CUR Leidraad 1

Leidraad 1
Duurzaamheid van constructief beton met
betrekking tot chloride-geïnitieerde
wapeningscorrosie
Leidraad voor het formuleren van prestatie-eisen
Achtergrondrapport

INHOUD
2
Pagina
VOORWOORD .................................................................................................................................. 4
1. DEEL l: LEIDRAAD ..................................................................................................................... 6
1.1. Onderwerp .......................................................................................................................... 6
1.2. Toepassingsgebied ............................................................................................................. 6
1.3. Termen en definities ............................................................................................................ 6
1.4. Randvoorwaarden ............................................................................................................... 8
1.5. Ontwerpcriteria en daaruit af te leiden eisen ........................................................................ 8
1.5.1. Ontwerpcriteria en uitgangspunten modelberekeningen ............................................. 8
1.5.2. Te formuleren eisen aan waarde van DRCM in relatie tot betondekking ........................ 9
1.5.3. Te formuleren eisen aan waarde van DRCM door semiprobabilistische
of probabilistische berekeningen ........................................................................................11
1.6. Bepalingsmethode en toetsingskader .................................................................................11
1.6.1. Bepalingsmethode ....................................................................................................11
1.6.2. Toetsing ...................................................................................................................11
1.7. Gerelateerde meetmethode ................................................................................................11
1.7.1. Vereenvoudigde meetmethode .................................................................................11
1.7.2. Principe ....................................................................................................................11
1.7.3. Toetsing ...................................................................................................................12
1.8. Rapportage ........................................................................................................................13
Titels van vermelde normen en richtlijnen ...................................................................................13
2. DEEL II: ACHTERGRONDRAPPORT ........................................................................................15
2.1. Benadering duurzaamheidsvraagstuk .................................................................................15
2.2. Gekozen model ..................................................................................................................17
2.2.1. DuraCrete model voor chloridetransport ...................................................................17
2.2.2. Beperkingen en onzekerheden .................................................................................19
2.3. Deterministisch – probabilistisch – semi-probabilistisch ......................................................21
2.3.1. Achtergrond probabilistisch ontwerpen op levensduur ...............................................21
2.3.2. Semiprobabilistische vereenvoudiging ......................................................................22
2.3.3. Overzicht van ‘ontwerpmethoden’ voor levensduur ...................................................27
2.3.4. Beperkingen en onzekerheden .................................................................................27
2.4. Gekozen waarden voor parameters ....................................................................................28
2.4.1. Beperkingen en onzekerheden .................................................................................36
2.5. Gekozen testmethoden ......................................................................................................37
2.5.1. Historie .....................................................................................................................37
2.5.2. Correlatie tussen APM en RCM ................................................................................44
2.5.3. Europees onderzoek CHLORTEST naar chloridetransport in beton ..........................45

3
2.5.4. Correlatie tussen diffusie en elektrische weerstand ...................................................46
2.5.5. Analyse van RCM waarden ......................................................................................48
2.5.6. Samenvatting: proefmethoden en toepassingswijze ..................................................53
2.6. Validatie van modeluitkomsten aan veldwaarnemingen ......................................................55
2.7. Toegevoegde waarde en beperkingen van huidige leidraad ................................................56
2.8. Behoefte aan verdere ontwikkelingen in bovengenoemde aspecten ....................................56
Literatuur ...................................................................................................................................58
Bijlage A: Statistische informatie over parameters voor probabilistische berekeningen ................61
3. DEEL III: BESCHRIJVING TESTMETHODEN ............................................................................62
Specifieke elektrische weerstand (TEM) .....................................................................................62

VOORWOORD
Dit document is een leidraad voor het formuleren van prestatie-eisen door betrokken partijen ten
aanzien van de duurzaamheid van constructief beton met betrekking tot chloride-geïnitieerde
wapeningscorrosie. Deze leidraad maakt het betrokken partijen mogelijk om met betrekking tot
bovenomschreven onderwerp in goed overleg prestatie-eisen op maat te kunnen formuleren, waarbij
gebruik wordt gemaakt van een vastgelegde benaderingswijze zoals aangegeven in deze leidraad.
Deze leidraad beoogt niet de kwaliteitsborging bij de uitvoering vorm te geven.
De betonvoorschriften NEN 6720, NEN 6722 en NEN-EN 206-1 + NEN 8005 zijn onverkort van toepassing.
In NEN 6720 c.q. de bovenliggende norm NEN 6700 wordt het begrip levensduur niet eenduidig
beschreven, maar wordt de term referentieperiode gebruikt. Indien deze niet tussen partijen
overeen is gekomen, wordt er voor veiligheidsklassen 2 en 3 van uitgegaan dat de referentieperiode
50 jaar bedraagt. In het algemeen wordt daarom verondersteld dat NEN 6720 is gebaseerd op een
levensduur van ten minste 50 jaar.
De Europese norm NEN-EN 1992-1-1 is in 2008 ingevoerd. Na een co-existentieperiode van 2 jaar zal
NEN 6720 worden ingetrokken. Deze leidraad anticipeert hierop voor zover mogelijk.
Voor bepaalde toepassingen wordt een levensduur van 80, 100 of nog meer jaren verlangd, waarvoor
(met uitzondering van 100 jaar in NEN-EN 1992-1-1) nog geen duidelijke (aanvullende) eisen bestaan.
Zowel NEN-EN 1992-1-1 als NEN 6720 houden geen rekening met het onderscheid in prestaties van
de verschillende type bindmiddelen. In het kader van de in NEN-EN 206-1 toegestane alternatieve
prestatiegerichte ontwerpmethode voor duurzaamheid (‘equivalent concrete performance’) wordt in
deze leidraad aangegeven hoe het onderscheid in prestaties van de verschillende type bindmiddelen
met betrekking tot chloride-indringing kan worden gekwantificeerd. Deze leidraad geeft de
benaderingswijze aan voor het formuleren van dergelijke aanvullende eisen door betrokken partijen.
Deze leidraad is gebaseerd op de huidige stand der kennis en inzichten, waarbij leemten in kennis en
onzekerheden in modellen, parameters e.d. zo goed als mogelijk zijn geïdentificeerd. Het is van
belang dat deze leemten en onzekerheden door nader onderzoek worden ingevuld om te komen tot
eenduidige, betrouwbare en algemeen geldende prestatie-eisen voor bovenomschreven onderwerp in
de vorm van een CUR-Aanbeveling.
Deze leidraad bestaat uit 3 delen:
I. Leidraad, waarin is aangegeven op welke wijze betrokken partijen prestatie-eisen ten aanzien
van duurzaamheid van constructief beton met betrekking tot chloride-geïnitieerde wapeningscorrosie
kunnen formuleren.
II. Achtergrondinformatie, waarin de gekozen benaderingswijzen voor het formuleren van kwantitatieve
prestatie-eisen is weergegeven, inclusief de leemten in kennis en de onzekerheden in
parameters e.d., alsmede onderwerpen voor nader onderzoek.
III. Testmethoden voor zover die niet elders eenduidig zijn vastgelegd.
4

Deze leidraad beoogt structuur te brengen in de discussies over en benaderingswijzen van de duurzaamheid
van gewapende en voorgespannen betonconstructies ten aanzien van chloride-geïnitieerde
wapeningscorrosie. Kennisoverdracht speelt hierbij een belangrijke rol. Niet alleen kennisoverdracht
naar (potentiële) gebruikers, maar ook terugkoppeling van ervaringen opgedaan door gebruikers van
deze leidraad. Dergelijke ervaring aangevuld met kennis uit nader onderzoek is onontbeerlijk om te
komen tot een voorschrift voor deze materie. CUR-voorschriftencommissie VC81 stelt terugkoppeling
van voorgenoemde praktijkervaring dan ook bijzonder op prijs.
De samenstelling van CUR-Voorschriftencommissie 81 ‘Ontwerp van constructief beton met betrekking
tot duurzaamheid’ was als volgt: prof. dr. ir. K. van Breugel (voorzitter), dr. R. B. Polder (rapporteur),
dr. ir. G.J.L. van der Wegen (rapporteur), dr. ir. A. van Beek, J.W. van den Berg, ir. G. Chr.
Bouquet (tot 1 april 2007), P.W.J.M. Creemers (tot 1 april 2007), ing. H.J.C. Laurijsen, H.H.M. Soen
(tot 1 april 2007), ing. G.J. Speets, ir. E. M.M. Vermeulen (vanaf 1 april 2007), ing. P. de Vries (vanaf 1
april 2007), A.C. van der Weij (vanaf 1 april 2007), ir. G.M. Wolsink, drs. E. Vega
(secretaris/coördinator).
5

1. DEEL l: LEIDRAAD
1.1. Onderwerp
Deze leidraad geeft aan op welke wijze betrokken partijen prestatie-eisen ten aanzien van duurzaamheid
van constructief beton voor nieuw te bouwen constructies als gevolg van chloride-geïnitieerde
wapeningscorrosie kunnen formuleren. Dit betreft materiaalprestaties van betonsamenstellingen in
relatie tot de betondekking, ter voorkoming van schade door chloride-geïnitieerde corrosie aan
gewapende en/of voorgespannen betonconstructies gedurende de aangegeven ontwerplevensduur.
6
Toelichting:
Indien het gewapende en/of voorgespannen beton voldoet aan de geldende betonvoorschriften treedt carbonatatiegeïnitieerde
wapeningscorrosie normaliter niet op.
Aantastingmechanismen anders dan door chloride-geïnitieerde wapeningscorrosie vallen buiten het kader van deze
leidraad.
1.2. Toepassingsgebied
Deze leidraad is van toepassing op het ontwerp van gewapende en/of voorgespannen betonconstructies,
die voldoen aan NEN 6720 of NEN-EN 1992-1-1, NEN 6722 en NEN-EN 206-1 + NEN 8005, die
worden toegepast in milieuklassen XD of XS met een beoogde levensduur van 80 jaar of meer. Deze
leidraad bevat de benaderingswijze voor het formuleren van aanvullende eisen ten opzichte van
voorgenoemde normen door betrokken partijen.
Opmerking 1:
Er is met betrekking tot dit onderwerp nog onvoldoende lange-termijn ervaring met beton vervaardigd met poreuze
toeslagmaterialen.
Opmerking 2:
NEN 6722 zal te zijner tijd worden vervangen door de Europese norm NEN-EN 13670, die momenteel in
ontwerpversie beschikbaar is.
1.3. Termen en definities
Constructief beton: gewapend of (gedeeltelijk) voorgespannen beton in draagconstructies
Levensduur: de tijdsperiode gedurende welke de prestatie van de constructie boven een niveau blijft
overeenkomend met dat waarop wordt voldaan aan de gestelde prestatie-eisen voor de constructie,
ervan uitgaande dat deze ordentelijk is onderhouden.

