s kemijskimi dodatki za zaviranje vezanja. Kar se tiče projektiranja aeriranih mešanic betona z različnimi vrstami mineralnih dodatkov in stabilnosti tvorjenega sistema zračnih mehurčkov, bi bilo smiselno preiskati tudi kompatibilnost in učinek drugih vrst aerantov. Pri projektiranju vibriranih betonskih mešanic z zamenjavo dela cementa z apnenčevo moko smo opravili parametrično študijo pri konstantnem v/c razmerju. Zanimivo bi bilo opraviti tudi študijo pri konstantnem razmerju med vodo in vsemi praškastimi delci pri tovrstni zamenjavi, tj. z enako količino zamesne vode, ne glede na delež zamenjave cementa z mineralnimi dodatki. Glede numeričnega modeliranja sveže SCC mešanice se v zadnjih letih že pojavljajo nekateri modeli, ki upoštevajo vpliv tiksotropičnosti sveže SCC mešanice na povečanje napetosti na meji tečenja ?0 v primeru mirovanja mešanice. Za še bolj natančen opis realnega stanja bi bilo potrebno upoštevati tudi časovno spreminjanje viskoznosti mešanice µ. Na tem področju je potreben tudi nadaljnji razvoj čim bolj enostavnih metod za določanje reoloških parametrov svežih SCC mešanic. Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 167 7.2 Mehanske lastnosti SCC in vibriranih betonov z apnenčevo moko 7.2.1 Tlačna trdnost V sklopu preiskav tlačne trdnosti samozgoščevalnih in vibriranih betonov z apnenčevo moko smo preizkusili tudi eno SCC mešanico z elektrofiltrskim pepelom. Izkazane nekoliko višje tlačne trdnosti te mešanice v primerjavi s preostalimi betonskimi mešanicami, primerljivimi glede na vodo-vezivno razmerje, potrjujejo odvisnost tlačne trdnosti betona od količine veziva v betonski mešanici. Rezultati preiskav nakazujejo tudi na odvisnost tlačne trdnosti betona od temperature v času mešanja in vgrajevanja betonske mešanice ter od temperature mokre nege betona. Vzorci betona negovani v vodi s temperaturo okoli 15°C so izkazali tudi do 10% nižjo tlačno trdnost kot vzorci enakega betona, ki so bili negovani v vodi s temperaturo (20±2)°C. Glede tlačne trdnosti SCC in vibriranih betonov z apnenčevo moko lahko zaključimo še naslednje: – Dodatek apnenčeve moke poviša tlačno trdnost betona. Še posebej opazne razlike so pri zgodnjih tlačnih trdnostih, 5-10% višje pa so tudi 28-dnevne tlačne trdnosti betona z apnenčevo moko v primerjavi z betonskimi mešanicami brez dodatka apnenčeve moke in z enakim v/c razmerjem ter količino cementa. Apnenčevo moko smo dodajali na račun grobozrnatega agregata. – SCC mešanice z apnenčevo moko so dosegale še 5-10% višje tlačne trdnosti kot vibrirane mešanice z apnenčevo moko pri enaki sestavi (razen količine dodanega SP). Večja količina SP pri SCC (0,64%pr) v primerjavi s količino SP pri vibrirani mešanici (0,45%pr) zagotovo vpliva ugodno na hidratacijo cementa, saj molekule superplastifikatorjev nove generacije izboljšajo disperzijo cementnih delcev tudi v času hidratacije. Poleg tega smo po mikroskopski analizi vzorcev strjenega SCC in vibriranega betona ugotovili tudi bistveno razliko v kvaliteti stičnega območja med hidratizirano pasto in agregatnimi zrni, ki bi lahko prav tako doprinesla k izkazani višji tlačni trdnosti SCC. Rezultati topografske študije obruskov betonskih vzorcev namreč kažejo na to, da vibriranje sveže betonske mešanice povzroči lokalno povečanje v/c razmerja v okolici večjih zrn agregata in s tem oslabi mehanske lastnosti tega stičnega območja. – Upad tlačne trdnosti aeriranih SCC z večanjem deleža zraka je približno 2,5 MPa na 1% zraka, medtem ko je ta upad pri aeriranih vibriranih betonih brez dodatka apnenčeve moke precej večji (3,8 MPa na 1% zraka). Razlog za to bi lahko bila večja gostota matrice cementnega kamna pri SCC zaradi dodatka apnenčeve moke in zaradi večje količine dodanega SP. Analiza mikrostrukture vzorcev teh betonov je pokazala še eno bistveno razliko med aeriranimi SCC in aeriranimi vibriranimi betoni, ki bi lahko prav tako neugodno vplivala na tlačno trdnost slednjih. Pri vibriranih aeriranih betonih je namreč ponekod prišlo do