INVLOED VAN VULSTOFFEN OP HYDRATATIE EN … · 2011. 2. 8. · beton (SCC) leiden tot het gebruik...

ti-KVIV/BBG Studiedag “Praktische aanwending van zelfverdichtend beton” Affligem – 1 december 2005 p. 1/36

INVLOED VAN VULSTOFFEN OP HYDRATATIE EN EIGENSCHAPPEN VAN SCC

Gert Heirman (*), Lucie Vandewalle

Departement Burgerlijke Bouwkunde, Laboratorium Reyntjens, Kasteelpark Arenberg 40, 3001 Heverlee

(*) Tel: +32 16 32 16 79, E-mail: [email protected]

1. INLEIDING De in België courante opvattingen betreffende het mengselontwerp van zelfverdichtend

beton (SCC) leiden tot het gebruik van grotere hoeveelheden vulstoffen in een zelf-verdichtende betonsamenstelling in vergelijking met een traditioneel verdicht beton-mengsel (TC). Een belangrijk onderdeel van het fundamenteel onderzoek betreffende SCC spitst zich dan ook toe op de invloed van verschillende types vulstoffen op eigenschappen van het uiteindelijke betonmengsel zoals eigenschappen van het verse mengsel, hydratatie, duurzaamheidsaspecten en tijdsafhankelijke fenomenen.

2. MENGSELONTWERP – BASISFILOSOFIE Zelfverdichtend beton wordt als volgt gedefinieerd: [1]

“Zelfverdichtend beton is beton dat in verse toestand een dusdanige vloeibaarheid vertoont dat het louter onder invloed van het eigengewicht en dus zonder bijkomende verdichtingsenergie in staat is doorheen een dicht wapeningsnet of in aanwezigheid van andere hindernissen de bekistingsvorm volledig te vullen, terwijl het een voldoende stabiliteit vertoont tegen segregatie en dus homogeen blijft gedurende transport, verpompen en plaatsen.”

De basisfilosofie achter de hierna beschreven procedures is dan ook terug te brengen tot het combineren van de volgende, op het eerste zicht onverenigbare, eigenschappen:

enerzijds een hoge vloeibaarheid, en anderzijds een grote weerstand tegen segregatie.

Deze basisfilosofie kan ook vertaald worden naar de rheologische parameters die het zelfverdichtend beton beschrijven (Figuur 1):

een voldoende lage vloeidrempel τ0 [MPa] , en een voldoende hoge plastische viscositeit µ [Pa.s].

Klassiek wordt (zelfverdichtend) beton gekarakteriseerd door het rheologisch Bingham model:

γ+τ=τ &.µ0 (1)

G. HEIRMAN & L. VANDEWALLE


Belgisch zelfverdichtend beton blijkt zich echter, zeker bij een hogere dosering superplastificeerder, meer te gedragen volgens het rheologisch Herschel-Bulkley model:

b0 .a γ+τ=τ & (2)

Deze vaststellingen werden gedaan tijdens de rheologie cursus te Limelette [2] en werden ook geïllustreerd tijdens het laatste internationale SCC congres te Chicago.[3] Onderzoek naar de verklaring van dit fenomeen is momenteel volop aan de gang. [*]

Figuur 1: Rheologische beschrijving van SCC

3. MENGSELONTWERP – PROCEDURES In het algemeen bestaan er 3 verschillende concepten om een zelfverdichtend beton te

ontwerpen/produceren zodat voldaan is aan de hierboven vermelde basisfilosofie. Eerst en vooral wordt er steeds gebruik gemaakt van grotere hoeveelheden superplastificeerder in vergelijking met traditioneel verdicht beton. Daarnaast kunnen volgende methoden toegepast worden om tot een zelfverdichtend betonmengsel te komen (Figuur 2):

gebruik makend van een hoog Poeder (= cement + vulstof) gehalte (P-type SCC), gebruik makend van Viscositeit Modificerende Hulpstoffen zoals het alom gekende

“welan gum” (VMH-type SCC), of gebruik makend van een combinatie van vorige twee (P/VMH-type SCC).

Figuur 2: Verschillende SCC mengselontwerp procedures

[*] Zie ook: Cauberg, N., “Wat leren ons de praktische testmethoden voor vers SCC?” (11u15)

TC

VMH-SCCP-SCC

P/VMH-SCC

50

250

450

650

1

5

9

13 TC

SCC

τ [Pa] τ [Pa]

γ [Pa.s] γ [Pa.s] . .

γ+τ=τ &.µ0

b0 .a γ+τ=τ &

+ SP



Het P-type SCC is het meest gangbaar in Japan en Europa (incl. België), waar het VMH-type vooral in Noord-Amerika terug te vinden is. De voornaamste reden voor het verschil in mengselontwerp procedure is terug te vinden in de lokale beschikbaarheid én kostprijs van de verschillende materialen.

Het ontwerp van een P-type SCC kan, algemeen gesteld, en in volledige overeen-stemming met de basisfilosofie, beschreven worden door:

[een beperking van het gehalte zand & grind]; een toevoeging van een (3de generatie) superplastificeerder; en een verlaging van de Water/Poeder verhouding.

Om tot een verlaging van de Water/Poeder verhouding (ter verhoging van de viscositeit van het betonmengsel) te komen, wordt in Europa gebruik gemaakt van voorhanden zijnde en, in vergelijking met cement, goedkopere vulstoffen. Dit in tegenstelling tot Japan waar zelfs zelfverdichtende betonsamenstellingen op basis van 600 à 700 kg/m³ cement terug te vinden zijn.

Mogelijke vulstoffen zijn (ingedeeld naar hun “chemische reactiviteit”): inerte (type I) vulstoffen:

kalksteenmeel kwartsmeel dolomietmeel

puzzolane of latent hydraulische (type II) vulstoffen: (poederkool)vliegas microsilica (niet of nauwelijks gebruikt in België wegens te duur) gemalen hoogovenslak (toepassing in Belgisch SCC?)

Een eerste onderzoek naar de toepasbaarheid en de invloed van deze vulstoffen op

verschillende eigenschappen van het verse en het verharde zelfverdichtend betonmengsel werden uitgevoerd in het kader van een eindwerk aan het departement Burgerlijke Bouwkunde van de K.U.Leuven.[4]

Momenteel wordt dit onderzoek in het kader van een doctoraatsonderzoek aan de K.U.Leuven en een FWO-onderzoeksproject G.0311.06 (K.U.Leuven i.s.m. UGent en K.M.S.) uitgebreid tot “de invloed van vulstoffen en hulpstoffen in zelfverdichtend beton op microscheurvorming en duurzaamheidsgedrag”.[5]

4. ZELFVERDICHTEND BETON: EEN BETON OP MAAT? De hierboven aangehaalde mogelijke verschillen in de toegepaste mengselontwerp

procedure toont tevens het belang van het besef dat SCC verschillend is van land tot land. Hiermee dient steeds rekening gehouden te worden, en dit zowel in het fundamenteel onderzoek als in de praktische aanwending van dit materiaal. Redenen voor de verschillen zijn o.a.:

(gedeeltelijk) tradities reeds van toepassing bij het traditioneel beton, verschillen in het toepassen/implementeren van nieuwe technologieën, lokale beschikbaarheid én kostprijs “ruwe” materialen, …

In het wetenschappelijk onderzoek betreffende SCC ziet men dan ook dat meer en meer overgestapt wordt van een eerder beschrijvend onderzoek op basis van lokale gegevens naar een meer fundamenteel, verklarend onderzoek op basis van het begrijpen van mechanismen en het analyseren, synthetiseren en modelleren van waargenomen fenomenen.



Daarnaast stellen wij vast dat men voor de praktische aanwending van SCC vaak al overgestapt is op een toepassingsgerichte aanpak. Figuur 3 illustreert hoe deze aanpak in Nederland omgezet wordt in aanbevelingen betreffende de verwerkbaarheid van SCC in functie van de toepassing.[6] De vraag dient dus gesteld of het wenselijk en/of nood-zakelijk is om “algemene” regels op te stellen voor deze nieuwe betonsamenstellingen, dan wel om deze regels op te stellen i.f.v. de beoogde toepassing.

Figuur 3: Toepassingsgebieden i.f.v. funnel tijd en slump flow [6]

Bovendien is het zo dat fundamenteel onderzoek reeds aangetoond heeft dat voor heel wat eigenschappen, hoewel op het eerste zicht afwijkend, SCC voldoet aan de desbetreffende specificaties opgegeven door de bestaande normeringen voor traditioneel verdicht beton (zie verder). Reden hiervoor is de grote spreiding op de meetresultaten die voor de meeste eigenschappen van het, heterogene, traditioneel verdichte beton van toepassing is. Niettemin blijft het van groot belang om door middel van fundamenteel onderzoek te verifiëren of dit inderdaad zo is, zodat bestaande normeringen/specificaties waar nodig kunnen aangevuld en/of aangepast worden voor het, meer homogene, zelfverdichtende beton.

Zoals hierboven al aangehaald, dient dit onderzoek niet enkel beschrijvend maar bovendien ook verklarend te gebeuren als een onontbeerlijke ondersteuning van een duurzame bouwpraktijk.

Wat betreft het beschrijvend onderzoek van de invloed van vulstoffen op de eigenschappen van SCC, zoals hydratatie, bepaalde duurzaamheids- (carbonatatie, chloridenpenetratie, vorstweerstand – al dan niet in aanwezigheid van dooizouten, …) en tijdsafhankelijke (krimp en kruip) fenomenen, is er in België al heel wat onderzoek uitgevoerd.[7,8] Wat betreft het verklarend onderzoek hopen we via het hierboven beschreven FWO-onderzoeksproject [5] (met het daaraan gekoppeld doctoraatsonderzoek) tot betere inzichten te komen.

5. KARAKTERISERING VAN VULSTOFFEN Om de praktische aanwending van SCC mogelijk te maken, is een constante kwaliteit

van de grondstoffen vereist. Voor het P-type SCC is een constante kwaliteit van de toe te passen vulstof dan ook van extreem belang, daar het de (vnl. verse) eigenschappen van het SCC mengsel sterk beïnvloedt. Kleine variaties in de vulstofkwaliteit kunnen evenwel opgevangen worden d.m.v. een voldoende robuust mengselontwerp.

Merk in dit verband op dat in geval van uiterste nood (kostprijs!) zoals bv. een over-dosering van water of een onvoorziene wijziging in de karakteristieken van de materialen

FUNNEL TIJD [s]

SLUMP FLOW [mm]

470 – 570 540 – 660 630 – 800

3 – 5

5 – 9

9 – 25 HELLINGEN

MUREN

HOOG & SLANK

VLOEREN



steeds teruggegrepen kan worden naar de hoger vermelde VMH’s om de betonsamen-stelling alsnog te redden.

In de praktijk wordt de kwaliteit van vulstoffen meestal gekarakteriseerd door: hun chemische samenstelling; hun mineralogische samenstelling; hun korrelverdeling; hun morfologie (korrelopbouw en korrelvorm); hun fysische eigenschappen (waterbehoefte, vochtgehalte, specifiek oppervlak); en hun puzzolane activiteit (enkel voor type II vulstoffen).