Ontwerplevensduur: de tijdsperiode waarin de constructie gebruikt zal worden voor het bedoelde doel,
er van uitgaande dat deze ordentelijk is onderhouden maar zonder dat grote reparaties nodig zijn. De
ontwerplevensduur wordt gedefinieerd door:
7
• een relevante grenstoestand
• een aantal jaren
• een betrouwbaarheidsniveau dat niet mag worden onderschreden.
Duurzaamheid: de mate waarin een materiaal of constructie bestand is tegen interne en externe
invloedsfactoren.
Prestatie: de mate waarin een eigenschap voldoet aan de eis, uitgedrukt in een grenswaarde en
gemeten, berekend of beproefd volgens de bij de eis behorende bepalingsmethode.
Betondekking: de kortste afstand van het betonoppervlak tot de dichtst bij dit oppervlak gelegen
wapening (betonstaal, voorspanstaal of omhullingsbuis bij nagerekt staal).
Wapening: betonstaal of voorspanstaal dat door aanhechting krachten kan overnemen van of
overbrengen naar het omringende beton.
Chloride-geïnitieerde wapeningscorrosie: corrosie van de wapening of voorspanning die is veroorzaakt
door chloriden.
Initieel chloridegehalte: het gehalte aan chloriden aanwezig in de betonspecie, uitgedrukt als
massapercentage ten opzichte van het cement, het bindmiddel of het beton.
Milieuklassen: indeling van de omgevingsomstandigheden van betonconstructies of onderdelen
daarvan. Deze indeling is gebaseerd op mogelijke aantastingsmechanismen en de mate waarin die
kunnen optreden.
DRCM-waarde: de gemiddelde waarde van de chloridemigratiecoëfficiënt bepaald volgens de ‘Rapid
Chloride Migration test’ zoals beschreven in NT Build 492.
TEM-waarde: de waarde van de specifieke elektrische weerstand bepaald met de zogenoemde Twee
Elektroden Methode zoals beschreven in deel lll van deze leidraad.
Deterministische berekeningen: berekeningen waarbij voor de parameters enkelvoudige waarden
worden ingevoerd en dus geen rekening wordt gehouden met de variatie in de parameters.
Probabilistische berekeningen: berekeningen waarbij de variatie in de waarden voor de parameters
wordt meegenomen door gebruik te maken van verdelingsfuncties.

Semiprobabilistische berekeningen: berekeningen waarbij op vereenvoudigde wijze rekening wordt
gehouden met variaties door middel van een vaste factor of een vaste marge die is vastgesteld op
basis van een reeks probabilistische berekeningen.
1.4. Randvoorwaarden
Deze leidraad dient binnen onderstaande randvoorwaarden te worden toegepast:
8
• Ontwerpen op levensduur met betrekking tot chloride-geïnitieerde wapeningscorrosie
• Constructief beton voor nieuw te bouwen constructies (zowel ontwerp- als uitvoeringsfase)
• NEN 6720 of NEN-EN 1992-1-1, NEN 6722 en NEN-EN 206-1 + NEN 8005 zijn onverkort van
toepassing
Buiten deze randvoorwaarden vallen constructies waarin geen koolstofstaal als wapening is
opgenomen, maar niet-corroderende materialen zoals roestvast staal of koolstofvezelversterkte
kunststoffen, of waarin de corrosiebescherming door andere methoden wordt gewaarborgd zoals
kathodische preventie, gegalvaniseerd of (epoxy)gecoat staal.
1.5. Ontwerpcriteria en daaruit af te leiden eisen
1.5.1. Ontwerpcriteria en uitgangspunten modelberekeningen
Bij het ontwerpen op dekking en betonsamenstelling moeten de vereiste levensduur en de milieuklasse(n)
conform NEN 8005, waaraan de betonconstructie(delen) gedurende de aangegeven
levensduur zullen worden blootgesteld, bekend zijn en worden vastgelegd.
Op basis van deze gegevens dient met behulp van:
• 1.5.2 (betondekking afgestemd op type bindmiddel) of
• 1.5.3 (semiprobabilistische of probabilistische berekeningen)
de minimale betondekking en de maximale waarde van DRCM voor betonsamenstellingen, waarbij
onderscheid is gemaakt naar type bindmiddel, te worden bepaald voor de betreffende milieuklasse.
Met deze benadering wordt geacht dat de kans op corrosie-initiatie voor het einde van de beoogde
levensduur minder dan circa 10% is bij betonstaal en minder dan circa 5% bij voorspanstaal.
Onderstaande tabellen zijn het resultaat van berekeningen, waarbij is uitgegaan van:
• het Duracrete-model zoals omschreven in deel ll van deze leidraad;
• getalswaarden voor een aantal milieu-, materiaal- en nabehandelingsfactoren zoals
aangegeven in het Duracrete-model, dan wel hiervan afgeleid zoals aangegeven in deel ll van
deze leidraad;
• een initieel chloridegehalte van 0,10 %m/m op cement;
• een oppervlaktegehalte aan chloriden van 1,5 %m/m op cement voor atmosferische zones en
3,0 %m/m op cement voor de onderwater-, getijde- en spatzone aan zee;

9
• een kritisch chloridegehalte van 0,6 %m/m op cement voor zowel betonstaal als
voorspanstaal;
• nabehandeling van 3 dagen (op het land) of 7 dagen (in/aan zee), dan wel 50 % van de 28daagse
druksterkte van het toegepaste betonmengsel (N.B.: dit wijkt af van NEN 6722, waarin
50% van de betonsterkteklasse is genoemd);
• ongescheurd beton; indien de scheurwijdte kleiner dan of gelijk is aan de toegestane waarde
in NEN 6720 of NEN-EN 1992-1-1 (afhankelijk van welke norm van toepassing is verklaard)
dan wordt het beton in deze leidraad beschouwd als ongescheurd;
• gemiddelde waarden voor de betreffende grootheden;
• een veiligheidsmarge op de betondekking van 20 mm (betonstaal) of 30 mm (voorspanstaal of
omhullingsbuis), waarin alle onzekerheden zijn verdisconteerd.
1.5.2. Te formuleren eisen aan waarde van DRCM in relatie tot betondekking
Bij het ontwerpen op levensduur kan bij een hogere weerstand tegen chloride-indringing (= lagere
waarde van DRCM) worden volstaan met een lagere betondekking en vice versa. Deze relatie tussen
minimaal te realiseren (gemiddelde) betondekking en maximaal toelaatbare waarde van DRCM, zoals
berekend met de uitgangspunten genoemd in deel ll van dit document, is per type bindmiddel voor de
betreffende milieuklassen XD en XS in tabellen 1.1 t/m 1.3 aangegeven voor een levensduur van
respectievelijk 80, 100 en 200 jaar.
Deze tabellen zijn geldig voor betonmengsels met een initieel chloridegehalte ≤0,10 %m/m ten
opzichte van cement. Bij toepassing van betonmengsels met een hoger initieel chloridegehalte zijn
tabellen 1.1 t/m 1.3 niet meer geldig en moet gebruik worden gemaakt van een methode uit paragraaf
1.5.3.
Tabel 1.1. Maximale waarde van DRCM na 28 dagen verharden bij een bepaalde betondekking per type
bindmiddel en milieuklasse voor een ontwerplevensduur van 80 jaar
gemiddelde
maximale waarde van DRCM (10
betondekking
(mm)
-12 m 2 /s)
betonstaal
voorspanstaal
XD1,XD2,
XD3,XS1
CEM l CEM l+lll
25-50% S
XS2,
XS3
XD1,XD2,
XD3,XS1
XS2,
XS3
CEM lll
50-80% S
XD1,XD2,
XD3,XS1
XS2,
XS3
CEM ll/B-V
CEM l + 20-30% V
XD1,XD2,
XD3,XS1
35 45 3.5 1.5 2.5 1.0 2.5 1.0 7,0 6,0
40 50 6.0 2.5 4.5 2.0 4.0 2.0 12 10
45 55 9.5 4.0 6.5 3.0 6.5 2.5 19 16
50 60 13 6.0 10 4.0 9.0 4.0 27 24
55 65 18 8.0 13 5.5 13 5.5 37 32
60 70 24 10 17 7.5 16 7.0 49 42
XS2,
XS3

N.B.: De vet gedrukte getallen zijn waarden die met de huidige betonmengselsamenstellingen volgens de NEN-EN 206-1 +
NEN 8005 kunnen worden gerealiseerd; lagere waarden zijn alleen met bijzondere samenstellingen/additieven realiseerbaar;
hogere waarden worden afgeraden omdat zij typisch zijn voor betonmengsels die niet voldoen aan de plafonds van NEN-EN
206-1 + NEN 8005.
N.B.: Vanwege de meetnauwkeurigheid zijn de getallen in bovenstaande tabellen afgerond op 0,5 eenheden bij een waarde
onder 10 en op 1 eenheid bij een waarde gelijk aan of boven 10.
Tabel 1.2. Maximale waarde van DRCM na 28 dagen verharden bij een bepaalde betondekking per type
bindmiddel en milieuklasse voor een ontwerplevensduur van 100 jaar
gemiddelde
maximale waarde van DRCM (10
betondekking
(mm)
-12 m 2 /s)
betonstaal
10
voorspanstaal
XD1,XD2,
XD3,XS1
CEM l CEM l+lll
25-50% S
XS2,
XS3
XD1,XD2,
XD3,XS1
XS2,
XS3
CEM lll
50-80% S
XD1,XD2,
XD3,XS1
XS2,
XS3
CEM ll/B-V
CEM l + 20-30% V
XD1,XD2,
XD3,XS1
35 45 3.0 1.5 2.0 1.0 2.0 1.0 6,5 5,5
40 50 5.5 2.0 4.0 1.5 4.0 1.5 12 10
45 55 8.5 3.5 6.0 2.5 6.0 2.5 18 15
50 60 12 5.0 9.0 3.5 8.5 3.5 26 22
55 65 17 7.0 12 5.0 12 5.0 36 30
60 70 22 9.0 16 6.5 15 6.5 47 39
Zie opmerkingen onder tabel 1.1
XS2,
XS3
Tabel 1.3. Maximale waarde van DRCM na 28 dagen verharden bij een bepaalde betondekking per type
bindmiddel en milieuklasse voor een ontwerplevensduur van 200 jaar
gemiddelde
betondekking
(mm)
betonstaal
voorspanstaal
XD1,XD2,
XD3,XS1
CEM l CEM l+lll
25-50% S
XS2,
XS3
maximale waarde van DRCM (10 -12 m 2 /s)
XD1,XD2,
XD3,XS1
XS2,
XS3
CEM lll
50-80% S
XD1,XD2,
XD3,XS1
XS2,
XS3
CEM ll/B-V
CEM l + 20-30% V
XD1,XD2,
XD3,XS1
40 50 4.0 1.5 3.0 1.0 3.0 1.0 10 8,0
45 55 6.5 2.5 5.0 1.5 5.0 1.5 16 12
50 60 9.0 3.5 7.0 2.5 7.0 2.5 23 18
55 65 13 4.5 9.5 3.5 9.5 3.5 31 24
60 70 16 6.0 12 4.5 12 4.5 41 32
65 75 21 7.5 16 5.5 16 5.5 51 40
70 80 26 9.0 20 7.0 19 7.0 64 50
Zie opmerkingen onder tabel 1.1
XS2,
XS3