močnega kopičenja zračnih mehurčkov, medtem ko so pri aeriranih SCC zračni mehurčki bolj enakomerno porazdeljeni po matrici cementnega kamna. Najverjetneje gre za posledico vibriranja, saj so bili vsi ostali pogoji in sestavni materiali mešanic enaki. Za napovedovanje časovnega razvoja tlačne trdnosti SCC z apnenčevo moko lahko uporabimo računski model iz Evrokoda 2 (SIST EN 1992-1-1, 2005), pri čemer je potrebno za koeficient s vzeti vrednost 0,17. Podobne vrednosti za koeficient s pri tem računskem modelu imajo tudi vibrirani visokotrdni betoni (Saje, 2001). Preizkusili smo tudi nekaj obstoječih računskih modelov ACI. Le-ti niso ustrezali časovnemu razvoju obravnavanega SCC z apnenčevo moko. Potrebno bi bilo poiskati nove koeficiente za ta računski model. 168 ZAKLJUČKI Z ultrazvočno metodo smo uspeli dobro oceniti kvaliteto vgrajenega betona. Iz primerjave izkazanih tlačnih trdnosti betonov in rezultatov neporušne ultrazvočne metode se je izkazalo, da je s slednjo metodo moč ocenjevati tlačno trdnost betonov, če poznamo sestavo betona. 7.2.2 Natezna trdnost Preiskave cepilne natezne trdnosti betona so pokazale, da je obravnavan SCC z apnenčevo moko dosegel 20% nižjo natezno trdnost kot jo navaja Evrokod 2 (SIST EN 1992-1-1, 2005) za pripadajoč trdnostni razred. Do podobnih rezultatov za SCC z relativno veliko količino apnenčeve moke prihajajo tudi tuji raziskovalci (Parra, Valcuende, Benlloch, 2007). V primeru SCC z manjšo količino apnenčeve moke Georgiadis, Anagnostopoulos in Sideris (2007) sicer navajajo nekoliko višjo cepilno natezno trdnost SCC v primerjavi z vibriranim betonom pri enaki tlačni trdnosti. Do enakih rezultatov prihajajo tudi Dinakar, Babu in Santhanam (2007), in sicer v primeru SCC z elektrofiltrskim pepelom. Naknadno opravljeni upogibni preizkusi na betonskih prizmah so pokazali, da natezna trdnost obravnavanega SCC z apnenčevo moko ustreza vrednostim, ki so navedene v EC2. Kar se tiče cepilne natezne preiskave, predpisane v SIST EN 12390-6 (2001), bi bilo smiselno preveriti tudi vplive človeškega faktorja, stanja preizkušanca (RH, T ) in raznih imperfekcij uporabljene opreme na rezultate preiskave. V primeru, da ne pride do predvidenega napetostnega stanja v preizkušancu, napaka pri oceni natezne trdnosti betona s pomočjo cepilnega preskusa najverjetneje ni zanemarljiva. Za napovedovanje časovnega razvoja natezne trdnosti SCC z apnenčevo moko lahko uporabimo računski model iz Evrokoda 2 (SIST EN 1992-1-1, 2005), pri čemer je vrednost za koeficient s najverjetneje ponovno okoli 0,17 ali malo manj. Za natančnejšo določitev koeficienta s bi bilo potrebno zgodnje (1, 3 in 7-dnevne) natezne trdnosti obravnavanega SCC izmeriti ponovno, in sicer z opremo, pri kateri je nevarnost »zaklinjanja« manjša. 7.2.3 Statični modul elastičnosti Obravnavan SCC z apnenčevo moko je izkazal približno 10% večji modul elastičnosti kot ga navaja EC2 za običajen beton v istem trdnostnem razredu. Ker je modul elastičnosti betona močno odvisen od vrste uporabljenega agregata, je iz te primerjave sicer težko sklepati, da je dobljen modul elastičnosti SCC z apnenčevo moko večji zaradi dodatka apnenčeve moke. Nekateri tuji raziskovalci na tem področju (Georgiadis, Anagnostopoulos, Sideris, 2007; Dinakar, Babu, Santhanam, 2007) namreč navajajo tudi manjše module elastičnosti SCC z različnimi vrstami mineralnega dodatka v primerjavi z običajnimi vibriranimi betoni. Kot najverjetnejši razlog za to navajajo nekoliko večji delež paste pri SCC v primerjavi z vibriranim betonom. Rezultati preiskav enoosnega tlaka pri različnih starostih obravnavanega SCC z apnenčevo moko so pokazali, da lahko za časovno spreminjanje modula elastičnosti SCC z apnenčevo moko uporabimo EC2 računski model z vrednostjo koeficienta s = 0,25. 7.2.4 Duktilnost Številne preiskave tujih raziskovalcev so pokazale, da bi za določanje duktilnosti betona, ki je za projektiranje AB konstrukcij bistvenega pomena, potrebovali standardizirano preiskavo. Geometrija betonskih preizkušancev in tudi trenje med obremenilno ploščo in preizkušancem pri enoosnem tlaku Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. 