5.1. Chemische samenstelling:

De meeste type I vulstoffen, gebruikt in SCC, worden gekenmerkt door een zeer hoge zuiverheid (Tabel 1). In de meeste gevallen betreft het immers een vermaling van een natuurlijk, zuiver gesteente.

Voor type II vulstoffen is hun chemische samenstelling sterk afhankelijk van hun productie. De praktische aanwending van dit type vulstoffen in SCC wordt dan ook zeer sterk bepaald door het vinden van een leverancier met een “constante” productie.

Eisen opgelegd voor het gebruik van de vulstoffen in traditioneel verdicht beton blijven uiteraard ook hier (minimaal) van toepassing (bv. maximum gehalte onverbrande kool bij vliegas, …).

Tabel 1: Voorbeelden van (gemiddelde) chemische samenstellingen Verbinding Kalksteenmeel [%] Kwartsmeel [%] Vliegas [%]

CaCO3 > 98.5 - - SiO2 < 0.3 > 98.5 51.1 Al2O3 < 0.1 - 26.1 Fe2O3 < 0.1 < 0.1 7.8 CaO - < 0.1 5.2 MgO < 0.3 - 1.6 K2O < 0.1 < 0.1 1.4

gloeiverlies - - 4.4

5.2. Mineralogische samenstelling:

Wat de mineralogische eigenschappen betreft, worden de hierboven vermelde type I vulstoffen gekenmerkt door een kristallijne structuur.

Bij type II vulstoffen kan zowel een amorfe als een kristallijne structuur onderscheiden worden, afhankelijk van de chemische samenstelling en het productieproces. Zo bestaat vliegas voor het grootste deel (50 – 80%) uit een amorfe fase (de typische ronde bolletjes), welke onmiddellijk de puzzolane activiteit beïnvloedt.

De kristallijne fase draagt eerder bij tot een verbetering van de mechanische sterkte, waar de amorfe fase eerder een verhoging van de verwerkbaarheid (“kogellagereffect”) van de betonspecie veroorzaakt (in het geval van vliegas zal de amorfe fase via zijn puzzolane activiteit uiteraard ook bijdragen tot een verhoging van de sterkte).

5.3. Korrelverdeling:

Een fijnere vulstof verhoogt de waterbehoefte van het mengsel, maar zorgt tevens voor een verbeterde samenhang en een grotere weerstand tegen bleeding. Het zuiver fysische “vullingseffect” van de vulstoffen draagt ook bij tot een verbetering van de mechanische sterkte en de permeabiliteit.



De korrelverdeling van vulstoffen kan bepaald worden m.b.v. laser-diffractie. Hierbij dient opgemerkt dat de hierbij toegepaste meetprocedures rekenen met een equivalente bolvorm (elke korrel wordt omgezet naar zijn sferisch volume-equivalent). Een overzicht van de korrelverdeling van enkele vulstoffen is weergegeven in Figuur 4.

KORRELVERDELING

0

20

40

60

80

100

1 10 100 1000

KORRELDIAMETER [µm]

DO

OR

VA

L [%

]

Kalksteenmeel

Kwartsmeel

Vliegas

Dolomietmeel

Figuur 4: Korrelverdeling van enkele vulstoffen

Eerder onderzoek [4,7] toonde aan dat enkel op basis van de korrelverdeling geen voorspellingen aangaande de verwerkbaarheid gedaan kunnen worden. Allicht spelen ook andere factoren, zoals de korrelvorm en de aard van het korreloppervlak, hun rol in het bepalen van de verwerkbaarheid. Om deze invloeden na te gaan, kunnen proeven op microscopisch en chemisch vlak misschien een antwoord bieden.

Bovendien is het zo dat de verwerkbaarheid steeds bepaald werd ná toevoeging van de superplastificeerder. Het effect van deze laatste overschaduwt allicht de invloed van alle andere factoren.

5.4. Morfologie:

Korrelopbouw: De hierboven besproken korrelverdeling is van belang voor de totale korrelopbouw van de (zelfverdichtende) betonspecie. De toepassing van de “optimale korrelopbouw” voor het mengselontwerp werd o.a. onderzocht door F. de Larrard en B. Persson. [9,10] Het kan, in het kader van de praktische aanwending van SCC, opgemerkt worden dat beide theorieën om tot een optimale (zelfverdichtende) betonsamenstelling te komen, verwerkt werden in commercieel beschikbare software-pakketten (Tabel 2).

Tabel 2: software-pakketten – optimale betonsamenstelling i.f.v. de korrelopbouw Theorie Software Meer info?

de Larrard BétonlabPro 2 http://www.lcpc.fr/fr/presentation/organigramme/div_tgce/result/betonlabpro.php

Persson Conlab At Ratio http://www.conlab.se/

Korrelvorm: De korrelvorm kan vooreerst visueel bestudeerd worden aan de hand van beeldopnames, gemaakt met een scanning elektronen microscoop (SEM). Typische SEM-opnames van enkele vulstoffen zijn weergegeven in Figuur 6. Op basis van de “rondheid”



en de “bolvormigheid” kunnen de vulstoffen dan gecatalogeerd worden volgens een tabel, zoals weergegeven in Figuur 6. [11]

Naast visuele observaties, kan de korrelvorm ook onderzocht worden via dynamische beeldanalyse. Het principe van deze beeldanalyse is als volgt:

de (vulstof)deeltjes, gedispergeerd in gas of vloeistof, stromen doorheen een door een stroboscoop belichte meetcel;

welke continu “gefotografeerd” wordt door een “CCD video camera microscoop”; waarna

de beelden worden opgeslagen, gedigitaliseerd en geanalyseerd. Op basis van deze beeldanalyse kan de korrelvorm dan m.b.v. velerlei parameters

beschreven worden. Enkele van de mogelijke parameters zijn weergegeven in Figuur 7.

Figuur 6: Indeling van de vulstoffen a.d.h.v. hun korrelvorm

Figuur 7: Mogelijke beschrijving korrelvorm d.m.v. dynamische beeldanalyse

5.5. Fysische eigenschappen:

Waterbehoefte & vochtgehalte: De Nederlandse CUR-Aanbeveling 93 voor zelf-verdichtend beton [12] stelt in verband met de waterbehoefte en het vochtgehalte van vulstoffen het volgende:

Kwartsmeel Dolomietmeel Kalksteenmeel Vliegas



“Met nadruk wordt erop gewezen dat variaties in de eigenschappen en het vochtgehalte van de samenstellende delen van grote invloed kunnen zijn op de consistentie van de betonspecie. Door de mengselsamenstelling te baseren op de waterbehoefte van de poedervormige bestanddelen, de vloei-eigenschappen en de viscositeit van de mortel (poeder + zand + water + plastificeerder), wordt met deze variaties rekening gehouden.”

Eerder onderzoek [13] toonde inderdaad de correctheid van deze stelling aan: de water-behoefte (uitgedrukt d.m.v. de βp-waarde) en de watergevoeligheid (Ep-waarde) van de vulstof [*] beïnvloeden sterk de mengprocedure én de consistentie van de cementpasta (i.e. zonder het overschaduwende effect van de superplastificeerder).

Specifiek oppervlak: Bij vulstoffen wordt het specifiek oppervlak veelal gespecificeerd d.m.v. hun Blaine en/of B.E.T. (Brunauer Emmett Teller) waarde. Het principe van de Blaine waarde is gebaseerd op het meten van de doorstroomtijd doorheen een gecompacteerd volume vulstof met een gekende porositeit. Men dient er zich evenwel van te vergewissen dat het hieruit bekomen specifiek oppervlak slechts een relatief karakter heeft. Bovendien is het zo dat de procedure impliceert dat enkele de “overstroomde” oppervlakken in rekening worden gebracht.

De Nederlandse CUR-Aanbeveling 93 voor zelfverdichtend beton [12] stelt in verband met de Blaine waarde van vulstoffen het volgende:

“De Blaine-waarde van vulstoffen, bepaald volgens NEN-EN 196-6, mag niet meer bedragen dan 700 m²/kg.

De Blaine waarde van fijne vulstoffen wordt als eis gesteld in verband met de mogelijkheid van een verhoogd risico van spatten bij brand als fijne vulstoffen worden toegepast. Een dergelijk verhoogd risico is vastgesteld bij gebruik van microsilica in normaal grindbeton (hogesterktebeton). Gangbare vulstoffen als poederkoolvliegas en kalksteenmeel voldoen aan deze eis ten aanzien van de Blaine waarde, microsilica voldoet daar niet aan.”

Wil men de absolute waarde van het specifiek oppervlak van de vulstof kennen, dan dient men over te stappen op de (weliswaar duurdere) B.E.T. methode. Deze proef-methode steunt op het principe dat de adsorptie van een inert gas (veelal stikstof) op een vast materiaal groter wordt bij stijgende druk. Tijdens de proef wordt de temperatuur constant gehouden (voor stikstof: –195,8 °C) zodat een adsorptie-isotherm i.f.v. de druk gegenereerd wordt, op basis van dewelke het specifiek oppervlak van het geteste materiaal kan berekend worden. Het is door zijn absoluut karakter dat de B.E.T. waarde steeds meer en meer aan belang begint te winnen.

Opmerking: de “Blaine” waarde die men vaak aantreft bij de korrelverdelingsanalyse d.m.v. laser-diffractie is louter een analytische berekening van het specifiek oppervlak van de aangenomen equivalente bolvormverdeling en is dus het minst representatief voor het reële specifiek oppervlak van de vulstof.

5.6. Puzzolane activiteit:

Wat betreft de puzzolane activiteit, wordt enkel een korte beschrijving gegeven voor wat vliegassen betreft. Andere type II vulstoffen komen o.i. niet voor in de praktische aanwending van SCC in België.

[*] βp-waarde = de w/p volumeverhouding waarbij al het water wordt “vastgehouden” door het poeder. Ep-waarde = helling van de regressierechte bepaald op basis van minimaal vier metingen, met r² ≥ 0.99.



Vliegas volgens NBN EN 450 dient een minimale puzzolane activiteit te vertonen. Vliegas (vnl. de amorfe fase) bindt in de aanwezigheid van water de kalk die vrijkomt tijdens de hydratatie van portlandcement. De puzzolane activiteit neemt toe naarmate het gehalte aan reactieve bestanddelen groter is en de korrelverdeling fijner. In vergelijking met microsilica is de puzzolane activiteit van vliegas evenwel gering. Bovendien is ze sterk afhankelijk is van de alkaliteit van het poriënwater in het beton. In beton met portlandcement zal, bij normale temperaturen, pas na verscheidene dagen voldoende alkaliteit ontwikkeld zijn om de vliegas te activeren. Het is dan ook pas op (middel)lange termijn dat de voordelen van de puzzolane activiteit van vliegas tot uiting komen, nl. een verhoging van de mechanische sterkte en een verbetering van de dichtheid. Het is door deze bijdrage tot de sterkte en duurzaamheid dat, onder bepaalde voorwaarden, een gedeelte van het cement door (een gedeelte van) de vliegas kan vervangen worden.

6. INVLOED VAN VULSTOFFEN OP HET VERSE SCC De invloed van vulstoffen op de verse SCC eigenschappen wordt geïllustreerd aan de

hand van volgende samenvattende (niet limitatieve) opsomming. Voor een meer gedetailleerde beschrijving van ieder topic wordt verwezen naar de desbetreffende paragraaf en/of literatuur.