1.5.3. Te formuleren eisen aan waarde van DRCM door semiprobabilistische of
probabilistische berekeningen
Indien overeengekomen tussen betrokken partijen mogen de minimale dekking en de maximale
waarde van DRCM voor een specifieke situatie worden berekend met de semiprobabilistische of
probabilistische methodiek die beide worden beschreven in deel ll van dit document. Hierbij dienen de
uitgangspunten voor dergelijke berekeningen vooraf door betrokken partijen overeen te zijn gekomen.
1.6. Bepalingsmethode en toetsingskader
1.6.1. Bepalingsmethode
De waarde van DRCM moet worden bepaald op proefstukken met een ouderdom van 28 dagen volgens
de norm NT Build 492.
11
Opmerking:
Bij een dichte betonstructuur (initiële stroomsterkte < 5 mA) is het nuttig gebleken de proefduur te verlengen tot
bijvoorbeeld 168 uur.
1.6.2. Toetsing
De waarde van DRCM, het gemiddelde van 3 beproevingsmonsters (Dmax < 16 mm) respectievelijk 6
beproevingsmonsters (Dmax > 16 mm) dient te worden getoetst aan de door betrokken partijen
geformuleerde eis voor de betreffende toepassing.
Indien de ouderdom van de proefstukken bij de bepaling van de DRCM afwijkt van 28 dagen, dan dient
de meetwaarde van DRCM conform deel ll van dit document te worden herleid tot de waarde bij een
ouderdom van 28 dagen.
1.7. Gerelateerde meetmethode
1.7.1. Vereenvoudigde meetmethode
De bepaling van de waarde van DRCM vergt specifieke apparatuur en is arbeidsintensief. Mede hierdoor
is deze eigenschap minder geschikt als standaardmeetmethode voor de kwaliteitscontrole van de
betonproductie.
De bepaling van de specifieke elektrische weerstand volgens de zogenoemde twee elektroden
methode (TEM) aan controlekubussen voor de druksterkte is gezien zijn eenvoud en goede correlatie
met de waarde van DRCM hiervoor uitermate geschikt.
1.7.2. Principe
Bij het ontwerpen van de betonmengselsamenstelling c.q. het geschiktheidsonderzoek voor de
beoogde toepassing wordt zowel de DRCM-waarde als de TEM-waarde conform deel lll van deze

leidraad bepaald bij 3 water-bindmiddelfactoren (wbf) met een onderling verschil van ten minste 0,03
(en bij CEM lll 0,05 vanwege geringere afhankelijkheid van de wbf) en waarbij de wbf van het
uiteindelijke mengsel in de bandbreedte van de 3 onderzochte wbf ligt.
In dit ontwerp/geschiktheidsonderzoek wordt de relatie tussen DRCM-waarde respectievelijk TEMwaarde
en wbf voor de betreffende betonsamenstelling vastgesteld. Op basis hiervan kan de wbf
worden afgeleid, waarbij de DRCM-waarde precies aan de gestelde eis voor de betreffende toepassing
voldoet (=wbfeis).
1.7.3. Toetsing
Afhankelijk van de beheersing van zijn productieproces zal de betonmortelproducent de wbf van de te
vervaardigen betonspecie hier iets onder kiezen (=wbfprod).
Bij beide wbf horen specifieke TEM-waarden: TEMeis respectievelijk TEMprod, waarbij eerstgenoemde
een toetsingswaarde inhoudt, laatstgenoemde een uitgangswaarde voor de productie is en het
verschil tussen beiden de marge voor de spreiding in de productie is.
N.B.: Deze toetsing moet worden gezien als een signaal voor nader onderzoek naar de oorzaak van
de afwijking (geen afkeurcriterium).
12

Dit is hieronder grafisch weergegeven:
1.8. Rapportage
Het rapport moet refereren aan deze leidraad en moet ten minste het volgende bevatten:
1. naam en adresgegevens van het bedrijf en naam opsteller van het rapport
2. titel en eenduidige identificatie van het rapport
3. beoogde ontwerplevensduur en milieuklasse
4. keuze betondekking en hoe deze tot stand is gekomen
5. afleiding van toetsingscriterium voor DRCM-waarde; indien deze is bepaald volgens 1.5.3 van
deze leidraad, dienen alle relevante uitgangspunten en resultaten van berekeningen in het
rapport te worden opgenomen
6. indien geschiktheidsonderzoek aan een beoogd betonmengsel reeds is uitgevoerd, dan
dienen de betonsamenstelling (zoals bedoeld in NEN-EN 206-1 + NEN 8005 voor
informatieoverdracht), de verkregen resultaten (inclusief de relatie tussen DRCM-waarde en
TEM-waarde) en de toetsing ervan in het rapport te worden opgenomen.
Titels van vermelde normen en richtlijnen
NEN 6720:1995 Voorschriften Beton - TGB 1990 - Constructieve eisen en rekenmethoden
(VBC 1995), incl. wijzigingsblad A4:2007
NEN 6722:2002 Voorschriften Beton. Uitvoering
13
DRCM , 1/TEM
1/TEMeis
1/TEMprod
eis DRCM
wbfprod
wbfeis
1/TEM
DRCM
wbf

NEN 8005:2008 Nederlandse aanvulling op NEN-EN 206-1: Beton – Deel 1: Specificatie,
eigenschappen, vervaardiging en conformiteit
NEN-EN 206-1:2008 Beton – Deel 1: Specificatie, eigenschappen, vervaardiging en conformiteit
NEN-EN 1992-1-1:2005 Eurocode 2: Ontwerp en berekening van betonconstructies – Deel 1-1:
Algemene regels en regels voor gebouwen + Ontwerp NEN-EN 1992-1-1/NB: 2007
Ontwerp NEN-EN 13670:2007 Het vervaardigen van betonconstructies
NT Build 492 Concrete, mortar and cement-based repair materials: chloride migration coefficient
from non-steady-state migration experiments (approved 1999-11)
14

2. DEEL II: ACHTERGRONDRAPPORT
2.1. Benadering duurzaamheidsvraagstuk
In de huidige Nederlandse normen wordt voor betonconstructies impliciet een levensduur van 50 jaar
aangenomen (80 jaar voor bruggen). Tegenwoordig wordt van aannemers en ontwerpers in toenemende
mate verlangd dat een levensduur van 80, 100 of zelfs 200 jaar wordt aangetoond. Deze leidraad
geeft een kwantitatieve methodiek voor het ontwerpen van constructief beton voor dergelijke
lange levensduren. Hierbij wordt alleen corrosie van wapening door het indringen van chloride
beschouwd. Deze tekst bevat het achtergrondrapport bij de leidraad.
In de jaren 1975 -1985 is op grond van het optreden van schade de regelgeving in Nederland en in de
rest van de wereld steeds meer gericht op duurzaamheid als belangrijke eigenschap van betonconstructies,
naast sterkte. Duurzaamheid werd rond 1985 benaderd door enerzijds de agressieve
belastingen te classificeren en anderzijds betonklassen te onderscheiden op basis van de watercementfactor
(wcf) en het cementgehalte (en het luchtgehalte). Dit resulteerde in de Voorschriften
Betontechnologie (NEN-EN 206-1 + NEN 8005). Met aanpassingen geldt dit principe nog steeds; ook
NEN-8005 en NEN-EN 206 maken gebruik hiervan. Naast de betonsamenstelling is de dekking op de
wapening natuurlijk van belang; deze werd in de loop der jaren stapsgewijs verhoogd [Gaal 2004].
Ook de maximale scheurwijdte wordt in de duurzaamheid een rol toegekend.
De conventionele werkwijze is als volgt: de ontwerper bepaalt op grond van de locatie en het gebruik
in welke milieuklasse de constructie ligt, bv. XS3 (zeemilieu, getijde- en spatzone); daaruit volgen een
maximum wcf en een minimum cementgehalte, alsmede een minimum dekking en een maximum
scheurwijdte (uit de NEN 6720 of NEN-EN 1992-1-1). Deze eisen worden vertaald naar het
detailontwerp (dekking) en de betonsamenstelling wordt door de betontechnoloog ingevuld.
Het aantrekkelijke van deze zogenoemde receptmatige ("deem-to-satisfy") benadering is dat zij relatief
eenvoudig en overzichtelijk is. Er zijn echter ook nadelen van deze benadering:
• zij is niet kwantitatief, dat wil zeggen de levensduur is niet gespecificeerd;
• zij berust volledig op ervaring, waardoor nieuwe materialen, constructies onder nieuwe
typen belasting of nieuwe schademechanismen minder goed kunnen worden behandeld;
• er is geen onderscheid in cementtype;
• er is geen grondslag voor het uitwisselen, bv. van de dichtheid van het beton tegen de
dekking;
• er is geen grondslag voor het beoordelen van afwijkingen (samenstelling, dekking);
• er is geen grondslag voor economische optimalisatie.
Een andere factor van belang is de maatschappelijke ontwikkeling: in het verleden bepaalde de
opdrachtgever vrij nauwkeurig het ontwerp inclusief de betonsamenstelling, waarop de aannemer en

de betontechnoloog invulden hoe ze dat precies gingen maken. Vanwege de terugtredende overheid
formuleert de opdrachtgever tegenwoordig in principe alleen prestatie-eisen, en wordt het ontwerpen
"aan de markt" overgelaten. Contracten zijn steeds vaker van het type Design & Construct (en
toenemend ook & Maintain), waarbij de aannemer feitelijk het ontwerp maakt en vervolgens moet
aantonen dat dit aan de prestatie-eisen voldoet. Een aannemer die vernieuwende oplossingen wil
toepassen, bijvoorbeeld nieuwe betonsamenstellingen die niet goed in de huidige regels passen, heeft
daarvoor een methode nodig. Deze leidraad poogt hieraan tegemoet te komen door een kwantitatieve
methode voor ontwerpen op levensduur te beschrijven.
Uitgangspunt voor de leidraad is de DuraCrete methode voor levensduurontwerp, waarvan het
concept in de jaren 1980 is voorgesteld [Siemes et al. 1985] en verder is ontwikkeld in de jaren 1990
[DuraCrete 2000, Siemes et al. 2000]. Eenvoudig gesteld wordt de filosofie van het constructieve
ontwerp gevolgd: de levensduur is de periode waarin de constructie de agressieve belasting vanuit de
omgeving kan weerstaan, waardoor deze een bepaalde prestatie levert met een vooraf bepaalde
maximale faalkans (of minimale betrouwbaarheid). De prestatie wordt geleverd wanneer een bepaalde
grenstoestand niet wordt overschreden. De grenstoestand is hier het bereiken van een bepaald
chloridegehalte ter plaatse van de wapening, waarbij initiatie van corrosie kan optreden. Er wordt
gebruik gemaakt van een model voor de tijdafhankelijke degradatie dat is gebaseerd op chloridetransport
door diffusie totdat het kritische chloridegehalte bij de wapening wordt bereikt. De belasting
is het chloridegehalte in het betonoppervlak dat wordt opgebouwd door de expositie aan chlorideionen
uit dooizout of zeewater. De weerstand is het maximale chloridegehalte dat niet tot corrosieinitiatie
leidt, het kritische chloridegehalte. De grenstoestand waaraan de prestatie is gekoppeld is de
afwezigheid van corrosie-initiatie. Dit is geen uiterste grenstoestand, omdat geen direct gevaar
ontstaat voor bezwijken, maar een gebruiksgrenstoestand omdat corrosie betekent dat reparatie nodig
kan zijn, dus een economische bedreiging. Geaccepteerde faalkansen voor een
gebruiksgrenstoestand bedragen normaal enkele procenten (betrouwbaarheidsindex β 1,3 tot 2).
Sinds het beschikbaar komen van de DuraCrete methode is zij toegepast op onder andere de Westerscheldetunnel
en op constructies in de HSL-Zuid, in het bijzonder de Groene Harttunnel [Vries, 2007,
Polder 2007]. De ervaring die veel partijen hiermee opdeden was zodanig positief dat in 2002 de
behoefte ontstond aan een algemeen aanvaarde en vereenvoudigde werkwijze. Vooralsnog is er wel
behoefte aan een “plafond” in de vorm van de bestaande voorschriften: eisen uit NEN-EN 206-1 +
NEN 8005 (samenstelling) en NEN 6722 (nabehandeling) zijn randvoorwaarden. Deze
randvoorwaarden sluiten een gebrek aan duurzaamheid als gevolg van andere mechanismen (bv.
corrosie door carbonatatie) uit. Door toepassing van de in deze leidraad beschreven methodiek
ontstaat meer vrijheid, bv. van bindmiddelkeuze, benutten van lagere w/c, beloning voor nauwkeuriger
werken (betondekking) en in het algemeen de mogelijkheid tot economische optimalisatie.
Een mogelijk nadeel van het gebruik van de nieuwe werkwijze is de mogelijkheid van onjuiste
uitkomsten, bijvoorbeeld door fouten in het model of in de invoerparameters. Dit is zoveel mogelijk
ondervangen door validatie aan praktijkwaarnemingen. Om fouten bij toekomstige gebruikers te
vermijden is het zinvol kennisoverdracht te plegen, bijvoorbeeld in de vorm van een cursus.