169 imata pomemben vpliv na izkazano tlačno trdnost betona /^, deformacijo pri le tej (ec1) in končno porušno deformacijo scu1. RILEM v svojih zadnjih priporočilih navaja kot maksimalno razmerje med višino in širino betonskega preizkušanca za določanje duktilnosti betona z enoosnim tlakom hpr /bpr = 2, oz. še natančneje priporoča prizme dimenzij 10x10x20 cm ali valje s premerom 10 cm in višino 20 cm. Uporabljene dimenzije betonskih preizkušancev za lastne preiskave (10x10x40 cm) so potrdile pričakovane težave pri določanju duktilnosti betona. Pri tako vitki geometriji preizkušancev je prišlo do predčasne porušitve betona najverjetneje zaradi uklona ali zaradi prepoznega ali prepočasnega nižanja tlačne sile s preizkuševalnim strojem. Iz dobljenih rezultatov, ki so zato na ti. »varni strani«, lahko sklepamo naslednje: - Obravnavan SCC z apnenčevo moko najverjetneje dosega podobne deformacije pri maksimalni tlačni napetosti sc1 kot običajni betoni v istem trdnostnem razredu po EC2 (SIST EN 1992-1-1, 2005). - S staranjem SCC z apnenčevo moko naraščata le tlačna trdnost fcm in statični modul elastičnosti betona L„,, medtem ko deformacija pri tlačni trdnosti betona sc1 ostaja približno enaka. Pri uporabljeni geometriji preizkušancev (10x10x40 cm) znaša O r m o 2 o o r o o< < o m < r o < m r o C/3 ^ N X M ?% N <^ S W S n o < o< X >a O N S r o o M Duh, D. 2008. Samozgoščevalni in vibrirani betoni z apnenčevo moko. Dokt. dis. Ljubljana, UL, FGG, Odd. za gradbeništvo, Konstrukcijska smer. Priloga C: FUNKCIJA ZA Matlab – PREVEDBA PLANARNIH PODATKOV NA LINIJSKE function [Ta]=plan2lin(DATA,PRE); Funkcija določi linijske podatke iz planarnih, tj. število in dolžine tetiv iz vseh identificiranih ploščin 2-D sledi zračnih por. Avtor: DAVID DUH Zadnja sprememba: 5.12.2007 dPIX = (DATA ./ pi) .^ 0.5 .* 2; N = round(dPIX); d = dPIX ./ PRE .* 1000; Ta = []; k = 1; okno = waitbar(0,'Creating linear data for j=1:length(DATA) for i=1:N(j) if i == 1 kota = d(j) / N(j) / 2; Ta(k) = 2 * ( (d(j)/2)^2 -k = k + 1; else kota = kota + d(j) / N(j); Ta(k) = 2 * ( (d(j)/2)^2 -k = k + 1; end end waitbar(j/length(DATA)); end %stolpec premerov krogov, določenih iz ploščin 2-D sledi zračnih por, v [pix] %stolpec števila presečnih tetiv za 2-D sled j-te zračne pore %stolpec premerov krogov, določenih iz ploščin 2-D sledi zračnih por, v [um] %stolpec dolžin vseh tetiv v [um] %globalni števec vseh tetiv from planar data...'); %for zanka po vseh identificiranih 2-D sledeh zračnih por %for zanka po vseh pričakovanih tetivah 2-D sledi j-te zračne pore %prva tetiva %kota prve tetive (kota - d(j)/2)^2 )^0.5; %ostale tetive %kote ostalih tetiv (kota - d(j)/2)^2 )^0.5; close(okno); Ta = Ta'; PRILOGE Priloga D: PREGLEDNICA ZA GROBO OCENO PORAZDELITVE ZRAČNIH POR IZ REZULTATOV PLANARNE ANALIZE Stolpec 1 2 3 4 5 6 7 Kumula- Gostota tivni Ocena verjetnosti Širina Delež delež Prostor- št. por v velikosti Količina Razred razreda zraka zraka nina pore 1 mm3 zračnih por Stolpec 3 Stolpec 6 Analizator Stolp. 3 deljen s deljen slike, po kumula- stolpcem 5 s širino Vir Delesseju tivno deljeno s 100 razreda Enota um % % mm3 mm"3 1 (0, 10] 5,24E-07 2 (10, 20] 4,19E-06 3 (20, 30] l,41E-05 4 (30, 40] 3,35E-05 5 (40, 50] 6,54E-05 6 (50, 60] U3E-04 7 (60, 80] 2,68E-04 8 (80, 100] 5,24E-04 9 (100, 120] 9,05E-04 10 (120, 140] l,44E-03 11 (140, 160] 2,14E-03 12 (160, 180] 3,05E-03 13 (180, 200] 4,19E-03 14 (200, 220] 5,58E-03 15 (220, 240] 7,24E-03 16 (240, 260] 9,20E-03 17 (260, 280] U5E-02 18 (280, 300] l,41E-02 19 (300, 350] 2,24E-02 20 (350, 400] 3,35E-02 21 (400, 450] 4,77E-02 22 (450, 500] 6,54E-02 23 (500, 1000] 5,24E-01 24 (1000, 1500] l,77E+00 25 (1500, 2000] 4,19E+00 26 (2000, 2500] 8,18E+00 27 (2500, 3000] 1,41E+01 28 (3000, 4000] 3,35E+01 OPOMBA: V primeru negativnih vrednosti se lahko št. razredov zmanjša, sicer jih je potrebno zadržati.