Vulstoffen liggen aan de basis van het in België meest gangbare P-type SCC (§3). Vulstoffen zorgen voor een voldoende hoge plastische viscositeit (§2,3). In het

komende FWO-onderzoeksproject [5] is de aankoop van een coaxiale rheometer voor mortel en beton gepland, waardoor een meer fundamenteel en mathematisch inzicht in hun invloed op de viscositeit zal verkregen worden.

De uiteindelijke betonsamenstelling (en dus de hoeveelheid poeder/vulstof) dient op punt gesteld te worden op basis van de beoogde toepassing (§3).

De variaties in de fysische eigenschappen (waterbehoefte, watergevoeligheid, …) kunnen van grote invloed zijn op de uiteindelijke consistentie van het zelf-verdichtend betonmengsel (§5.5). Het mengselontwerp wordt dan ook best in die mate “robuust” geconcipiëerd dat de mogelijks kleine variaties in de vulstofkwaliteit kunnen opgevangen worden (VMH’s als allerlaatste redmiddel).

Europese normering testmethoden vers SCC? [*]

Als voorbereiding op een Europese normering betreffende de toe te passen testmethoden ter bepaling van de verse SCC eigenschappen, werd in 2001 gestart met een internationaal project TESTING-SCC, gesteund door de Europese Commissie. [14] België werd in dit project vertegenwoordigd door Labo Magnel voor betononderzoek (UGent).

Het project resulteerde in een pre-normatieve basistekst [15] welke men kan downloaden van de EFNARC website (http://www.efnarc.org/pdf/SCCGuidelinesMay2005.pdf).

Tabel 3 geeft een overzicht van de door het project weerhouden testmethoden. Het is geweten dat geen van deze testmethoden in staat is om het volledig, meer fundamenteel, rheologisch gedrag van SCC te beschrijven.

In die zin is het dan ook interessant om de resultaten bekomen uit de empirische test-methoden te vergelijken met het rheologisch gedrag, zoals geïllustreerd in Figuur 8. De rheologische beschrijving gebeurde a.d.h.v. het Bingham model, gekarakteriseerd door 2 parameters (τ0 en µ).

[*] Zie ook: Soen, H. “Towards a European Normalization for Self-Compacting Concrete” (14u00).



Tabel 3: Testmethoden vers SCC, weerhouden door TESTING-SCC Test method Key property of SCC

1st priority (reference methods)

Slump flow + T50 Flowing ability

L-box (+ T50) Flowing + passing ability

J-Ring (+ T50) Flowing + passing ability

Sieve stability test Resistance to segregation

2nd priority (alternative methods)

Orimet Flowing ability

V-funnel Flowing ability

Penetration test Resistance to segregation

Figuur 8: Vergelijking tussen rheologische parameters en empirische testmethoden

(SF: slump flow, H2/H1: L-box blocking ratio, T50-L: T50 from L-box, T50: T50 from slump flow, FT: Orimet, t0: V-funnel)

Als een goede indicatie van de rheologische parameters heeft men dus, respectievelijk in eerste en tweede instantie:

voor τ0: slump flow en L-box blocking ratio H2/H1, en voor µ: T50 uit slump flow en T50 uit L-box.

Gelet op de (zeer) lage vloeidrempel τ0 van de meeste Belgische SCC samenstelling-en, kan in de praktijk best geopteerd worden om de T50 (slump flow) te combineren met de, langere, doorstroomtijd t0 (V-funnel). Bij t0 zal de meetfout immers veel minder belangrijk in aandeel zijn vergeleken met T50.

Ter afronding: in de Belgische werkgroep SCC werd volgend voorstel gedaan voor ITT (Initial Type Testing – op punt stellen van de SCC samenstelling) en FPC (Factory Production Control – conformiteitscontrole): [16]

ITT: slump flow + T50 L-Box/J-ring sieve stability test

FPC: Slump flow (+ T50) V-Funnel



7. INVLOED VAN VULSTOFFEN OP DE HYDRATATIE VAN SCC Het dient onderstreept te worden dat onderstaande tekst een samenvatting is van het

doctoraatsonderzoek van Anne-Mieke Poppe. [7] Voor een meer uitvoerige beschrijving wordt dan ook verwezen naar deze tekst.

Zoals reeds hierboven gesteld, wordt het Belgisch SCC gekenmerkt door een hoger poedergehalte, en dus door een hoger pastavolume. Aangezien de bij de hydratatiereactie vrijgestelde warmte-energie de hoofdoorzaak is van thermische spanningen en scheur-vormingen in verhardende betonconstructies [17,18] is het noodzakelijk voldoende aandacht te besteden aan de gevolgen van deze grote pastavolumes en hoge poeder gehaltes op de warmteproductie.

7.1. Experimentele bepaling van de hydratatiewarmte

Het meten van de hydratatiewarmte, die vrijkomt gedurende het verhardingsproces van beton, is vrij complex. In dit onderzoek werd de hydratatiewarmte bepaald op basis van de isotherme en adiabatische proefmethode.

Isotherme hydratatieproeven De hydratatiewarmte kan isotherm bepaald worden m.b.v. de geleidingsmethode. Hier-

bij zal de temperatuur van het verhardende pastamonster nagenoeg niet stijgen boven de aanvangstemperatuur. De hydratatiewarmte wordt bekomen door het opmeten van de warmteafgifte van de meetcel naar de omgeving. Een gedetailleerde beschrijving wordt gegeven in de voorschriften van de Belgische norm NBN B12-213 (1975).

Om de hydratatie bij een zelfverdichtend beton van naderbij te bekijken, werden isotherme proeven uitgevoerd op pastamonsters bestaande uit cement, vulstof en water in de gewenste verhoudingen (Tabel 4). Om de invloed van de temperatuur op de reactie(snelheid) te kunnen nagaan, werd elke samenstelling beproefd bij 10, 20 en 35 °C.

Tabel 4: Basissamenstellingen isotherme hydratatieproef Cement [g] Vulstof [g] Water [g] C/P* W/P* W/C*

Mix 1 7.5 - 3.75 1 0.5 0.5

Mix 2 4.5 3 2.25 0.6 0.3 0.5

Mix 3 4.5 3 3.75 0.6 0.5 0.83

Mix 4 2.5 3 3.75 0.33 0.5 1.5 * C/P = cement/poeder factor, W/P = water/poeder factor, W/C = water/cement factor [g/g]

Adiabatische hydratatieproeven Bij een adiabatische hydratatieproef wordt de ogenblikkelijke warmteproductie tijdens

de hydratatie van het cement bepaald a.d.h.v. de temperatuurstijging in de tijd in een perfect geïsoleerd betonvolume waar warmte-uitwisseling met de omgeving niet mogelijk is. De onderzochte betonsamenstellingen zijn weergegeven in Tabel 5.



Tabel 5: Basissamenstellingen adiabatische hydratatieproef SCC 1 SCC 2 SCC 3 TC 1 TC 2

CEM I 42.5 R [kg/m³] 360 - - 300 - CEM I 52.5 [kg/m³] - 360 - - 300 CEM I 52.5 HSR LA [kg/m³] - - 360 - - Kalksteenmeel [kg/m³] 240 240 240 - - Water [kg/m³] 165 165 165 150 150 Zand 0/5 [kg/m³] 853 853 853 670 670 Grind 4/14 [kg/m³] 698 698 698 1280 1280 Glenium 51 (35%) [l/m³] 2.3 2.2 2.5 - - Slump flow [mm] 795 810 760 - - V-funnel [s] 7.94 9.44 10.8 - - U-test [mm] ZN* ZN* 340 - - Luchtgehalte [%] 1.8 1.2 1.7 - - Volumemassa [kg/m³] 2330 2360 2290 - - Druksterkte [N/mm²] 63.8 60.7 67.2 52.2 64.7 E-modulus [N/mm²] 35320 38540 38550 - -

* ZN = Zelf-Nivellerend

7.2. Resultaten van de hydratatieproeven

Isotherme hydratatieproeven Als resultaat uit de isotherme hydratatieproeven worden de totale, gecumuleerde

warmteproductie Q(t) [J/gcement] en de ogenblikkelijke warmteproductie q(t) [J/gcement⋅h] in functie van de verhardingstijd bekomen. Figuur 9 geeft de opgemeten ogenblikkelijke warmteontwikkeling q(t) voor de verschillende samenstellingen bij een temperatuur van 20 °C.

0

2

4

6

8

10

12

0 12 24 36 48 60 72 84 96

Tijd (uur)

Oge

nbl.

war

mte

ontw

ikke

ling

q (J

/gh)

1 - c/p = 12 - c/p = 0,63 - c/p = 0,64 - c/p = 0,33

20 °C

0

4

8

12

16

20

0 12 24 36 48 60 72 84 96

Tijd (uur)

Oge

nbl.

war

mte

ontw

ikke

ling

q (J

/gh)

1 - c/p = 12 - c/p = 0,63 - c/p = 0,64 - c/p = 0,33

20 °C

“CEM I 42.5 R – kalksteenmeel” “CEM I 52.5 – kalksteenmeel”

0

4

8

12

16

0 12 24 36 48 60 72 84 96

Tijd (uur)

Oge

nbl.

war

mte

ontw

ikke

ling

q (J

/gh)

1 - c/p = 12 - c/p = 0,63 - c/p = 0,64 - c/p = 0,33

20 °C

0

2

4

6

8

10

0 12 24 36 48 60 72 84 96

Tijd (uur)

Oge

nbl.

war

mte

ontw

ikke

ling

q (J

/gh)

1 - c/p = 12 - c/p = 0,63 - c/p = 0,64 - c/p = 0,33

20 °C

“CEM I 52.5 HSR LA – kalksteenmeel” “CEM I 42.5 R – kwartsmeel”

Figuur 9: Ogenblikkelijke warmteontwikkeling i.f.v. de tijd [7]



Een meer fundamentele parameter dan de tijd is de hydratatiegraad α, i.e. de cement-fractie die reeds gereageerd heeft. Aangezien het experimenteel bepalen van de hydratatie-graad echter op heel wat problemen stuit, werd in de studie gebruik gemaakt van de reactiegraad r(t), i.e. de verhouding van de op een bepaald tijdstip t reeds ontwikkelde hydratatiewarmte Q(t) tot de in de praktijk maximaal vrijgestelde warmte Qmax. Uitgaande van deze definitie kan de tijd-as omgezet worden naar een reactiegraad-as.

Adiabatische hydratatieproeven Uit de adiabatische temperatuurcurve θ(t) [°C] kan de gecumuleerde hydratatiewarmte

Q(t) [J/gcement] berekend worden:

( )( )0c tCc)t(Q θ−θρ

= (3)

met: Q = vrijgestelde hydratatiewarmte [J/g]; cc = soortelijke warmte van het beton = 1000 J/kg°C; θ0 = initiële temperatuur [°C]; ρ = volumemassa van het beton [kg/m³]; en C = cementgehalte [kg/m³].

Uitgaande van de gecumuleerde hydratatiewarmte Q(t) kan de ogenblikkelijke warmte-productie q(t) (= dQ/dt) in functie van de tijd bepaald worden. Vervolgens kan, op dezelfde manier als bij de isotherme hydratatieproeven, de tijd-as omgezet worden naar de reactiegraad-as (Figuur 10).