Dit achtergrondrapport beschrijft hoe de DuraCrete methode is vereenvoudigd en aangepast aan
nieuwe informatie voor het ontwerpen op levensduur in XD en XS (dooizout en zee-) milieus. De
aanpak is gebaseerd op:
• het DuraCrete model voor chloridetransport;
• aanpassingen aan het model en met name de invoerparameters op grond van
laboratorium-diffusieproeven en veldmetingen (chlorideprofielen);
• probabilistische verwerking van onzekerheden en spreiding;
• semi-probabilistische vereenvoudiging;
• een serie tabellen die maximumwaarden geven voor de chloridediffusiecoëfficiënt op 28
dagen in afhankelijkheid van de milieuklasse, de betondekking, het type bindmiddel en de
gewenste levensduur;
• randvoorwaarden qua samenstelling en nabehandeling volgens bestaande regelgeving.
Achtereenvolgens worden de elementen in de voorgestelde aanpak beschreven: het transportmodel,
de semi-probabilistische aanpak, de invoervariabelen en de gekozen methode voor het bepalen van
de chloridediffusiecoëfficiënt.
2.2. Gekozen model
2.2.1. DuraCrete model voor chloridetransport
Begin jaren 1970 is door Collepardi et al. [1972] gesteld dat indringing van chloride in beton kan
worden beschreven als diffusie. In beton in een omgeving met chloride is in het algemeen een
chloridegradiënt aanwezig tussen de buitenkant en diepere lagen, zodat indringing een niet-stationair
(non-steady state) proces is, waarvoor de tweede wet van Fick geldt:
2
∂ C ∂ C
= D
(1)
2
∂t
∂x
Onder bepaalde randvoorwaarden, zoals een constante diffusiecoëfficiënt en een constant
oppervlaktegehalte, is de oplossing van deze differentiaalvergelijking:
C(
x,
t)
⎛ x ⎞
= 1 − erf ⎜
⎟
Cs
⎝ 2 Dt ⎠
Op basis van het diffusieconcept zijn diverse proefmethoden voorgesteld om de relevante parameters
van beton te bepalen. Dit zijn: niet-stationaire methoden (op basis van een chloride-indringfront of
indringprofiel in een proefstuk) en stationaire methoden (op basis van een constante stroom van
chloride door een proefstuk). Later zijn versnellende invloeden toegepast, met name door een
(2)

elektrisch veld aan te leggen over het proefstuk. Tenslotte is de relatie tussen chloridetransport en
elektrisch ladingstransport cq. de elektrische weerstand gebruikt als basis voor proeven. De
proefmethoden komen in 2.5 uitgebreider aan de orde.
Aanvankelijk werd formule (2) gebruikt om indringprofielen te fitten, wat gefitte waarden oplevert voor
de niet-stationaire diffusiecoëfficiënt D, en het chloride-oppervlaktegehalte Cs. Hieruit is (in de
pioniersperiode) gevoel verkregen voor de orde van grootte van de diffusiecoëfficiënt zoals die
optreedt in betonconstructies in het veld en een zeker inzicht in de invloedsfactoren, zie bv. [Hageman
1982]. Dit bleken vooral te zijn: de aard van de expositie (bv. de spatzone in zeemilieu) en de
betonsamenstelling, met name de cementsoort en de water-cementfactor (wcf). Nog steeds wordt
deze benadering gevolgd om resultaten van laboratoriumproeven te valideren aan het gedrag van
beton in de praktijk. Waarschijnlijk moet een constructie minimaal 10 jaar oud zijn (blootstaan aan
chloridebelasting) om uit een profiel de gegevens te halen die geschikt zijn voor het zinvol voorspellen
van toekomstige profielen, zie o.a. [CUR 215 2005].
Uit profielen afkomstig van grote aantallen constructies van uiteenlopende ouderdom bleek dat er een
dalende trend aanwezig was in de diffusiecoëfficiënt; ogenschijnlijk was deze tijdafhankelijk [Gehlen
2000, CUR 215 2005]. Eigenlijk is dat in strijd met de randvoorwaarden van de afleiding van (2).
Echter, voor de praktijk is afname van de diffusiecoëfficiënt met de tijd van groot belang, in elk geval
om uit proeven op de korte termijn uitspraken (voorspellingen) te doen voor de lange termijn. Het
afnemen van de snelheid van chloridediffusie met de tijd komt door hydratatie van cement, waardoor
capillaire poriën fijner worden, in het bijzonder met hoogovenslak of vliegas; en door uitdroging van
het beton, waardoor het poriewatervolume afneemt. De afname met de tijd van de diffusiecoëfficiënt
kan worden beschreven met de volgende empirische relatie:
n
⎛ t0
⎞
D( t)
= D0
⎜ ⎟ (3)
⎝ t ⎠
waarin D0 is de diffusiecoëfficiënt op een referentietijdstip t0 (bv. 28 dagen) en n is een
verouderingsexponent [Maage et al. 1996].
In tweede helft van de jaren 1990 is in het Europese onderzoeksproject DuraCrete op basis van
beschikbare modellen en gegevens een model voor chloride-indringing gemaakt op basis van diffusie.
Hierin zijn naast de transportformule een aantal coëfficiënten gebruikt om de uitkomsten overeen te
laten komen met gegevens uit laboratorium- en praktijkproeven [Bamforth & Chapman-Andrews 1994,
Bamforth 1997]. Tevens heeft DuraCrete gekozen voor een standaardproef voor het bepalen van de
weerstand tegen chloride-indringing, de RCM proef (zie verder). De uiteindelijke vorm van het
DuraCrete model voor chloride-indringing is:
C(x,t) = Cs– (Cs- Ci) erf (x/2√{Ktot D 0 t (t 0 /t) n Cl}) (4)

Hierin is:
- C(x,t) het chloridegehalte op een bepaalde diepte (x) op een bepaald tijdstip (t),
- Cs het oppervlaktechloridegehalte,
- Ci het initiële chloridegehalte van het beton,
- erf de error functie, een wiskundige functie die de oplossing van de tweede diffusiewet van Fick
beschrijft onder bepaalde randvoorwaarden,
- x de diepte ten opzichte van het betonoppervlak,
- Ktot een coëfficiënt waarin verschillende invloeden worden verdisconteerd,
- D0 de diffusiecoëfficiënt (correcter: migratiecoëfficiënt) voor chloride op het referentietijdstip t0,
bepaald met de RCM proef,
- t de tijd,
- t0 een referentietijdstip, bv. 28 dagen,
- nCl de verouderingsexponent (als gevolg van hydratatie en uitdroging).
De coëfficiënt Ktot wordt volgens DuraCrete als volgt ingevuld:
Ktot = ke kc (5)
met ke de coëfficiënt voor het milieu (afhankelijk van de cementsoort) en kc de coëfficiënt voor de
nabehandeling.
Het oppervlaktechloridegehalte Cs is de drijvende kracht achter het chloridetransport. Deze parameter
wordt berekend uit de wbf en een materiaal- en milieu-afhankelijke constante:
Cs = ACs * (wbf) (6)
Het DuraCrete-eindrapport [DuraCrete R17 2000] geeft getabelleerde waarden voor de parameters ke,
kc, nCl, ACs voor een aantal soorten bindmiddel en voor het kritische chloridegehalte Ccrit. Geen waarde
voor Ci is gegeven. De diffusieweerstand D0,RCM moet worden gemeten. In een ander DuraCrete
rapport zijn waarden gegeven voor de standaardafwijking en het type verdeling van parameters
[DuraCrete R9 2000].
Het DuraCrete model en de invoerparameters vormden tot voor kort het enige complete systeem voor
levensduurontwerp. Mede omdat hiermee in Nederland ervaring was opgedaan, is dit model gekozen.
2.2.2. Beperkingen en onzekerheden
Het DuraCrete model berust op diffusie van chloride in beton. Het negeren van andere
transportmechanismen (met name capillaire absorptie) wordt wel genoemd als beperking. Op zich is
dit juist; echter, in nat milieu en bij een niet al te geringe dekking is de invloed van capillaire absorptie
klein. Dit blijkt o.a. uit studies in Groot-Brittannië naar beton in zeemilieu en dooizoutmilieu (expositie

langs een snelweg) [Bamforth & Chapman-Andrews 1994, Bamforth 1997]. Een zekere mate van
correctie voor niet-diffusietransport zit in de milieucoëfficiënt ke. Opgemerkt wordt dat afwijkingen van
zuivere diffusie bij kleine dekking (< 20 mm) geen werkelijke beperking vormen omdat voor
constructief beton geen geringe dekkingen zijn toegestaan.
Recent zijn andere modellen voorgesteld. Gehlen [2000] heeft een licht aangepast model voorgesteld
met een correctie voor niet-diffusie transport in de buitenste zone, dat alleen in zeemilieu geldt. In
DARTS is dit model toegepast voor tunnels in het land. Er is een model voorgesteld waarbij de
diffusiecoëfficiënt op tijd oneindig niet naar nul gaat maar naar een limietwaarde [Visser & Polder
2006]. In CHLORTEST is ook gekeken naar modellen en met name naar zogenoemde fysisch
correcte modellen (in tegenstelling tot vereenvoudigde of empirische modellen). Fysische modellen
houden (expliciet) rekening met bv. nat/droog- of temperatuurwisselingen en modelleren bv. ook
chloridebinding en transport van andere ionen (natrium, kalium). Een voorbeeld van zo'n model is dat
van Meijers [Meijers 2003], dat is doorontwikkeld en toegepast in het eindige-elementen
rekenprogramma CIMCON [Boutz et al. 2007].
Een algemeen probleem met fysische modellen is dat betrouwbare waarden voor de invoerparameters
niet of nauwelijks beschikbaar zijn. Tenslotte wordt opgemerkt dat het in CHLORTEST niet mogelijk
bleek een keuze te maken uit de fysische modellen omdat de onderzoekers het niet eens werden over
welk model alle relevante fysische verschijnselen correct zou modelleren [CHLORTEST 2005].
Een andere beperking is de vorm van het DuraCrete model (vergelijking 4). Wiskundig is de vorm niet
correct voor een systeem met een tijdafhankelijke diffusiecoëfficiënt [Visser et al. 2004]. De beperking
die hieruit voorkomt is klein omdat de coëfficiënten zijn gekalibreerd op praktijkwaarnemingen.
Een beperking van het oorspronkelijke DuraCrete model is het ontbreken van coëfficiënten voor
bepaalde gevallen, bv. bindmiddelen of milieus. Concreet zijn dit:
• ke voor bindmiddelen met vliegas
• ke en nCl voor slakgehalten

2.3. Deterministisch – probabilistisch – semi-probabilistisch
2.3.1. Achtergrond probabilistisch ontwerpen op levensduur
In de jaren 1980 is gesteld dat het begrip betrouwbaarheid betrokken zou moeten worden bij het
denken over duurzaamheid [Siemes et al. 1985]. Vanuit de waarschijnlijkheidsleer (probabilistiek)
werd gesteld dat de uitkomst van “gewone” (deterministische) berekeningen gemiddelde waarden
geven. Een op basis van gemiddelde waarden voor de modelparameters voorspelde levensduur heeft
een kans van ca. 50% van uitkomen. Volgens de regelgeving voor het ontwerpen van constructies is
50% een te grote faalkans [Eurocode]. Afhankelijk van de ernst van de gevolgen van falen is de
toelaatbare faalkans zeer klein (van de orde van 10 -4 ) wanneer het een uiterste grenstoestand
(ultimate limit state, ULS) betreft of klein (van de orde van 10 -2 ) voor een gebruiksgrenstoestand
(serviceability limit state, SLS). Faalkansen kunnen worden berekend indien men de onzekerheden in
het systeem kent (bv. in sterkte en in belasting) met probabilistische berekeningen. Dit gebeurt door
de kans Pf te berekenen dat de grenstoestandsfunctie kleiner wordt dan nul:
Pf = {Z

Z = R/γm - S.γb (9)
Voor het ontwerpen op levensduur moet worden meegenomen dat zowel R als S tijdafhankelijk
kunnen zijn, uitgedrukt als R(t) en S(t), terwijl beide uiteraard onderhevig zijn aan onzekerheid of
spreiding. Daardoor wordt ook Z tijdafhankelijk. Dit is schematisch weergegeven in figuur 2.1. De
faalkans wordt aangegeven door de grootte van het overlapgebiedje van de verdelingen van R en S.
R,S
R(t)
S(t)
Target service life
P f
Distribution of R(t)
Distribution of S(t)
Failure probability
P f
Mean service life
Time
Sevice life distribution
Figuur 2.1. R en S als functie van de tijd, de faalkans en daaruit voortvloeiende levensduurverdeling
Volledig probabilistische berekeningen houden in dat moet worden berekend:
Pf(t) = {Z(t) < 0} in jaar t (einde ontwerplevensduur),
met Z(t) = R(t) – S(t),
waarbij de onzekerheden in R en S volledig worden meegenomen.
In de praktijk is dit lastig te doen, omdat dergelijke berekeningen ingewikkeld zijn, speciale software
vereisen en omdat maar beperkte statistische informatie beschikbaar is over de verschillende
variabelen in R en S. In het vervolg van dit achtergrondrapport is de huidige kennis op dit gebied zo
goed mogelijk beschreven en toegepast. Voor gebruik in de praktijk is een vereenvoudigde, semiprobabilistische
benadering veel geschikter. Hierbij worden alle onzekerheden in één parameter
gestopt. Hoe dit is aangepakt wordt beschreven in de volgende paragraaf.
2.3.2. Semiprobabilistische vereenvoudiging
Voor de Leidraad is ervoor gekozen een veiligheidsmarge op de dekking te gebruiken om van de
deterministisch gevonden dekking (waarbij 50% faalkans hoort) te komen tot een ontwerpdekking
waarbij een (voldoende) kleine faalkans hoort. Zoals aangegeven in deel I hoofdstuk 5 wordt gemikt
op een kans op een ontoelaatbare mate van wapeningscorrosie voor het einde van de beoogde
levensduur die kleiner is dan ongeveer 10%.

De gewenste betrouwbaarheid van de afwezigheid van corrosie kan in principe worden bereikt langs
twee wegen: a. door een hogere dekking te kiezen of b. een lagere DRCM,0 te eisen. Omdat de
beïnvloeding van deze twee aspecten in het algemeen niet bij één en dezelfde partij zal liggen (a. bij
de constructeur/ontwerper en b. bij de betontechnoloog), moeten deze opties verschillend worden
behandeld. Ook de uitwerking is nogal verschillend: de dekking wordt letterlijk gekozen (met een
minimum op grond van de voorschriften), de DRCM,0 is vooralsnog een kwestie van trial and error.
Daarom is hier gekozen voor het bereiken van een voldoende kleine faalkans door de dekking te
verhogen met een “veiligheidsmarge”. Dit wordt hieronder nader uiteengezet.
Voor het voorbeeld van een mariene constructie in Noord-Europa is wel eens geopperd dat de kans
op corrosie van 50% bij dekking X wordt verminderd tot ca. 10% door de dekking met ∆X = ca. 15 mm
te verhogen. Dit mag niet zonder meer worden gegeneraliseerd. Het effect van de dekkingsopslag kan
globaal worden geverifieerd aan de hand van de voorspelde chloride-indringing. Voor een reeks
berekende profielen gaat het chloridegehalte van 0,50% op een bepaalde diepte naar ca. 0,25% op
een 15 mm grotere diepte (initieel gehalte 0,10%). Bij 0,25% chloride op cementmassa lijkt een kans
van 10% op corrosie-initiatie een redelijke schatting; zie ook [Breit 2001]. Deze ruwe analyse
ondersteunt dus de opslag met 15 mm dekking als veiligheidsmarge om te komen tot ongeveer 10%
kans op corrosie. Dit aspect is nader onderzocht met behulp van probabilistische berekeningen.
Probabilistische berekeningen voor het bepalen van de veiligheidsmarge
Voor elf gevallen is de kans op corrosie-initiatie berekend na 100 jaar als functie van de dekking. Voor
acht constructies op het land (milieuklassen XD1, XD2, XD3, XS1) zijn drie bindmiddelen en voor elk
bindmiddel de uiterste grenzen wat betreft wbf en op grond daarvan verwachte migratiecoëfficiënt
vertegenwoordigd. Voor drie constructies aan zee (XS2, XS3) is voor drie bindmiddelen een zo dicht
mogelijk beton als uitgangspunt genomen. De migratiecoëfficiënten voor deze gevallen zijn gegeven
in tabel 2.1. De overige invoer komt overeen met de in 2.4 en bijlage A gegeven waarden. Voor de
standaardafwijking van de dekking is 5 mm aangehouden.
Tabel 2.1 Migratiecoëfficiënten voor de doorgerekende gevallen
Milieuklasse en nabehandeling DRCM,0 * 10 -12 m 2 /s
Milieu XD, 3 dagen nabehandeling Gemiddelde Standaardafwijking
(25% van gemiddelde)
1 CEM I middenwaarde 9,1 2,3
2 CEM I ca. wbf 0,45 14,3 3,6
3 CEM I, ca. wbf 0,38 6,3 1,6
4 CEM III (>50% slak), ca. wbf 0,45 4,0 1,0
5 CEM III (>50% slak), ca. wbf 0,40 3,4 0,85

6 CEM III (>50% slak), ca. wbf 0,55 5,3 1,3
7 CEM I + 25% vliegas, ca. wbf 0,35 9,5 2,4
8 CEM I + 25% vliegas, ca. wbf 0,45 12,7 3,2
Milieu XS, 7 dagen nabehandeling
9 CEM I 6,3 1,6
10 CEM III (>50% slak) 3,4 0,85
11 CEM I + 25% vliegas 9,5 2,4
Met deze invoer zijn berekeningen gemaakt met behulp van het door TNO ontwikkelde
probabilistische rekenpakket Prob2B TM (voorheen PROBOX). Voor elk geval werden over een brede
reeks dekkingen de faalkans en de betrouwbaarheidsindex berekend. Vervolgens werd gezocht naar
een dekkingopslag waarbij de faalkans, gemiddeld over de gevallen, ongeveer op 10% zou komen.
De resultaten zijn samengevat in tabel 2.2. Hierin staan achtereenvolgens:
- de deterministische dekking (dwz de diepte waarop corrosie-initiatie met 50% kans optreedt
na 100 jaar);
- de dekking waarbij de faalkans (na 100 jaar) 10% is;
- het verschil tussen beide voorgaande;
- de betrouwbaarheidsindex voor het geval van een opslag van 20 mm;
- de faalkans voor het geval van een opslag van 20 mm.
De opslag die 10% kans oplevert, blijkt van geval tot geval te verschillen (tussen 16 en 27 mm).
Omdat het ondoenlijk is verschillende waarden van de opslag te hanteren, moet één waarde
worden gekozen.
Over de 11 gevallen is volgens de berekeningen een extra dekking van ca. 20 mm nodig om van 50%
kans op corrosie te komen tot een gemiddelde van ongeveer 10% kans op corrosie (β=1,3). Dit sluit
aan bij de keuze van VC 81 voor de gewenste betrouwbaarheid en daarom is 20 mm opslag op de
dekking een geschikte waarde.
Tabel 2.2. Resultaten van probabilistische berekeningen van de kans op corrosie-initiatie als functie
van de dekking op betonstaal voor een constructie met een ouderdom van 100 jaar
geval opmerking dekking dekking opslag op β voor Pf voor
waarbij
β=0 en
Pf=50%
(mm)
waarbij
β=1,3 en
Pf=10%
(mm)
dekking
waardoor β=1,3
en Pf=10%
(mm)
opslag
20 mm
(-)
opslag
20 mm
1 CEM I 27 48 21 1,25 11
(%)

middenwaarde
2 CEM I ca. w/b 0,45 33 60 27 1,0 16
3 CEM I, ca. w/b 0,38 22 40 18 1,4 8
4 CEM III (>50% slak),
ca. w/b 0,45
5 CEM III (>50% slak),
ca. w/b 0,40
6 CEM III (>50% slak),
ca. w/b 0,55
7 CEM I + 25%
vliegas, ca. w/b 0,35
8 CEM I + 25%
vliegas, ca. w/b 0,45
21 40 19 1,3 9
19 37 18 1,4 8
24 46 22 1,2 12
18 38 20 1,3 10
20 44 24 1,2 12
9 CEM I 34 50 16 1,5 6
10 CEM III (>50% slak) 30 46 16 1,5 6
11 CEM I + 25% vliegas 18 37 19 1,3 10
gemiddelde over 11 beschouwde gevallen (1,3) 10
Met het oog op een hogere gewenste betrouwbaarheid voor voorspanwapening zijn voor dezelfde elf
gevallen de faalkansen berekend voor een nog eens met 5 respectievelijk 10 mm verhoogde dekking,
dus voor een totale opslag van 25 en 30 mm. De resultaten staan weergegeven in tabel 2.3.
Tabel 2.3. Resultaten van probabilistische berekeningen van de kans op corrosie als functie van de
dekking; extra verhoging met het oog op voorspanstaal
geval opmerking dekking β voor Pf voor β voor Pf voor
1 CEM I eis voor
dekking 30/45 mm
waarbij β=0
en Pf=50%
plus 20 (mm)
opslag
25 mm
(-)
opslag
25 mm
(%)
opslag
30 mm
(-)
opslag
30 mm
(%)
47 7 4,5
2 CEM I ca. w/b 0,45 53 11 7
3 CEM I, ca. w/c 0,38 42 5 3
4 CEM III (>50% slak),
ca. w/b 0,45
41 6 4