0

10

20

30

40

50

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0reactiegraad r (-)

Oge

nbl.

war

mte

ontw

ikke

ling

q (

J/gh

)

zelfverdichtend beton CEM I 42,5 R

0

20

40

60

80

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0reactiegraad r (-)

Oge

nbl.

war

mte

ontw

ikke

ling

q (

J/gh) zelfverdichtend beton CEM I 52,5

0

20

40

60

80

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0reactiegraad r (-)

Oge

nbl.

war

mte

ontw

ikke

ling

q (

J/gh) zelfverdichtend beton CEM I 52,5 HSR LA

Figuur 10: Ogenblikkelijke warmteontwikkeling i.f.v. de reactiegraad [7]

7.3. Bespreking van de proefresultaten

Reactiemechanisme Uit de resultaten van de isotherme hydratatieproeven (Figuur 9) kan duidelijk

vastgesteld worden dat het reactiemechanisme van de hydratatie van het cement wijzigt in



aanwezigheid van kalksteenmeel als vulstof. Hierbij worden voornamelijk twee fenomenen vastgesteld:

De inductieperiode wordt aanzienlijk ingekort. Er verschijnt een 3de reactiepiek die bij hydratatie van zuiver cement veel minder

prominent of niet aanwezig is. Dit is duidelijk merkbaar bij de resultaten van CEM I 42.5 R – kalksteenmeel. Naar-

mate het gehalte aan kalksteenmeel stijgt, wordt de inductieperiode steeds korter en komt de 3de reactie sterker naar voor.

Deze wijzigingen in het reactiemechanisme werden ook vastgesteld bij de proeven met CEM I 52.5. Hierbij werd een duidelijke verkorting van de inductieperiode waargenomen, terwijl de 3de reactiepiek eigenlijk niet meer is dan een lichte golving in de warmte-productie.

Tijdens de proeven met CEM I 52.5 HSR LA wordt de 3de reactiepiek niet waar-genomen of slechts een lichte golving van de curve. De inductieperiode ondervond geen invloed van de kwartsmeeltoevoeging en blijft voor al deze pastamengelingen gelijk.

Het verloop van q(t) resulterend uit de adiabatische proeven (Figuur 10) bevestigt de bevindingen uit de isotherme hydratatieproeven. Ook hier werd vastgesteld dat het toe-voegen van het kalksteenmeel aan de betonsamenstelling een wijziging teweeg bracht in de reacties. Zowel voor CEM I 42.5 R als voor CEM I 52.5 werd een plotse 3de reactiepiek in de warmteontwikkeling vastgesteld bij de aanwezigheid van kalksteenmeel.

Aangaande de oorzaak van beide fenomenen bestaat nog geen duidelijkheid maar kunnen wel een aantal hypothesen opgebouwd worden. In de literatuur wordt meestal uitgegaan van de veronderstelling dat de invloed van de vulstoffen, en in het bijzonder van kalksteenmeel, beperkt blijft tot een wijziging van de snelheid van de reacties. Verschillende auteurs [19-21] maken melding van een versnelde binding, een verkorte inductieperiode en een versneld hydratatieproces gedurende de eerste uren. Er wordt verondersteld [22] dat de vulstofdeeltjes fungeren als kernen voor heterogene nucleatie bij de vorming van de hydratatieproducten en op deze manier het hydratatieproces versnellen.

Deze veronderstelling verklaart echter nog niet het optreden van de 3de hydratatiepiek. Hiervoor werden 2 verschillende hypothesen opgebouwd:

Het vastgestelde fenomeen kan gerelateerd worden aan de hydratatie van C3A in het cement. Bensted stelde vast de aanwezigheid van meer dan 12% C3A in het cement resulteert in een derde piek bij een isotherme hydratatieproef bij 20 °C. [23] In eerder onderzoek aan het Labo Magnel [17,24] werd vastgesteld dat deze piek, vermoedelijk veroorzaakt door de omvorming van ettringiet tot monosulfoaluminaat [*], ook kan vastgesteld worden bij portlandcementen met een lager C3A-gehalte wanneer deze bij 40 à 50 °C getest worden. Een mogelijke verklaring voor het fenomeen van deze 3de piek, vastgesteld bij SCC, zou kunnen zijn dat het kalksteenmeel deze omzetting activeert waardoor deze ook bij lagere temperaturen kan plaatsvinden. Dit zou ook het fenomeen kunnen verklaren dat bij dalende C/P de reactiesnelheid van de 2de reactie vergroot. Bij de mengsels met CEM I 52.5 lijkt het echter alsof de 2de reactie veel minder sterk naar voor komt dan bij CEM I 42.5 R. Dit kan verklaard worden door het feit dat de korrelverdeling van CEM I 52.5 fijner is dan deze van CEM I 42.5 R, waardoor de 2de reactie op een vroeger tijdstip in het hydratatieproces

[*] Dit vermoeden wordt tegengesproken door Taylor, H.F.W., “Cement Chemistry” (1990) waarin gesteld wordt dat deze 3de piek bij portlandcementen inderdaad vaak wordt toegewezen aan de conversie van AFt (bv. ettringiet) in AFm (bv. monosulfoaluminaat) fase máár dat een vergelijking met de microstructuur-opbouw aantoont dat het geassocieerd moet worden met de hervatting van ettringietvorming.



geïnitieerd wordt en bijgevolg de pieken van de 1ste en 2de reactie nagenoeg samen-vallen. De mengsels met CEM I 52.5 HSR LA vertonen geen extra piek tijdens de hydratatieproeven, noch voor het pure cement, noch voor de mengsels met vulstof. Dit cement bevat inderdaad een zeer laag C3A-gehalte (2.5%) zodat het ontbreken van de 3de piek in de hydratatiecurve ook volledig te verklaren is binnen deze hypothese.

Een totaal andere benaderingswijze van het voorkomen van de extra piek gaat uit van het feit dat het kalksteenmeel niet inert is en niet enkel als activator functioneert (zoals vaak wordt aangenomen), maar wel degelijk meewerkt en mee reageert. [25-31] In eerste instantie wordt de ettringietvorming versneld, waarna de omvorming van ettringiet naar monosulfoaluminaat na uitputting van het gips uitgesteld of zelfs volledig gestopt wordt wanneer een grote hoeveelheid calciumcarbonaat in de pasta aanwezig is. Naar alle waarschijnlijkheid wordt het monocarboaluminaat gevormd door een omzetting van het monosulfoaluminaat, aangezien het monocarbo-aluminaat een meer stabiele chemische verbinding is. Deze omzettingsreactie zou de aanwezigheid van de 3de hydratatiepiek tijdens de isotherme en adiabatische hydratatieproeven met CEM I 42.5 R en CEM I 52.5 kunnen verklaren.

Ogenblikkelijke warmteproductie In Tabel 6 wordt voor de verschillende samenstellingen de maximale ogenblikkelijke

warmteproductie qmax [J/g⋅h] gegeven. Hieruit blijkt onmiddellijk de tendens dat het toevoegen van kalksteenmeel een hogere piekwaarde veroorzaakt. Deze stijging van qmax werd niet waargenomen bij het toevoegen van het kwartsmeel. Hieruit kan verondersteld worden dat dit fenomeen veroorzaakt wordt door de aard van het materiaal dat als vulstof gebruikt wordt.

Tabel 6: Maximale ogenblikkelijke warmteproductie qmax [J/g⋅h] Samenstelling qmax bij 10 °C qmax bij 20 °C qmax bij 35 °C

1 4.03 8.01 17.15

CEM I 42.5 R – 2 4.81 9.54 19.40

kalksteenmeel 3 5.07 9.14 21.90

4 5.40 10.48 27.87

1 7.20 14.32 30.06

CEM I 52.5 – 2 8.57 16.42 33.54


4 8.53 17.49 35.02

1 6.42 12.14 23.44

CEM I 52.5 HSR LA – 2 7.37 13.62 27.44


4 7.07 14.54 23.58

1 4.03 8.01 17.15

CEM I 42.5 R – 2 4.76 9.35 14.88

kwartsmeel 3 4.99 8.66 15.71

4 4.40 7.95 16.85



Gecumuleerde warmteproductie De experimenteel bekomen gecumuleerde hydratatiewarmte Qmax voor de verschillende

samenstellingen is weergegeven in Tabel 7. Een belangrijke vaststelling bij deze waarden is dat de gecumuleerde hydratatiewarmte voor de cement-vulstof mengsels groter is dan de gecumuleerde hydratatiewarmte van de zuivere cementpasta’s. Een logische verklaring hiervoor is dat in deze proevenreeks de zuivere cementpasta een lagere W/C-factor heeft dan de overige mengsels. Het verband met de W/C-factor wordt verder uitgewerkt in volgende paragraaf.

Uitgaande van de mineralogische samenstelling kan voor de verschillende cementen de theoretisch gecumuleerde hydratatiewarmte Qtot bij volledige hydratatie (α = 1) bepaald worden (Tabel 7). Voor CEM I 52.5 werd de merkwaardige vaststelling gedaan dat de experimenteel bepaalde waarde voor de gecumuleerde warmteproductie de theoretische waarde bij volledige hydratatie overschrijdt voor mengeling 4 (bij de 3 temperaturen). Een verklaring hiervoor is nog niet gevonden.

Tabel 7: Maximale gecumuleerde warmteproductie Qmax [J/g] Samenstelling Qmax bij 10 °C Qmax bij 20 °C Qmax bij 35 °C Qtot

1 256.8 280.8 389.2 436.5

CEM I 42.5 R – 2 291.5 319.1 313.6 436.5

kalksteenmeel 3 317.5 341.1 353.1 436.5

4 349.5 364.8 362.6 436.5

1 342.7 357.1 367.5 440.4

CEM I 52.5 – 2 396.0 402.6 383.6 440.4

kalksteenmeel 3 413.9 430.2 440.2 440.4

4 456.9 468.0 461.6 440.4

1 297.4 311.9 331.1 424.0

CEM I 52.5 HSR LA – 2 344.0 349.6 354.6 424.0

kalksteenmeel 3 354.6 362.2 378.6 424.0

4 372.4 377.8 352.9 424.0

1 256.8 280.8 389.2 436.5

CEM I 42.5 R – 2 283.2 319.6 278.0 436.5

kwartsmeel 3 330.1 324.7 336.2 436.5

4 323.0 331.6 401.5 436.5

Ultieme hydratatiegraad Door de experimenteel bekomen waarden voor de gecumuleerde hydratatiewarmte bij

20 °C te combineren met de theoretisch gecumuleerde hydratatiewarmte bij volledige hydratatie, kan de ultieme hydratatiegraad αu voor de verschillende mengsels benaderd worden (Figuur 11). Een theoretische benadering van deze ultieme hydratatiegraad kan bepaald worden m.b.v. de formule van Mill. Deze formule laat toe op basis van de W/C-factor te schatten in welke mate het cement in een betonsamenstelling zal hydrateren.