5 CEM III (>50% slak),
ca. w/b 0,40
6 CEM III (>50% slak),
ca. w/b 0,55
7 CEM I + 25%
vliegas, ca. w/b 0,35
8 CEM I + 25%
vliegas, ca. w/b 0,45
39 5 3
44 8 6
38 7 5
40 7 5
9 CEM I 54 3 1
10 CEM III (>50% slak) 50 4 2
11 CEM I + 25% vliegas 38 6 4
gemiddelde over 11 beschouwde gevallen (1,5) 6 (1,7) 4
Bij de berekeningen is in het algemeen gebleken dat:
• de grootste bijdrage aan de onzekerheid wordt geleverd door de verouderingsexponent en het
kritische chloridegehalte;
• de omgevingscoëfficiënt en het initiële gehalte hebben relatief weinig invloed;
• het type verdeling van het kritische gehalte (normaal, lognormaal) is van aanzienlijke invloed
(zie 2.4);
• het type verdeling van de dekking en de diffusiecoëfficiënt (normaal, lognormaal) heeft minder
effect (zie 2.4).
De resultaten kunnen als volgt worden weergegeven. De kans op corrosie bij een met 20 mm
verhoogde dekking (gerekend vanaf de diepte met 50% kans op corrosie na 100 jaar) is gemiddeld
over de elf gevallen 10% (β=1,3). Dit is voor het vermijden van corrosie-initiatie van betonstaal
voldoende betrouwbaar.
Bij een extra verhoging van de dekking met 5 mm is de gemiddelde kans op corrosie ca. 6% (β=1,5).
Bij een extra verhoging met 10 mm is de gemiddelde kans op corrosie ca. 4% (β=1,7). Bij de huidige
stand van de techniek (inzichten, nauwkeurigheid) wordt een opslag van 30 mm voor voorspanstaal
met een bijbehorende kans op corrosie-initiatie van ca. 4% (β=1,7) voldoende betrouwbaar geacht.
N.B.: NEN 6720 gaat uit van een opslag van 5 mm voor voorspanstaal ten opzichte van betonstaal.
Eurocode 2 (NEN-EN 1992-1-1) gaat uit van 10 mm opslag (behalve voor niet-agressieve milieus).
De gekozen semi-probabilistische wijze om te komen tot een betrouwbare levensduur is het verhogen
van de deterministisch berekende dekkingen met 20 mm (30 mm voor voorspanstaal). De waarde

inclusief de veiligheidsmarge is de waarde die de ontwerper (in eerste instantie) voor de dekking moet
aangeven.
2.3.3. Overzicht van ‘ontwerpmethoden’ voor levensduur
Als samenvatting van de voorgaande tekst kan het volgende overzicht worden gegeven.
a. deterministisch levensduurontwerp
Deterministisch ontwerpen op levensduur houdt geen rekening met onzekerheden en variaties en leidt
tot een faalkans van ca. 50%. Dat is onacceptabel en daarom wordt deze methode niet ondersteund
in deze Leidraad.
b. volledig probabilistisch levensduurontwerp
Probabilistisch ontwerpen op levensduur houdt volledig rekening met onzekerheden en variaties.
Daarom geeft deze methode de mogelijkheid voor alle parameters en formules de meest recente
kennis toe te passen. Tevens is de faalkans het directe resultaat van dergelijke berekeningen, zodat
op afwijkende (hogere of lagere) gewenste faalkansen kan worden gemikt. Voor de praktijk zijn
dergelijke berekeningen echter vaak te lastig, onder andere omdat speciale software en kennis van
statistische verdelingen nodig zijn. Voor bijzondere gevallen (uitnutten van speciale gunstige
omstandigheden) kan deze benadering gunstig zijn. Wanneer in de toekomst modellen of
invoerparameters worden verbeterd, zijn probabilistische berekeningen weer zinvol om betere
vereenvoudigingen af te leiden.
Deze Leidraad ondersteunt probabilistisch ontwerpen op levensduur; hiertoe wordt de huidige kennis
op het gebied van formules en invoergegevens beschreven.
c. semi-probabilistisch levensduurontwerp
In een semi-probabilistisch levensduurontwerp wordt rekening gehouden met een bepaalde faalkans
en een bepaalde set variaties in de invoerparameters. In de hierboven uiteengezette semiprobabilistische
vereenvoudiging is rekening gehouden met de nu bekende variaties en een faalkans
van 10% op overschrijden van het kritisch chloridegehalte (voor betonstaal; 4,5% voor voorgerekt
voorspanstaal of omhullingsbuis). Deze faalkans wordt bereikt door eerst een deterministische
berekening uit te voeren en vervolgens op de gevonden betondekking een opslag van 20 mm
(betonstaal) of 30 mm (voorspanstaal) toe te passen.
Op grond van de relatieve eenvoud en de bereikte (kleine) faalkans wordt de semi-probabilistische
methode voor levensduurontwerp ondersteund door deze Leidraad.
2.3.4. Beperkingen en onzekerheden
Bij het vaststellen van de veiligheidsmarge op de dekking is voor een deel van de invoerparameters
een gemiddelde en/of standaardafwijking gehanteerd op basis van aanname. In de werkelijkheid
zouden die anders kunnen zijn dan aangenomen. Vooral grote afwijkingen van de

verouderingscoëfficiënt of het kritische chloridegehalte werken sterk door in de uitkomst. Door een
beredeneerde keuze van deze waarden is deze bedreiging beperkt.
2.4. Gekozen waarden voor parameters
Zoals boven aangegeven wordt volgens het DuraCrete model de indringing van chloride op tijdstip t
en diepte x bepaald met de formule (4). Daarin wordt de coëfficiënt Ktot volgens DuraCrete ingevuld
met formule (5). Het oppervlaktegehalte CS wordt volgens DuraCrete berekend uit de wbf en een
materiaal- en milieu-afhankelijke constante ACs met formule (6).
Alle parameters in deze formules moeten nu worden ingevuld, hetzij op de oorspronkelijke DuraCretewijze,
dan wel op afwijkende wijze wanneer nieuwe en betere informatie beschikbaar is of een andere
redenering wordt gevolgd.
Oppervlaktegehalte
Waarden voor ACs zijn in DuraCrete getabelleerd voor verschillende cementsoorten en milieus. In de
spatzone aan zee leidt dit voor wbf = 0,45 tot waarden van ca. 3% (op cementmassa), wat goed
overeenkomt met de bevindingen van CUR B82 [CUR 215 2005]. In de atmosferische zone aan zee
gelden volgens B82 waarden tussen 1% en 2%, wat heel redelijk klopt met de DuraCrete formule, die
ca. 1,3 tot 2% oplevert.
Er is echter een reden om van deze formule af te wijken. Voor een goede beoordeling op prestaties
van een betonmengsel zou de wbf niet nodig moeten zijn (mits

De Eurocode geeft voor constructies in dooizoutmilieus (per klasse) dezelfde minimum dekking als in
zeemilieu. Blijkbaar worden zee- en dooizoutmilieu als even agressief beschouwd. Hierboven is
aangegeven dat in Nederland de agressiviteit van zeemilieu groter is dan van dooizoutmilieu. Dit
verschil hangt samen met het feit dat in Nederland de dooizoutbelasting relatief laag is vergeleken met
bijvoorbeeld Scandinavië en in de Alpen. Daarom is voor dooizoutmilieu een afwijking naar beneden
in deze leidraad ten opzichte van de Eurocode verantwoord.
De standaardafwijking van Cs voor beton aan zee is 0,8% op cementmassa [CUR 215], met een
normale verdeling. Voor beton op het land is deze 0,4% op cementmassa, ook met een normale
verdeling.
Initieel chloridegehalte
Op basis van ervaring wordt voor het initiële chloridegehalte voor beton waarin geen werkelijk met
chloride verontreinigde grondstoffen zijn verwerkt als “verstandige” bovengrens aangehouden 0,1%
chloride op cementmassa [informatie van BMC]. De invoerparameters zijn: gemiddelde 0,10%,
standaardafwijking 0,025%, normale verdeling.
De coëfficiënt Ktot
De coëfficiënt Ktot wordt volgens DuraCrete als volgt ingevuld:
Ktot = ke kc (10)
met ke de coëfficiënt voor het milieu (afhankelijk van de cementsoort) en kc de coëfficiënt voor de
nabehandeling.
De coëfficiënt voor het milieu is in DuraCrete bepaald uit het fitten van profielen uit praktijk- of
laboratoriumexperimenten (in Europa) aan voorspellingen met formule (4), voor zover voldoende
gegevens voor handen waren. Voor andere combinaties zijn waarden bepaald op grond van “expert
opinion”. DuraCrete geeft waarden voor Portland- en Hoogovencement voor vier zones aan zee:
onder waterzone, getijdezone, spatzone en atmosferische zone. Hiervan gebruiken we alleen de
waarden voor de spatzone (voor constructies in de spatzone aan zee, inclusief de getijdezone), en
voor de atmosferische zone (voor de atmosferische zone aan zee en voor constructies op het land).
Omdat er geen waarden voor bindmiddelen met vliegas worden gegeven, zijn waarden gekozen die
tussen die voor Portland- en hoogovencement in liggen. Het argument hiervoor is dat portland-vliegascombinaties
voor een groot deel uit portlandcement bestaan. Dit geldt ook voor bindmiddelen met een
slakgehalte tussen 25 en 50%.
De gekozen waarden worden weergegeven in tabel 2.4. Voor de variabele ke is een vaste
variatiecoëfficiënt aangehouden van 8%, bij een normale verdeling.

Tabel 2.4. Invoerparameters uit DuraCrete; coëfficiënt voor de omgeving ke, aangevuld door VC 81
XS3 (spatzone aan zee) XD1, XD2, XD3, XS1 (atmosferisch,
bovengronds, ondergronds)
portland hoogovenslak
> 50%
vliegas 20-30%
hoogovenslak
25 - 50%
portland hoogoven-
slak
>50%
vliegas 20-30%,
hoogovenslak
25 - 50%
ke 0,27 0,78 0,53 0,68 1,97 1,33
De coëfficiënt voor nabehandeling kc wordt overgenomen uit DuraCrete. Het principe is dat hoe langer
de nabehandeling is geweest, hoe hoger de weerstand tegen chloride-indringing is. De precieze
kwantificering kan niet goed worden achterhaald uit de DuraCrete-rapporten. Op zich is het juist dat
een goede nabehandeling doorwerkt in de weerstand tegen chloridetransport. Omdat uitdroging traag
gaat moet voor dieper gelegen delen van de dekking het effect van nabehandeling ook niet worden
overschat, zeker niet voor constructies met een relatief hoge dekking. Waarschijnlijk zijn de in tabel
2.5 opgegeven waarden een redelijk compromis. Deze variabele wordt als deterministisch
aangehouden.
Bij de berekeningen voor de tabellen in deel I is de volgende duur van de nabehandeling aangehouden:
constructies op het land 3 dagen en constructies aan zee 7 dagen.
Tabel 2.5. Invoerparameters uit DuraCrete; coëfficiënt voor nabehandeling kc
dagen
1 3 7 28 onafhankelijk van
nabehandeling
cementsoort, wbf of
kc 2,08 1,50 1,00 0,79 milieu
In de praktijk wordt op grond van NEN 6722 aangehouden dat in het betonoppervlak een sterkte van
50% van de ontwerpsterkte van het betonmengsel moet zijn bereikt, voordat de nabehandeling (door
middel van nathouden of afdekken) kan worden gestopt. Dit is ook voor de duurzaamheid een redelijk
uitgangspunt, omdat voor het bereiken van een bepaalde sterkte het beton een zekere mate van
hydratatie moet hebben ondergaan. Deze methodiek houdt ook in dat voor een lagere temperatuur
moet worden gecompenseerd door langer nabehandelen en dat tragere cementen langer moeten
worden nabehandeld. Dit komt goed overeen met de wens vanuit de duurzaamheid om cement met
slak of vliegas langer na te behandelen om het materiaal voldoende tijd te geven een goede, dichte
poriestructuur te ontwikkelen. Het nabehandelen tot 50% sterkte (van het daadwerkelijk gebruikte
betonmengsel) geeft daarom voldoende waarborg voor een dichte structuur zoals die voor een goede
duurzaamheid nodig is.
Bovenstaande aanpak wordt geacht in de praktijk tot een gelijkwaardige nabehandeling te leiden als is
aangenomen bij de berekeningen. Wel moet het bereiken van 50% sterkte van het gebruikte mengsel
aangetoond worden, bijvoorbeeld door sterktemetingen of op basis van gewogen rijpheid.
De verouderingsexponent nCl

In de DuraCrete formules wordt de tijdafhankelijkheid van het chloridetransport verdisconteerd met
een exponentiële functie als in vergelijking (3). Het is namelijk zo dat de chloride-indringing wel
toeneemt met de tijd maar dat het tempo daarvan afneemt met de tijd. De oorzaak hiervan is gelegen
in het materiaal zelf en in de invloed van het milieu.
De invloed van het materiaal (toenemende hydratatie) kan worden verdisconteerd met een
verouderingscoëfficiënt nCl die aangeeft hoe snel de diffusiecoëfficiënt van beton dat is bewaard onder
standaardomstandigheden in de tijd afneemt (vergelijking 3). Omdat DuraCrete heeft gekozen voor de
RCM proef als bepalingsmethode wordt de formule [DuraCrete R17]:
Dt,RCM = D0,RCM (t0/t) nCl (11)
waarin:
- Dt,RCM is de RCM-waarde op tijdstip t (>t0),
- D0,RCM is de RCM waarde op het referentietijdstip t0,
- nCl is de verouderingsexponent.
DuraCrete geeft waarden voor verschillende cementsoorten, afhankelijk van het milieu. VC 81 heeft
ook zelf onderzoek gedaan naar de verouderingscoëfficiënt. Hiertoe is een groot aantal DRCM waarden
geanalyseerd, die zijn aangeleverd door de commissie. Deze database is als volgt geanalyseerd (zie
ook 2.5.4).
Naar verwachting zijn de belangrijkste invloeden op de waarde van nCl:
• bindmiddel (cementsoort, toevoegingen)
• water-bindmiddelfactor.
Voor verschillende bindmiddelen (of combinaties) zijn uit de database waarden beschikbaar van 28
dagen tot maximaal 3 jaar ouderdom. Om deze te analyseren zijn zij eerst gegroepeerd naar
bindmiddel. Vervolgens is voor elk type bindmiddel bepaald welke waarde voor nCl het beste de
afname in de tijd beschrijft. De gevonden nCl -waarden zijn weergegeven in tabel 2.6 (tweede kolom).
Hierbij moet worden bedacht dat deze nCl de afname in de tijd aangeeft van de DRCM waarde van bij
20°C onder water bewaard beton, dus bij optimale verharding en zonder uitdroging. Bij bovengrondse
constructies op het land zal uitdroging plaatsvinden en is de verharding minder dan optimaal.
Constructies onder de grond zullen zowel qua verhardingsomstandigheden als qua uitdroging tussen
beide (uiterste gevallen) inzitten.
Verdere analyse is mogelijk als we ons realiseren dat de afname in de tijd van de chloridediffusiecoëfficiënt
in de praktijk door twee oorzaken wordt bepaald:
• hydratatie van het bindmiddel en
• uitdroging van het poriesysteem.

Hydratatie verkleint (fysiek) de poriën en remt daardoor chloridetransport af. Uitdroging vermindert de
hoeveelheid poriewater en remt daardoor chloridetransport af (waarbij het poriestelsel fysiek hetzelfde
blijft). Bij de proeven onder standaardomstandigheden treedt geen uitdroging op; daarom meet men
per definitie alleen het hydratatie-effect (bij 20°C). Dit proces wordt beschreven met vergelijking (10).
In de praktijk treedt altijd ook een zekere uitdroging op (behalve in beton permanent onder water). Dit
kan worden voorgesteld als een aanvullende bijdrage aan of een extra term in nCl. Feitelijk zou in het
symbool voor nCl onderscheid moeten worden gemaakt tussen “standaard” (=pure hydratatie) en
“inclusief uitdrogen”. Verder zal de temperatuur in de Nederlandse praktijk lager zijn dan 20°C,
waardoor hydratatie in principe langzamer zal zijn, wat een verdere complicatie oplevert. Binnen
DuraCrete is niet gekeken naar de invloed van de temperatuur; in Nederland is die in de praktijk
gemiddeld 10°C. Via de milieucoëfficiënt (ke) is het model gekalibreerd op (chlorideprofielen uit)
constructies met een gemiddelde temperatuur van ongeveer 10°C.
In DuraCrete zijn nCl -waarden gevonden door analyse van een (beperkte) database met
diffusiecoëfficiënten (gefit aan profielen uit constructies en expositieproeven, dus deels inclusief
uitdroging) als functie van de ouderdom. Daaruit is een reeks nCl -waarden vastgesteld voor de
(zee)milieus “onder water”, “getijde en spatzone” en “atmosferisch”. Hierbij is dus voor beide laatste
zones (impliciet) rekening gehouden met het effect van uitdroging. Constructies op het land komen in
het algemeen overeen met “atmosferisch” volgens DuraCrete; ondergronds beton komt qua hydratatie
en uitdroging mogelijk meer overeen met “onder water”. De waarden uit DuraCrete voor nCl zijn
weergegeven in tabel 2.6 (kolommen 3 en 4).
Vervolgens zijn, rekening houdend met de analyse van de door VC 81 ingebrachte meetwaarden
(kolom 2), nieuwe waarden gekozen die worden verondersteld representatief te zijn voor beton op het
land in de groepen “ondergronds” en “bovengronds”. Bij de keuze is geredeneerd dat beton
ondergronds en in de spatzone vrij goed kan hydrateren en slechts weinig uitdroogt; en dat beton
bovengronds een zekere tijd kan hydrateren en dan (langzaam) gaat uitdrogen. Daardoor zal nCl
ondergronds slechts beperkt hoger zijn dan onder standaardomstandigheden. Bovengronds op het
land zal nCl hoger zijn door de bijdrage van uitdroging. De DuraCrete waarden zijn daarbij
meegewogen. Daarbij zijn vreemd hoge waarden (hoogoven, atmosferisch; vliegas getijde+spatzone)
en vreemd lage waarden (vliegas, atmosferisch) uit DuraCrete niet overgenomen omdat die
onrealistisch lijken. Als achtergrond kan ook gelden dat in CUR B 82 onderzoek voor
hoogovencementbeton (met > 65 % slak) aan zee, waar nauwelijks uitdroging plaatsvindt, op basis
van chlorideprofielen na 20 tot 40 jaar een waarde voor nCl van 0,48 is gevonden [CUR 215 2005]. De
waarde voor bindmiddelen met 25 – 50% slak is afgeleid uit onderzoek door ENCI [Scheizoo/ENCI
2007]. De door VC 81 gekozen waarden staan in tabel 2.6, kolommen 5 en 6.
Ter bevordering van de koppeling met NEN-EN 206 zijn de in DuraCrete pragmatisch benoemde
expositiezones (spat- en getijdezone, atmosferisch, ondergronds en bovengronds) ingedeeld in de
milieuklassen volgens NEN-EN 206.

De variabele nCl heeft een beta-verdeling, met a=0 en b=1 en een variatiecoëfficiënt van 15%.
Tabel 2.6. Waarden voor de verouderingsexponent nCl uit dit onderzoek onder standaardomstandigheden,
in de praktijk volgens het DuraCrete-eindrapport (R17) en zoals hier gekozen
bewaar- of expositieomstandigheden
analyse
VC81
database
standaardomstandigheden
DuraCrete R17 door VC 81 gebruikt in
berekeningen
getijde+
spatzone
atmosferisch
aan zee
ondergronds,
spatzone
bovengronds,
atmosferisch
aan zee
NEN-EN 206
bindmiddel
- XD2, XS3 XD1, XD3, XS1
CEM I 0,25 0,37 0,65 0,40 0,60
CEM I met 25-50%
slak, II/B-S, of III/A met

van 0,50% chloride op cementmassa gebruikt, met een standaardafwijking van 0,10% en een normale
verdeling, zoals aangegeven in DuraCrete rapport R9 voor beton met w/b 0,50 [DuraCrete R9, 1999].
Dit leidt tot voor de huidige praktijk te conservatieve waarden (bijvoorbeeld vergeleken met profielen
uit praktijkgevallen, zie paragraaf 2.6).
Recentere informatie geeft aanleiding deze invoerparameter nader te bekijken. Een reeks
experimenten door Breit geeft expliciet inzicht in de kans op corrosie-initiatie als functie van het
chloridegehalte bij de wapening in mortelproefstukken in het laboratorium bij 20°C. Hij vindt een
oplopende kans op corrosie van ca. 10% tot 100% bij chloridegehalten van ca. 0,25% tot 0,75% op
cementmassa [Breit 1998], zie figuur 2.2. Opgemerkt wordt dat de experimenten voornamelijk
betrekking hadden op mortel gemaakt met CEM I 32,5 R; CEM III/A 32,5 (met 42% slak); CEM I 42,5
R-HS; CEM I 32,5 R met 27% vliegas of 9% silica fume; met wbf 0,50 tot 0,60. Er was geen verschil in
het kritische gehalte tussen de verschillende bindmiddelen.
Uit het werk van Breit blijkt dat er een specifieke ondergrens is [Breit 2001]. Hij formuleert deze als
volgt: "The probability that corrosion will occur when the lower limit range (0.25 to 0.30 wt.-%) is
exceeded is about 10%." Hier wordt deze ondergrens overgenomen. Voor de probabilistische
berekeningen weergegeven in 2.3.2 is hierbij een verdeling gekozen die rekening houdt met deze vrij
scherpe ondergrens. De data van Breit zijn daartoe gefit aan een lognormale verdeling, zoals
weergegeven in figuur 2.2. Opgemerkt wordt dat deze verdeling leidt tot een nog iets strengere eis
dan zoals Breit zelf heeft geformuleerd. De kans op corrosie bij gehalten lager dan 0,25% zijn met
deze verdeling namelijk niet 0, maar bv. tussen 0,20% en 0,25% chloride ca. 5% tot 10% kans op
corrosie-initiatie.
Hierbij wordt opgemerkt dat Gehlen [2000] voor het kritische chloridegehalte een beta-verdeling
gebruikt. Op basis van dezelfde resultaten van Breit komt hij tot een gemiddelde van 0,48%
(standaardafwijking 0,15%, a=0,20, b=2,0). Hij meent dat in de praktijk vanwege de lagere
temperatuur (ca. 10°C) dan in het laboratorium (20°C) een iets hoger gemiddelde mag worden
gehanteerd: 0,60% (overige parameters blijven gelijk). Met een beta-verdeling komen de resultaten
van voorbeeldberekeningen (2.3.2) iets anders uit. Zonder hier verder op in te gaan, betekent dit dat
nader onderzoek naar waarden en soorten verdeling van deze parameter nodig is.
Rekening houdend met de diverse onzekerheden en mede op grond van het onderzoek van Breit (wbf
0,50 en 0,60) en de lagere temperatuur in de praktijk heeft VC 81 gekozen voor een gemiddelde
waarde van 0,60% op cementmassa, ook voor hoogovencement en bindmiddelen met vliegas,
onafhankelijk van de wbf. Deze parameter heeft een lognormale verdeling met een gemiddelde van
0,60% chloride op cementmassa en een standaardafwijking van 0,20%. Dit is een redelijk
conservatieve benadering, in het bijzonder voor beton met een lagere wbf dan 0,50.