0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6w/c (-)

αu

(-)

CEM I 42,5 R - P2CEM I 42,5 R - SibelcoCEM I 52,5 - P2CEM I 52,5 HSR LA - P2Mill

Formule van Mill:

)C/W(194.0)C/W(031.1

u +=α

Figuur 11: De ultieme hydratatiegraad αu i.f.v. de W/C-factor [7]

7.4. Modellering

Voor de verdere evaluatie van het hydratatieproces van zelfverdichtend beton in vergelijking met traditioneel verdicht beton wordt gebruik gemaakt van een hydratatie-model ontwikkeld voor traditioneel verdicht beton.[17,24] In dit model wordt de ogenblik-kelijke warmte-productie q van een portlandcement als volgt bepaald:

)(g)r(fq),r(q 20max, θ⋅⋅=θ (4)

[ ] )brexp()rsin(c)r(f a −⋅π⋅= (5)

θ+−=θ

2731

2931

REexp)(g (6)

met: qmax,20 = maximale ogenblikkelijke warmteproductie bij 20 °C [J/g⋅h]; a, b, c = parameters [-]; r = reactiegraad [-]; θ = temperatuur [°C]; E = schijnbare activeringsenergie [kJ/mol]; en R = universele gasconstante = 0.00831 kJ/mol⋅K.

De hydratatie van het portlandcement in een traditioneel verdicht beton wordt dus beschreven als één reactie die functie is van de reactiegraad r en de temperatuur θ. De resultaten van de isotherme proeven, uitgevoerd op de SCC samenstellingen, toonden echter dat de simulatie met één enkele reactie onvoldoende is om een accurate beschrijving te geven van de reacties die zich voordoen. De tweede reactie die naar voor komt tijdens de hydratatie zou hierdoor immers volledig verwaarloosd worden. Vandaar dat geopteerd werd om de twee reacties afzonderlijk te modelleren om dan gebruik te maken van het superpositieprincipe om de volledige reactie te beschrijven.

Eerste hydratatiereactie = basisreactie Voor de simulatie van de experimenteel gevonden ogenblikkelijke warmteproductie q1

van de eerste reactie werd op dezelfde manier tewerk gegaan als in het model van De Schutter.[17,24] Met behulp van de kleinste kwadratenmethode werden voor elke cement-vulstof combinatie de best passende waarden van de verschillende parameters bepaald. Voor b1 = 3 werd een duidelijke tendens in de waarden voor a1 en c1 waargenomen: bij het

Kalksteenmeel Kwartsmeel

Kalksteenmeel Kalksteenmeel



uitzetten van deze waarden t.o.v. de C/P-factor blijkt een kwadratische relatie te bestaan tussen beide (Figuur 12).

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

0,2 0,4 0,6 0,8 1c/p (-)

a 1 (

-)

CEM I 42,5 RCEM I 52,5CEM I 52,5 HSR LA

a1 = -0,18(c/p)² + 0,46(c/p) + 0,56

a1 = -0,18(c/p)² + 0,46(c/p) + 0,53

a1 = -0,18(c/p)² + 0,46(c/p) + 0,47

2,4

2,5

2,6

2,7

2,8

2,9

0,2 0,4 0,6 0,8 1c/p (-)

c1 (

-)

CEM I 42,5 RCEM I 52,5CEM I 52,5 HSR LA

c1 = -0,28(c/p)² + 0,69(c/p) + 2,39

c1 = -0,28(c/p)² + 0,69(c/p) + 2,43

c1 = -0,28(c/p)² + 0,69(c/p) + 2,30

Figuur 12: Parameters a1 en c1 i.f.v. de c/p-factor [7]

(kalksteenmeel, variërende cementtypes)

Hieruit volgt dat de eerste reactie mathematisch kan beschreven worden als:

)(g)r(fq),r(q 11120max,11 θ⋅⋅=θ (7)

[ ] )r3exp()rsin(c)r(f 11a1111 −⋅π⋅= (8)

θ+−=θ

2731

2931

REexp)(g 11 (9)

met: a1 = – 0.18(C/P)² + γ1(C/P) + γ0; c1 = – 0.28(C/P)² + β1(C/P) + β0; E1 = schijnbare activeringsenergie van de eerste reactie [kJ/mol]; R = universele gasconstante = 0.00831 kJ/mol⋅K; β1, γ1 = parameters afhankelijk van het vulstof type [-]; en β0, γ0 = parameters afhankelijk van het vulstof en het cement type [-].

Tweede hydratatiereactie De tweede hydratatiereactie kan beschreven worden als:

)(g)r(fq),r(q 22220max,22 θ⋅⋅=θ (10)

[ ] 2a2222 )rsin(c)r(f π⋅= (11)

θ+−=θ

2731

2931

REexp)(g 22 (12)

met: q2max,20 = maximale ogenblikkelijke warmteproductie van de tweede reactie bij 20 °C [J/g⋅h]; a2 = parameter [-]; E2 = schijnbare activeringsenergie van de tweede reactie [kJ/mol]; en R = universele gasconstante = 0.00831 kJ/mol⋅K.

Combinatie van eerste en tweede hydratatiereactie Om de volledige warmteproductie te simuleren uitgaande van bovenstaande gegevens

moeten de twee deelreacties q1 en q2 worden gesuperponeerd:

q = q1 + q2 (13)



Hierin is q2 = 0 zolang de eerste reactie niet tot een bepaalde reactiegraad r1 is gevorderd, waarbij r1 gegeven wordt door:

r1 < 0.28(C/P) – 0.0032⋅θ + 0.18 (14) In Figuur 13 wordt de ogenblikkelijke warmteproductie q i.f.v. de tijd gegeven voor

CEM I 42.5 – kalksteenmeel, samenstelling 4 in combinatie met de voorspelling op basis van het voorgestelde model. Hieruit kan vastgesteld worden dat het model tot een vrij goede voorspelling leidt.

35 °C

20 °C

10 °C0

5

10

15

20

25

30

0 12 24 36 48 60 72

tijd (h)

q (

J/gh

)

experiment, samenstelling 4model

Figuur 13: Experimenteel bepaalde ogenblikkelijke warmteproductie en

voorspelling op basis van het model [7]

7.5. Sterktevoorspelling a.d.h.v. hydratatiegraad- en maturiteitsconcept

In het doctoraatsonderzoek [7] werd bovendien een aan het hierboven beschreven model gekoppeld hydratatiegraadconcept opgesteld waaruit het verband tussen de hydratatie-graad en de sterkteontwikkeling van het beton kon worden beschreven. Evaluatie van de resultaten leidde tot de bevinding dat, in analogie met traditioneel beton, ook voor zelfverdichtend beton de reactiegraad (als indicator van de microstructuuropbouw van de cementmatrix) een fundamentele parameter blijkt te zijn voor de ontwikkeling van de druksterkte.

Daarnaast werd ook onderzocht of het maturiteitsconcept zoals gedefinieerd voor traditioneel verdicht beton ook van toepassing is voor zelfverdichtend beton. Evaluatie van de resultaten leidde in dit geval tot de conclusie dat het maturiteitsconcept in zijn algemene vorm, zoals voorgesteld door Saul, ook voor zelfverdichtend beton geldig is. Hierbij dient op dezelfde manier als bij traditioneel verdicht beton omzichtig om-gesprongen te worden met de bekomen resultaten en dient men steeds rekening te houden met de accuraatheid van deze methode. Sterktevoorspelling gebaseerd op de berekening van de maturiteitsindex of de equivalente ouderdom, gecombineerd met een experimenteel bepaalde relatie met de sterkteontwikkeling, leidde tot aanvaardbare resultaten.



8. INVLOED VAN VULSTOFFEN OP DE DUURZAAMHEID VAN SCC Tot een vijftal jaren geleden was er nog weinig of niets gekend betreffende de

intrinsieke duurzaamheid van zelfverdichtend beton. Het gevolg van dit gebrek aan fundamenteel inzicht manifesteerde zich in het ontbreken van accurate specificaties voor de toepassing van SCC in de bouwpraktijk. Aangezien het materiaal een fundamenteel verschillende grondslag heeft in vergelijking met traditioneel verdicht beton, kunnen traditionele modellen naar alle waarschijnlijkheid niet zonder meer geëxtrapoleerd worden naar zelfverdichtend beton. Bovendien kan gesteld worden dat, omwille van de fundamenteel andere samenstelling van het materiaal (en bijgevolg de hieruit volgende andere poriënstructuur), mogelijks ook het duurzaamheidsgedrag niet volledig gelijk-lopend is met dit van traditioneel beton.

Daarom werd in 2002 gestart met een FWO-onderzoeksproject G.0018.02 [8] om het transportgedrag van potentieel schadelijke agentia in zelfverdichtend beton en relatie met het uiteindelijke duurzaamheidsgedrag te bestuderen en na te gaan in hoeverre de te verwachten verschillen tussen zelfverdichtend en traditioneel verdicht beton belangrijk zijn voor de bouwpraktijk.[*]

Aantastingsmechanismen worden in grote mate beïnvloed door de permeabiliteit van het cementgebonden materiaal t.o.v. potentieel schadelijke agentia. In eerste instantie werd dan ook een fundamentele studie beoogd d.m.v. basisproeven waarbij de penetratie van vloeistoffen en gassen in SCC bepaald werd. In een tweede instantie werden enkele duurzaamheidsproeven uitgevoerd. Voor het experimenteel gedeelte van het project werden 8 SCC samenstellingen en 1 TC samenstelling beproefd.

Voor wat betreft de basisproeven wordt verwezen naar de literatuur.[32] Bij de duurzaamheidsproeven wordt voornamelijk de invloed van de vulstoffen besproken op duurzaamheidsaspecten als carbonatatie, chloridenpenetratie en vorst-dooi (met en zonder dooizouten). Voor een meer gedetailleerde beschrijving van de uitgevoerde proeven, wordt verwezen naar de literatuur.[33-35]

8.1. Samenstellingen

De onderzochte betonsamenstellingen in het experimenteel gedeelte van het hierboven vermelde FWO-onderzoeksproject zijn weergegeven in Tabel 8. SCC1 geldt als referentie SCC mengsel. De onderzochte parameters, naast het onderscheid TC1 ↔ SCC1, zijn:

de W/C-factor (SCC1 ↔ SCC14, SCC15, SCC17); de C/P-factor (SCC1 ↔ SCC5); het type cement (SCC1 ↔ SCC3); en het type grof granulaat (SCC1 ↔ SCC16).

[*] Zie ook, gelet op de samenwerking binnen het FWO-onderzoeksproject tussen UGent, K.U.Leuven en

K.M.S.: Boel, V. & Audenaert, K. “Specifieke aspecten van verhard zelfverdichtend beton” (11u15).



Tabel 8: Betonsamenstellingen proefprogramma FWO-onderzoeksproject G.0018.02 TC1 SCC1 SCC3 SCC5 SCC9 SCC14 SCC15 SCC16 SCC17

Rolgrind 4/14 [kg/m³] 1225 698 698 698 698 707 683 - 675

Steenslag 4/14 [kg/m³] - - - - - - - 698 -

Zand 0/5 [kg/m³] 640 853 853 853 853 865 835 853 825

CEM I 42.5 R [kg/m³] 360 360 - 300 360 360 360 360 360

CEM III/A 42.5 LA [kg/m³] - - 360 - - - - - -

Kalksteenmeel [kg/m³] - 240 240 300 - 240 240 240 240

Vliegas [kg/m³] - - - - 240 - - - -

Water [l/m³] 165 165 165 165 165 144 198 165 216

Glenium 51 (35%) [l/m³] - 2.75 2.50 2.40 3.00 4.00 2.00 3.60 2.00

W/C [-] 0.46 0.46 0.46 0.55 0.46 0.40 0.55 0.46 0.60

C/P [-] 1.00 0.60 0.60 0.50 0.60 0.60 0.60 0.60 0.60

W/P [-] 0.46 0.28 0.28 0.28 0.28 0.24 0.33 0.28 0.36

Slump [mm] 14 - - - - - - - -

Flow [-] 1.89 - - - - - - - -

Slump flow [mm] - 875 905 785 800 775 920 875 805

V-funnel [s] - 7.9 7.0 8.1 16.6 20.0 3.5 8.0 2.8

U-box [-] - ZN* ZN* ZN* ZN* ZN* ZN* ZN* ZN*

Air [%] 1.1 1.7 0.7 2.3 3.5 2.5 1.1 1.1 0.4

fc,cube [N/mm²] 47.6 57.1 69.2 49.0 63.5 68.4 46.7 73.3 39.9

* ZN = Zelf-Nivellerend

8.2. Carbonatatie

Carbonatatie kan als een probleem van Fick worden beschouwd aangezien het een probleem is dat voornamelijk door diffusie wordt beheerst. De carbonatatiediepte kan bijgevolg worden genoteerd als:

tAx = (15)

met: x = carbonatatiediepte [mm]; t = blootstellingsduur [jaar]; en A = carbonatatie-constante [mm/√jaar]. De carbonatatiediepte werd op verschillende tijdstippen bepaald volgens NT BUILD

357 (1989) zodat de carbonatatie-constante A, afhankelijk van de diffusieweerstand van het materiaal, kon worden afgeleid via lineaire analyse (Tabel 9, Figuur 14). 2 aantasting-condities werden onderzocht (met telkens 3 proefstukken per betonsamenstelling):

klimaatkamer (KK): 20 ± 2 °C, 60 ± 5 % R.V. en 10% CO2; en buiten (B), zonder enige beschutting.

Gelet op de kleine aantastingsdiepte van de buiten geplaatste proefstukken, werd enkel de carbonatatiediepte na 1 jaar opgenomen in de tabel. Bovendien is het zo dat voor deze proefstukken de spreiding op de resultaten van dezelfde grootte-orde is als de resultaten zelf, waardoor een lineaire analyse mathematisch zinloos wordt. Om dit probleem te overkomen en om toch het carbonatatiegedrag van betonstructuren in reële aantastings-



condities te kunnen voorspellen, werd de carbonatatie-constante voor de “buiten”-conditie, AB, als volgt bepaald: [36]

1.1838.0A

]CO[]CO[AA KKKK2

B2KKB ≈= (16)

met: AB = carbonatatie-constante in “buiten”-conditie [mm/√jaar] ; AKK = carbonatatie-constante in “klimaatkamer”-conditie [mm/√jaar]; [CO2]B = (gemiddelde) CO2-concentratie “buiten” [g/m³]; en [CO2]KK = CO2-concentratie in de klimaatkamer [g/m³].

Tabel 9: Gemiddelde carbonatatiediepte x [mm] en carbonatie-constante A [mm/√jaar] voor de beproefde betonsamenstellingen

TC1 SCC1 SCC3 SCC5 SCC14 SCC15 SCC16 SCC17 xKK,1 dag 1.65 1.85 0.25 0.20 2.00 2.60 0.53 0.67 xKK,14 dagen 0.80 4.50 4.03 3.59 3.75 5.75 2.81 5.95 xKK,28 dagen 4.33 3.22 4.83 4.83 4.92 8.33 3.40 8.33 xKK,1/4 jaar 8.33 7.00 8.50 4.67 7.33 13.92 4.00 11.83 xKK,1/2 jaar 15.75 12.08 15.00 15.17 8.33 18.25 10.50 20.33 xKK,1 jaar 12.75 12.00 19.83 18.67 10.67 23.17 14.00 25.50 xB,1 jaar 1.47 1.33 0.00 0.60 1.50 2.27 0.80 0.73 AKK 15.74 13.84 19.66 18.03 11.99 24.89 13.32 26.33 r² [-] 0.80 0.86 0.98 0.90 0.82 0.97 0.93 0.98 AB 1.04 0.91 1.30 1.19 0.79 1.65 0.88 1.74

0

5

10

15

20

25

30

TC1 SCC1 SCC3 SCC5 SCC14 SCC15 SCC17 SCC16

A [m

m/V

jaar

]

Carbonatatie; A

Figuur 14: Gemiddelde carbonatatie-constante A [mm/√jaar]

Op basis van de (K.U.Leuven-)resultaten voor AKK kunnen volgende conclusies getrokken worden:

SCC1 ↔ TC1: In vergelijking met traditioneel verdicht beton, resulteert het referentie SCC-mengsel SCC1 in een ietwat lagere carbonatatiediepte.

SCC1 ↔ SCC14, SCC15, SCC17: De W/C-factor blijkt een zeer determinerende factor te zijn voor de carbonatatiediepte. De gemiddelde carbonatatiediepte verhoogt naarmate de W/C-factor toeneemt.

SCC1 ↔ SCC5: Door de hoeveelheid cement te verlagen bij gelijkblijvende hoeveelheid poeder, treedt een hogere carbonatatiediepte op.



SCC1 ↔ SCC3: Bij vervanging van portlandcement CEM I 42.5 R door hoogoven-cement CEM III/A 42.5 LA wordt een verhoging van de carbonatatiediepte vastgesteld.

SCC1 ↔ SCC16: Wanneer het rolgrind door steenslag (beide kalksteen) wordt vervangen, wordt een verlaging van de carbonatatiediepte waargenomen.

SCC1 ↔ SCC9 (enkel UGent): Vervanging van het kalksteenmeel door vliegas verlaagt aanzienlijk de carbonatatiediepte.

8.3. Chloridenpenetratie

In het onderzoek werd zowel de steady-state migratie test set-up volgens NT BUILD 355 (1997) als de non-steady-state migratie test set-up volgens NT BUILD 492 (1999), gebruikt om respectievelijk de steady-state en non-steady-state chloridediffusiecoëfficiënt te bepalen. Een gedetailleerde proefbeschrijving kan teruggevonden worden in de desbetreffende literatuur.[34]

Steady-state condities – testresultaten (K.U.Leuven): Een overzicht van de testresultaten voor de steady-state diffusiecoëfficiënt Dssm is

weergegeven in Tabel 10. Per samenstelling werden 4 proefstukken getest.

Tabel 10: Overzicht testresultaten Dssm [10-12 m²/s] TC1 r² Dssm SCC1 r² Dssm SCC15 r² Dssm

TC1-1 0.80 0.78 SCC1-1 0.75 0.53 SCC15-1 0.25 0.0029

TC1-2 0.87 3.47 SCC1-2 0.88 0.27 SCC15-2 - -

TC1-3 0.74 0.83 SCC1-3 0.93 0.33 SCC15-3 0.19 0.0019

TC1-4 0.87 1.79 SCC1-4 0.35 0.0007 SCC15-4 0.20 0.0020

Hierbij dienen meteen enkele opmerkingen gemaakt te worden: Voor TC1 en SCC1 waren 3 weken nodig om over voldoende gegevens te

beschikken voor verdere analyse. Voor SCC15 werd zelfs na 3 maanden een verwaarloosbare hoeveelheid chloride-ionen aangetroffen in het 2de compartiment, hoewel (op basis van zijn hogere W/C-factor) verwacht werd dat Dssm hoger zou zijn voor SCC15 vergeleken met SCC1.

Het was onmogelijk om de steady-state migratie diffusiecoëfficiënt te bepalen voor SCC15-2 tengevolge van een volledige corrosie van het roestvrije staalnet (?!) bijna onmiddellijk na de “doorbraak” van de chloride-ionen doorheen het te testen proefstuk, i.e. vooraleer een lineaire stijging in de chlorideconcentratie, opgemeten in compartiment 2, kon waargenomen worden.

De steady-state migratiecoëfficiënten weergegeven in italic (SCC1-4 en SCC15-1/3/4) zijn van generlei betekenis en zijn uitgesloten van verdere bespreking.

Bovendien is het zo dat de lineaire correlatiecoëfficiënt r² (nodig om ∆CCl,2/∆t te berekenen) volgens NT BUILD 355, minstens gelijk moet zijn aan 0.9. Deze nauwkeurigheid van correlatie kon enkel gevonden worden voor SCC1-3.

Gelet op al de moeilijkheden welke naar boven kwamen tijdens de experimenten (corrosie van de roestvrije staalnetten bij relatief laag voltage (12V), duur van de test voor de ionen-“doorbraak”, …) en de interpretatie van de resultaten (significantie van de uiteindelijk bekomen waarden voor Dssm?), rijzen dan ook vragen bij de geschiktheid van deze testmethode, temeer dat een verklaring voor de waargenomen anomalieën uitblijft.

Bovendien kan gesteld worden dat de steady-state chloridediffusiecoëfficiënten enkel hun toepassing vinden in het rangschikken van verschillende betonkwaliteiten en/of beton-



samenstellingen, waarbij dezelfde rangschikking ook kan gevonden worden via de veel eenvoudigere bepaling van de elektrische weerstand van het beton. Ze kunnen ook niet gebruikt worden in “service-life” berekeningen in gevallen waar het chloridentransport gebeurt via non-steady-state regimes.[37]

Non-steady-state condities – testresultaten (UGent): In geval van de non-steady-state test set-up (CTH-test) wordt de diffusiecoëfficiënt niet

bepaald d.m.v. de “doorgekomen” chloride ionen, maar wordt de indringingsdiepte van de chloride ionen bepaald.[34] Een overzicht van de testresultaten voor de non-steady-state diffusiecoëfficiënt Dnssm is weergegeven in Figuur 15.

0

5

10

15

20

25

TC1 SCC1 SCC3 SCC5 SCC9 SCC14 SCC15 SCC16 SCC17

Dns

sm [1

0-12

m²/s

]

28 dagen

90 dagen

Figuur 15: Overzicht testresultaten Dnssm [10-12 m²/s]

Merk op dat de bepaling van de non-steady-state migratiecoëfficiënt het meest relevant is voor permanent ondergedompelde betonstructuren. Ze is minder relevant voor “service-life” voorspellingen voor betonstructuren in getijde of “splash” zones (t.g.v. het bijkomend belang van enerzijds capillaire zuiging en verdampingseffecten in het chloride-transport en anderzijds omgevingsvariabelen zoals erosie en/of vorstschade).

Alvorens over te gaan tot een bespreking van de testresultaten voor de non-steady-state migratiecoëfficiënten, dient opgemerkt te worden dat Dssm en Dnssm niet zonder meer onderling vergeleken kunnen worden. Volgende theoretisch omzettingsverband kan worden gebruikt: [38]

( )gelbnssmssm WKDD +ε= (17) met: ε = porositeit van het beton [m³oplossing/m³materiaal]; Kb = chloridebinding-factor [m³oplossing/kggel]; en Wgel = gehalte aan hydraatgel [kggel/m³materiaal].

Merk in dit verband op dat de hydraatgel zowel de rol van absorbens als reactant speelt in de chloridebinding. [38] In het kader van dit onderzoek werden ε, Kb en Wgel niet bepaald maar, gelet op de vraagtekens welke geplaatst werden bij de bepaling van Dssm, heeft de relatie tussen Dssm en Dnssm in dit geval natuurlijk geen enkele betekenis.

Indien we nu de non-steady-state migratiecoëfficiënt Dnssm (Figuur 15) gebruiken om de verschillende samenstellingen te rangschikken (SCC1 = referentiemengsel), komen we (in het achterhoofd houdend dat enerzijds mogelijks niet alle binding heeft plaats-



gevonden, wat ook de resultaten beïnvloedt en anderzijds dat een hogere druksterkte kan gezien worden als een indicatie van een dichtere microstructuur en dus een lagere Dnssm) tot volgende bevindingen:

SCC1 ↔ TC1: Het traditioneel verdicht beton vertoont een hogere chloridediffusie na 28 dagen, maar een gelijkaardige coëfficiënt na 90 dagen.

SCC1 ↔ SCC14, SCC15, SCC17: De W/C-factor is een zeer determinerende factor voor de chloridediffusiecoëfficiënt. De chloridediffusie verhoogt naarmate de W/C-factor toeneemt (zowel na 28 als na 90 dagen).

SCC1 ↔ SCC5: Door de hoeveelheid cement te verlagen bij gelijkblijvende hoeveelheid poeder, treedt een hogere chloridediffusie op. Deze verhoging is vooral merkbaar na 28 dagen en in mindere mate na 90 dagen.

SCC1 ↔ SCC3: Bij vervanging van portlandcement CEM I 42.5 R door hoogoven-cement CEM III/A 42.5 LA treedt in het algemeen een verlaging van de chloride-diffusie op.

SCC1 ↔ SCC16: Wanneer het rolgrind door steenslag (beide kalksteen) wordt vervangen, wordt een verlaging van de chloridediffusie waargenomen. De afname na 90 dagen is minder uitgesproken dan deze na 28 dagen.

SCC1 ↔ SCC9: Vervanging van het kalksteenmeel door vliegas verlaagt aanzienlijk de chloridediffusie na 28 dagen (nog meer uitgesproken na 90 dagen).

Merk op dat de betonsamenstellingen op basis van deze bevindingen op dezelfde wijze “gerangschikt” kunnen worden als bij de bepaling van de carbonatatie-constante A.

Gelet op het feit dat geen enkele Belgische norm aanvaardingscriteria oplegt betreffende de chloridediffusiecoëfficiënt, kunnen volgende richtlijnen gebruikt worden (D te bepalen via de CTH methode, 28 dagen na ontkisting): [39]

D < 2·10-12 m²/s → Zeer goede weerstand tegen chloride indringing D < 8·10-12 m²/s → Goede weerstand tegen chloride indringing D < 16·10-12 m²/s → Gematigde weerstand tegen chloride indringing D > 16·10-12 m²/s → Niet geschikt voor toepassingen in agressieve omgeving

Volgens deze richtlijnen vertonen SCC3 en SCC9 een goede weerstand tegen chloride indringing, waar TC1, SCC1, SCC14 en SCC16 een gematigde weerstand vertonen. SCC5, SCC15 en SCC17 overschrijden de 16·10-12 m²/s voor de chloridediffusie-coëfficiënt en worden bijgevolg gecatalogeerd als zijnde niet geschikt voor toepassingen in een agressieve omgeving.

8.4. Vorstweerstand (al dan niet in aanwezigheid van dooizouten)

Ter bepaling van de vorstweerstand in aanwezigheid van dooizouten, werd de hoeveel-heid afgeschilferd materiaal na 7, 14 en 28 vorst-dooi cycli bepaald volgens proef-voorschrift T 98/0343 N. De resultaten voor dit type vorstweerstand zijn weergegeven in Figuur 16. Naast de resultaten betreffende de hoeveelheid afgeschilferd materiaal is hierin ook de relatieve dynamische E-modulus na 28 vorst-dooi cycli (≡ 100⋅E28c/E0c) opgenomen ter opvolging van de interne vorstweerstand. De dynamische E-modulus werd berekend d.m.v. de bepaling van de ultrasone doorlooptijd, gebruik makend van het ultrasoon toestel Steinkamp BP-7 en puntvormige contacttransducers:

6dyn 10)1(

)21)(1(²cE −⋅

ν−

ν−ν+ρ= (18)



met: c = ultrasone golfsnelheid [m /s]; ρ = volumieke massa beton [kg/m³]; en ν = Poisson-coëfficiënt = 0.2. De interne vorstweerstand in afwezigheid van dooizouten, werd onderzocht volgens

NBN B 05-203 (1977). Hiertoe werd de dynamische E-modulus bepaald na 5, 10 en 14 vorst-dooi cycli. Voor een meer gedetailleerde proefbeschrijving wordt verwezen naar de literatuur. [4,35] De resultaten voor de interne vorstweerstand (met standaarddeviatie) zijn weergegeven in Figuur 17.

SALT FROST SCALING

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15


AM

OU

NT

OF

SCA

LE

D M

AT

ER

IAL

[kg/

m²]

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

RE

LA

TIV

E D

YN

AM

IC M

OD

UL

US

OF

EL

AST

ICIT

Y [%

]

7c

14c

28c

Edyn-0c

Edyn-28c

Figuur 16: Vorstweerstand in aanwezigheid van dooizouten, hoeveelheid afgeschilferd

materiaal per eenheid blootgesteld oppervlak [kg/m²]

INTERNAL FROST RESISTANCE

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120


RE

LA

TIV

E D

YN

AM

IC M

OD

UL

US

OF

EL

AST

ICIT

Y [%

]

5c 10c 14c

Figuur 17: Interne vorstweerstand – relatieve dynamische E-modulus [%]

De resultaten van de vorstproeven in aanwezigheid van dooizouten leidden tot volgende conclusies:

SCC1 ↔ TC1: Het traditioneel verdicht beton vertoont een iets kleiner massaverlies voor alle vorst-dooi cycli. Anderzijds is het merkwaardig vast te stellen dat de afname in interne vorstweerstand na 28 vorst-dooi cycli, opgemeten via de relatieve dynamische E-modulus, 5x groter is in vergelijking met SCC1. Een mogelijke



hypothese voor deze bevinding kan gevonden worden in de aanname dat de ITZ, i.e. de overgangszone tussen cementmatrix en granulaat, een veel dichtere structuur kent bij zelfverdichtend beton, zodat er minder snel microscheurtjes gevormd worden in vergelijking met traditioneel verdicht beton.

SCC1 ↔ SCC14, SCC15, SCC17: Uit de resultaten blijkt er geen verband te bestaan tussen de W/C-factor en het massaverlies. Anderzijds is de (verwachte) invloed van de W/C-factor op de interne vorstweerstand wel terug te vinden in de proef-resultaten: met uitzondering van SCC1 (welke een zeer kleine daling in relatieve dynamische E-modulus vertoonde) resulteert een hogere W/C-factor in een grotere afname van de interne vorstweerstand. Merk op dat SCC15 een enorm massaverlies vertoonde: na 28 vorst-dooi cycli was bijna 10 mm van het proefstuk volledig weg geërodeerd.

SCC1 ↔ SCC5: Een verlaging van de hoeveelheid cement bij een gelijkblijvende hoeveelheid poeder, resulteerde in een kleiner massaverlies voor alle vorst-dooi cycli.

SCC1 ↔ SCC3: De vervanging van portlandcement CEM I 42.5 R door hoogoven-cement CEM III/A 42.5 LA leidde enerzijds tot een kleiner massaverlies maar anderzijds ook tot een afname in interne vorstweerstand na 28 vorst-dooi cycli die 3x groter is vergeleken met SCC1.

SCC1 ↔ SCC16: Wanneer het rolgrind door steenslag (beide kalksteen) wordt vervangen, wordt een kleiner massaverlies maar anderzijds ook een grotere afname in interne vorstweerstand na 28 vorst-dooi cycli gevonden, vergeleken met SCC1.

SCC1 ↔ SCC9 (enkel UGent): Vervanging van het kalksteenmeel door vliegas leidde tot een kleiner massaverlies in vergelijking met SCC1.

Naast de vorstproeven in aanwezigheid van dooizouten, werd de interne vorstweerstand ook onderzocht aan de hand van vorst-dooi cycli zonder dooizouten. De resultaten toonden geen significante verschillen tussen de verschillende betonsamenstellingen. Meer nog, indien interne vorstschade gedefinieerd wordt door een relatieve dynamische E-modulus van maximaal 80%, [40] vertoonde geen enkel van de onderzochte beton-samenstellingen schade na 14 vorst-dooi cycli (binnen hun 95%-betrouwbaarheidsinter-val).

Een mogelijke verklaring voor dit fenomeen kan gevonden worden in de minder strenge vorst-dooi condities (vergeleken met deze bij de vorstproef in aanwezigheid van dooizouten) en/of, mogelijks nog belangrijker, het kleinere aantal uitgevoerde vorst-dooi cycli. Het is in deze context interessant op te merken dat Persson [41] melding maakt van 100 tot 300 cycli ter bepaling van de interne vorstweerstand. Bovendien kan ook gesteld worden dat de bepaling van de interne vorstweerstand inhoudt dat het aantal vorst-dooi cycli nodig om de relatieve dynamische E-modulus met 20% te doen dalen bepaald zou worden. [40] Deze benadering zou wel eens van meer significante betekenis kunnen zijn bij de “rangschikking” en “service-life” voorspellingen van de betonsamenstellingen i.f.v. hun vorstgedrag.

Merk op dat ook SCC1 en SCC14, onderworpen aan de vorstproef in aanwezigheid van dooizouten, op basis van hun interne vorstweerstand nog beschouwd kunnen worden als zijnde “niet beschadigd”.



9. INVLOED VAN VULSTOFFEN OP KRIMP & KRUIP VAN SCC Hierna volgen de resultaten betreffende de tijdsafhankelijke fenomenen krimp en kruip,

bepaald op de betonsamenstellingen gegeven in Tabel 8. Voor iedere samenstelling werden 2x4 cilindrische proefstukken (φ = 120 mm, h = 300 mm) gebruikt voor de metingen (4 krimp, 4 kruip). Onmiddellijk na ontkisten (24h na aanmaak) werden de proefstukken van hun meetsysteem (Figuur 18) voorzien en werden de metingen (20±2 °C, 60±5 % R.V.) gestart (Figuur 19). Voor een meer gedetailleerde beschrijving van de proefprocedure wordt verwezen naar de betreffende literatuur. [35,42,43]

Figuur 18: Schematisch overzicht van het meetsysteem (links: globaal, rechts: detail)

Figuur 19: Opstelling krimpmetingen (links) en kruipmetingen (rechts)

9.1. Bespreking proefresultaten van de krimp- en kruipmetingen

De resultaten van de krimpmetingen zijn weergegeven in Figuur 20 (afzonderlijk voor de 4 proefstukken en een gemiddelde curve) en Figuur 21. Figuur 20 geeft op die manier ook informatie aangaande de spreiding op de bekomen testresultaten: de samenstellingen TC1, SCC1 en SCC16 vertonen een zeer kleine spreiding, waar de andere samenstellingen gekenmerkt worden door een gematigde (aanvaardbare) spreiding.



De proefresultaten van de krimpmetingen leidden tot volgende conclusies: SCC1 ↔ TC1: Met uitzondering van SCC3 (zie verder) vertonen alle SCC mengsels

grotere krimpvervormingen in vergelijking met het traditioneel verdicht beton. Opvallend hierbij is de substantieel grotere vervormingstoename gedurende de eerste 14 dagen na de ontkisting van SCC. Een mogelijke verklaring voor deze bevinding kan toegewezen worden aan het groter pastavolume in de SCC mengsels.

SCC1 ↔ SCC14, SCC15, SCC17: Op basis van de resultaten kan algemeen gesteld worden dat een toename van de W/C-factor resulteert in een grotere krimpvervorming. Het is bijzonder vast te stellen dat SCC15 het zo goed doet voor wat het krimpgedrag betreft: op basis van zijn mengselontwerp (zie Tabel 8) kan eigenlijk verwacht worden dat de krimpvervorming significant groter zou zijn in vergelijking met SCC1. Een eenduidige verklaring voor deze vaststelling werd nog niet gevonden.

SCC1 ↔ SCC5: Een verlaging van de hoeveelheid cement bij een gelijkblijvende hoeveelheid poeder, resulteerde in gelijkaardige krimpvervorming in vergelijking met SCC1.

SCC1 ↔ SCC3: De vervanging van portlandcement CEM I 42.5 R door hoogoven-cement CEM III/A 42.5 LA leidde tot een significant kleinere krimpvervorming vergeleken met SCC1. Een verklaring kan gevonden worden in de aanzienlijk hogere druksterkte van SCC3 (zie Tabel 8).

SCC1 ↔ SCC16: Wanneer het rolgrind door steenslag (beide kalksteen) wordt vervangen, worden kleinere krimpvervormingen vastgesteld. Ook hier kan dit toegeschreven worden aan de hogere druksterkte van SCC16 (zie Tabel 8).



SHRINKAGE MEASUREMENTS TC1

-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [Days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

/mm

]

TC1 1

TC1 2

TC1 3

TC1 4

TC1 AVG

MC90

SHRINKAGE MEASUREMENTS SCC1

-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [Days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

/mm

]

SCC1 1

SCC1 2

SCC1 3

SCC1 4

SCC1 AVG

MC90


-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

/mm

]

SCC3 1

SCC3 2

SCC3 3

SCC3 4

SCC3 AVG

MC90


-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

/mm

]

SCC5 1

SCC5 2

SCC5 3

SCC5 4

SCC5 AVG

MC90


-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

m/m

]

SCC14 1

SCC14 2

SCC14 3

SCC14 4

SCC14 AVG

MC90


-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

m/m

]

SCC15 1

SCC15 2

SCC15 3

SCC15 4

SCC15 AVG

MC90


-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

m/m

]

SCC16 1

SCC16 2

SCC16 3

SCC16 4

SCC16 AVG

MC90


-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

m/m

]

SCC17 2

SCC17 3

SCC17 4

SCC17 AVG

MC90

Figuur 20: Overzicht krimpvervormingen per samenstelling



-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [Days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

/mm

]SCC3

TC1

SCC1SCC5

SCC17

SCC15SCC14SCC16

Figuur 21: Overzicht gemiddelde krimpvervormingen

Na 28 dagen werden de 4 kruipproefstukken onder druk (= ⅓⋅fck) gebracht (Figuur 19). De resultaten voor de totale vervormingen zijn weergegeven in Figuur 22 (afzonderlijk voor de 4 proefstukken en een gemiddelde curve). Analoog aan de krimpmetingen geeft Figuur 22 tevens informatie aangaande de spreiding op de bekomen testresultaten: de samenstellingen TC1, SCC1 en SCC14 vertonen een zeer kleine spreiding, waar de andere samenstellingen gekenmerkt worden door een gematigde (aanvaardbare) spreiding.

Gelet op het feit dat iedere betonsamenstelling belast werd door een verschillende kruipbelasting (afhankelijk van de druksterkte), heeft het – in tegenstelling tot de gemiddelde krimpvervormingen – geen zin om de gemiddelde kruipvervormingen samen te brengen in 1 grafiek. Als alternatief werd de gemiddelde kruipcoëfficiënt ingevoerd om de verschillende samenstellingen onderling te kunnen vergelijken (Figuur 23).

De kruipcoëfficiënt φ(t,t0) is gedefinieerd als de verhouding van de kruipvervorming εcc(t,t0) op tijdstip t tot de initiële vervorming εci(t0):

1)t(

)t()t,t()t()t,t()t,t(

0ci

cs0ct

0ci

0cc0 −ε

ε−ε≡

εε

=φ (19)

met: t0 = ouderdom proefstuk bij aanbrengen kruipbelasting [dagen]; εct(t,t0) = totale vervorming op tijdstip t [mm/m]; en εcs(t) = krimpvervorming op tijdstip t [mm/m].

De initiële vervorming εci(t0) kan bepaald worden uit de proefresultaten als zijnde het verschil tussen de vervorming onmiddellijk voor en na het aanbrengen van de kruip-belasting. Op deze manier is het bekomen resultaat echter afhankelijk van de exacte tijd tussen het aanbrengen van de kruipbelasting en de eerst volgende rekmeting. Om deze parameter uit te sluiten, kan de initiële vervorming εci(t0) ook berekend worden via volgende formule:

( )3 cm0ci

cm

0ci

28c

0ci0ci f950005.1

)t(E05.1

)t(E

)t()t(⋅⋅

σ=

⋅σ

=σ

=ε (20)

met: σci(t0) = kruipbelasting [N/mm²]; en fcm = druksterkte van het proefstuk [N/mm²].



Het is de initiële vervorming volgens deze laatste berekening welke gebruikt werd in de verdere bepaling van de kruipcoëfficiënten. De resultaten voor de initiële vervorming zijn weergegeven in Tabel 11.

Tabel 11: Gemeten (m) en berekende (c) initiële vervorming εci(t0) TC1 SCC1 SCC3 SCC5 SCC14 SCC15 SCC16 SCC17

σci(t0) [N/mm²] 10.1 14.1 20.6 11.3 16.4 10.1 20.6 11.3

εci,m(t0) [mm/m] -0.29 -0.40 -0.55 -0.35 -0.41 -0.27 -0.52 -0.44

fcm [N/mm²] 36.4 43.7 53 37.5 52.4 35.8 56.1 30.5

εci,c(t0) [mm/m] -0.31 -0.40 -0.55 -0.34 -0.44 -0.31 -0.54 -0.36

De proefresultaten van de kruipcoëfficiënten leidden tot volgende conclusies: SCC1 ↔ TC1: Analoog aan het krimpgedrag kan gesteld worden dat alle SCC

mengsels grotere kruipcoëfficiënten vertonen in vergelijking met het traditioneel verdicht beton. Ook hier valt een grotere vervormingstoename gedurende de eerste dagen na het aanbrengen van de kruipbelasting vast te stellen. Analoog aan de krimpvervorming kan deze bevinding toegewezen worden aan het groter pasta-volume in de SCC mengsels.

SCC1 ↔ SCC14, SCC15, SCC17: Op basis van de resultaten kan gesteld worden dat een toename van de W/C-factor resulteert in een grotere kruipcoëfficiënt.

SCC1 ↔ SCC5: Een verlaging van de hoeveelheid cement bij een gelijkblijvende hoeveelheid poeder, resulteerde in een grotere kruipcoëfficiënt vergeleken met SCC1.

SCC1 ↔ SCC3: De vervanging van portlandcement CEM I 42.5 R door hoogoven-cement CEM III/A 42.5 LA leidde tot een kleinere kruipcoëfficiënt vergeleken met SCC1.

SCC1 ↔ SCC16: Wanneer het rolgrind door steenslag (beide kalksteen) wordt vervangen, wordt een ietwat grotere, maar nog vergelijkbare, kruipcoëfficiënt vast-gesteld in vergelijking met SCC1.



CREEP MEASUREMENTS TC1

-2.0

-1.8

-1.6

-1.4

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [Days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

/mm

]

TC1 5TC1 6TC1 7TC1 8TC1 AVGMC90

CREEP MEASUREMENTS SCC1

-2.0

-1.8

-1.6

-1.4

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [Days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

m/m

]

SCC1 5SCC1 6SCC1 7SCC1 8SCC1 AVGMC90


-2.0

-1.8

-1.6

-1.4

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [Days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

m/m

]

SCC3 6

SCC3 7

SCC3 8

SCC3 AVG

MC90


-2.0

-1.8

-1.6

-1.4

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [Days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

m/m

]



-2.0

-1.8

-1.6

-1.4

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [Days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

m/m

]



-2.0

-1.8

-1.6

-1.4

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.0-7 0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [Days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

m/m

]



-2.0

-1.8

-1.6

-1.4

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [Days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

m/m

]



-2.0

-1.8

-1.6

-1.4

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 98

TIME [Days]

DE

FOR

MA

TIO

N [m

m/m

]


Figuur 22: Overzicht totale vervormingen per samenstelling



0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70

TIME [Days after loading]

1 +

φ [-

]

TC1 SCC1 SCC3 SCC5

SCC14 SCC15 SCC16 SCC17

TC1

SCC1

SCC3

SCC14

SCC5SCC16

SCC15

SCC17

Figuur 23: Overzicht gemiddelde kruipcoëfficiënten

9.2. Vergelijking tussen de experimentele en voorspelde tijdsafhankelijke vervormingen

De experimenteel bekomen resultaten voor de krimp- en kruipmetingen werden vergeleken met de tijdsafhankelijke vervormingen, voorspeld volgens CEB-FIP Model Code 1990 (MC-90) [44] en Model B3 (M-B3) [45]. Model B3 werd toegevoegd vanwege zijn S-vorm modellering. Niettegenstaande werden de resultaten van M-B3 niet weer-houden in de grafieken: enerzijds om de grafieken leesbaar te houden maar anderzijds ook omdat de voorspelling volgens MC-90 van het totale vervormingsgedrag goede overeen-komsten vertoont met het opgemeten vervormingsgedrag (Figuur 22).

De resultaten van het op basis van MC-90 voorspelde krimpgedrag is voor iedere betonsamenstelling weergegeven in Figuur 20. Globaal kan gesteld worden dat op basis van MC-90 de krimpvervormingen van TC1 vrij goed voorspeld kunnen worden, terwijl de krimpvervormingen van de SCC mengsels onderschat worden. Dit werd ook waar-genomen tijdens de eerste 28 dagen voor de kruipproefstukken (waar deze enkel nog maar onderworpen waren aan krimp-vervormingen).

Anderzijds kan men, op basis van MC-90, de gemiddelde kruipcoëfficiënten en het totale vervormingsgedrag van de SCC mengsels op een vrij goede manier voorspellen. Merk hierbij op dat zowel de gemiddelde kruipcoëfficiënt als het totale vervormings-gedrag van het traditioneel verdicht beton overschat wordt op basis van MC-90.

Gelet op het feit dat MC-90 het gebruik van vul- en/of

INVLOED VAN VULSTOFFEN OP HYDRATATIE EN … · 2011. 2. 8. · beton (SCC) leiden tot het gebruik...

Documents

Transcript of INVLOED VAN VULSTOFFEN OP HYDRATATIE EN … · 2011. 2. 8. · beton (SCC) leiden tot het gebruik...