kans op corrosie (-)
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
data lognormaal verdeling
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0
chloride gehalte (% m/m cement)
Figuur 2.2. Kans op corrosie als functie van het chloridegehalte in mortel [data, Breit 2001] en daaraan
gefitte lognormale verdeling (vloeiende curve)
Chloridediffusiecoëfficiënt
De chloridediffusiecoëfficiënt is geen parameter zoals bovengenoemde parameters; zij kan worden
gemeten aan beton. Daarvoor bestaan verschillende proefmethoden, waarover een volgende
paragraaf handelt. Uit onderzoek is de variatiecoëfficiënt vrij nauwkeurig bekend; deze is voor de
gekozen proef (RCM) ongeveer 10 tot 25%. Omdat deze parameter fysisch gezien geen waarde
kleiner kan hebben dan nul wordt een lognormale verdeling aangehouden.
Betondekking
De betondekking is een invoervariabele in berekeningen. De nominale waarde wordt gekozen uit de
tabellen. De standaardafwijking is volgens beperkt onderzoek van de orde van 5 mm bij een goed
(industrieel) beheerst productieproces zoals in de prefabricage mogelijk is. Bij ter plaatse
vervaardiging is de standaardafwijking groter, van de orde van 10 mm. Omdat de dekking geen
waarde kleiner kan hebben dan nul wordt een lognormale verdeling aangehouden.
Referentietijdstip
Normaal wordt DRCM bepaald op 28 dagen. Daarvan is steeds uitgegaan bij de berekeningen. Men kan
er echter ook voor kiezen om DRCM op een later tijdstip te meten. Vooral voor bindmiddelen met relatief
traag reagerende componenten kan dit gunstig zijn. Omdat de maximaal te bereiken waarden in de
tabellen in deel I gelden voor bepaling op 28 dagen, moeten waarden bepaald op andere tijdstippen
worden omgerekend. Dat moet gebeuren met behulp van de nCl waarden uit tabel 2.7, die berusten op
waarden vastgesteld onder standaardomstandigheden (onder water, 20°C). De nCl waarden voor
bindmiddelen met poederkoolvliegas zijn licht verhoogd ten opzichte van tabel 2.6 (= lange termijn

waarden) vanwege de sterkere afname van de chloridediffusiecoëfficiënt in de eerste maanden ten
opzichte van andere bindmiddelen.
Tabel 2.7 Waarden voor de verouderingsexponent nCl bij terugrekenen naar referentietijdstip 28 dagen
volgens formule 11
bindmiddel nCl
CEM l 0,25
CEM l met 25-50% S 0,30
CEM lll 50-80% S 0,40
CEM l met 21-30% V 0,80
CEM V/A (25% S + 25% V) 0,60
Te onderzoeken proefstukken moeten uiteraard ook onder standaardomstandigheden verharden. Het
referentietijdstip mag liggen tussen 28 dagen en 6 maanden. De omrekening vindt als volgt plaats:
DRCM,28 = DRCM,tref *( tref/28) nCl (11)
waarin:
- DRCM,28 is de migratiecoëfficiënt op 28 dagen,
- DRCM,tref idem bepaald op een ander referentietijdstip tref (28

Vlaanderen wordt veel toeslagmateriaal uit zee gebruikt dat chloride bevat. Het is niet ondenkbaar dat
sommige leveranciers de maximaal toegestane waarde van 0,4% op cementmassa zullen benutten.
Hiermee wordt de "weerstand" van het beton (feitelijk het verschil tussen het kritische en het initiële
gehalte) grotendeels opgesoupeerd en de levensduur onder chloridebelasting sterk verkort.
2.5. Gekozen testmethoden
2.5.1. Historie
Op basis van het diffusieconcept beschreven in 2.2 zijn diverse proefmethoden voorgesteld om de
relevante parameters te bepalen. Hierbij werden aanvankelijk twee sporen gevolgd; later kwamen
daar een derde en een vierde bij.
Niet-stationaire diffusie: chlorideprofielen
Eén spoor is het analyseren van indringprofielen door ze te fitten aan vergelijking (2), wat gefitte
waarden oplevert voor de niet-stationaire diffusiecoëfficiënt D, en het chloride-oppervlaktegehalte Cs.
Hieruit is (in de pioniersperiode) gevoel verkregen voor de orde van grootte van de diffusiecoëfficiënt
zoals die optreedt in betonconstructies in het veld en een zeker inzicht in de invloedsfactoren, zie bv.
[Hageman 1982]. Nog steeds wordt deze benadering gevolgd om resultaten van andere proeven te
vergelijken met het gedrag van beton in de praktijk. Opgemerkt wordt dat de op deze wijze bepaalde
diffusiecoëfficiënt een over de gehele expositieduur geaccumuleerde waarde is.
Stationaire diffusie: diffusiecel
Het tweede spoor is gebaseerd op de stelling dat D een materiaaleigenschap is die ook met
stationaire proeven kan worden bepaald. Hiervoor geldt de eerste wet van Fick,
dC
F = −D
(12)
dx
waarin F is de chlorideflux.
Hierop zijn experimenten gebaseerd met de zogenoemde diffusiecel. Het principe is aangegeven in
figuur 2.3. Het chlorideconcentratieverschil tussen beide kamers met vloeistof doet eerst chloride
indringen in het schijfje te onderzoeken materiaal. Wanneer dat is “verzadigd” met chloride (lag time),
ontstaat een constante stroom van chloride door het schijfje (steady state) en daarmee een in de tijd
gelijkmatig toenemende concentratie in de rechterkamer (downstream). De term dC/dx is constant en
D wordt afgeleid uit de helling.
In de jaren 1980 is hier veel onderzoek mee gedaan. Hieruit zijn belangrijke fundamentele inzichten
voortgekomen, zoals het grote effect van hoogovenslak (en vliegas) in vergelijking met pure
portlandcement [Page et al., 1981]. Deze methode is ook gebruikt in Nederland, namelijk in het NOK-

onderzoek (Nationaal Onderzoek Kolenreststoffen) [Van der Wegen, 1987]. Ook hier kwamen de
invloed van vliegas en slak en de hydratatietijd naar voren.
upstream downstream
0.5 M NaCl 0.5 M NaOH
downstream chloride
4
3
2
1
lag time steady state flow
0
0 1 2 3 4 5
Figuur 2.3. Schets van diffusiecel voor bepaling van de stationaire diffusiecoëfficiënt (links) met voorbeeld
van resultaten (vereenvoudigd, rechts); grijs is de schijf te onderzoeken materiaal
Dit soort proeven heeft echter enkele praktische bezwaren: het schijfje materiaal moet dun zijn, omdat
het anders erg lang duurt voordat een stationaire toestand is ingetreden. Meestal gaat het om 10 mm
dikte. De dikte van de schijf is te klein voor beton, doordat de invloed van de zwakke zones (interfacial
transition zone) tussen de korrel en de pasta te groot is. De aanwezigheid van een zwakke zone in
beton maakt juist dat het nodig is aan beton te kunnen meten! Alles bij elkaar is deze proef alleen
geschikt voor cementpasta en mortel; ook dan is zij nog relatief tijdrovend en duur.
Niet-stationaire diffusie: dompelproef
Een mogelijkheid aan beton te meten ontstaat door terug te gaan naar het eerste spoor. De nietstationaire
diffusieproef behelst het onderdompelen van een proefstuk in een chloride-oplossing en na
een zekere tijd het indringprofiel te bepalen, dat vervolgens wordt geanalyseerd met vergelijking (2).
Dit levert de gefitte niet-stationaire diffusiecoëfficiënt (en het oppervlaktegehalte) op. De opzet is
geschetst in figuur 2.4.
Aanvankelijke zaagde men voor de profielanalyse na de expositie plakken van 5 – 10 mm dikte van de
proefstukken [Polder 1996]. De indringing moet flink gevorderd zijn om nauwkeurige analyse mogelijk
te maken, en dus duurde de proef lang (met name voor dichte betonsamenstellingen). Toen echter het
slijpen van dunne laagjes beton (ca. 1 mm) in gebruik kwam, werd het hiermee mogelijk binnen
redelijke tijd een redelijk nauwkeurige bepaling uit te voeren. In de Noordse landen (Denemarken,
Noorwegen, Zweden, Finland, IJsland) is een dergelijke proef genormeerd [NT Build 443]. In
Nederland is (een voorloper van) deze proef opgenomen in CUR-Aanbeveling 48, destijds genoemd
APM 302. Hiermee is redelijk wat ervaring opgedaan. Praktisch is van belang dat de proef start op drie
time

maanden ouderdom, dat de expositie vijf weken duurt en dat een groot aantal chloridebepalingen
moet worden uitgevoerd. De proef is geschikt voor beton; echter wel relatief traag en duur.
0.5 M NaCl
coated sides
uncoated side
chloride
4
3
2
1
0
0 5 10 15 20 25
Figuur 2.4. Opzet van niet-stationaire diffusieproef, voorbeeld van resultaat (chlorideprofiel)
Versnelling: migratieproeven
Het volgende (derde) spoor houdt in dat men een elektrisch spanningsverschil gebruikt om het
transport van chloride-ionen (in beton) te versnellen. Ionen bewegen veel sneller in een flink elektrisch
veld (dit transportproces wordt migratie genoemd) doordat de drijvende kracht veel groter is dan alleen
de concentratiegradiënt (diffusie). Zo is er een stationaire migratieproef; analoog aan de stationaire
diffusieproef, echter met versnelling door een spanningsverschil over de cel, zie figuur 2.5. De
resultaten zien er in principe hetzelfde uit; bij de interpretatie moet rekening worden gehouden met het
effect van het elektrische veld (aan vergelijking (12) wordt een migratieterm toegevoegd).
depth

upstream downstream
0.5 M
NaCl
- +
0.5 M
NaOH
0
0 1 2 3 4 5
Figuur 2.5. Schets van stationaire migratieproef: cel (links) chlorideconcentratie in downstream
compartiment (rechts)
downstream chloride
Op basis van versnelling door een elektrisch veld zijn ook niet-stationaire migratieproeven ontwikkeld,
waarvan de Rapid Chloride Migration test (RCM, ook wel CTH genoemd) de bekendste is [Tang &
Nilsson 1992, Tang 1996]. Hier dringen chloride-ionen door een spanningsverschil (12 – 60 V)
versneld het beton in tot ongeveer de helft van de dikte in één tot enkele dagen. Daarna wordt het
proefstuk gespleten en met behulp van een kleurreactie wordt het indringfront bepaald. De diepte van
het indringfront wordt geïnterpreteerd in termen van de niet-stationaire diffusiecoëfficiënt. Deze proef
is in de Noordse landen genormeerd [NT Build 492]. Omdat deze proef snel en relatief goedkoop is en
geacht werd betrouwbare resultaten te geven, is ze in DuraCrete tot standaardproef gekozen (dikte
proefstuk 50 mm). De opzet van de cel is gelijk aan die in figuur 2.5. Figuur 2.6 geeft de praktische
uitwerking van deze test volgens Chalmers University of Technology (CTH).
4
3
2
1
lag time steady state flow
time

a: vloeistofdichte kunststof omhulling
b: oplossing van 0,3 M NaOH in gedistilleerd of gedemineraliseerd water
c: rvs plaat (anode)
d: betonproefstuk
e: oplossing van 10 % (m/m) NaCl in kraanwater
f: rvs plaat (kathode)
g: kunststof ondersteuning om proefstuk schuin te zetten, zodat gas kan ontwijken
h: glazen bak
Figuur 2.6. Praktische opzet voor de niet-stationaire RCM proef volgens CTH, nu NT Build 492
Andere methoden: elektrische (weerstands)methoden
Tenslotte zijn als vierde spoor andere methoden ontwikkeld, deels empirisch, deels op basis van
inzichten in fysisch-chemische verbanden tussen diverse vormen van (ionen)transport. Zo is de
beweeglijkheid (mobiliteit) van ionen in een vloeistof onder een elektrisch veld recht evenredig met
hun diffusiecoëfficiënt onder een concentratiegradiënt. De mobiliteit in oplossing kan eenvoudig
worden bepaald met geleidings- of weerstandsmetingen (wet van Nernst-Einstein). De mogelijkheid
dat een dergelijke relatie tussen elektrische weerstand en diffusiecoëfficiënt ook geldt in beton is
theoretisch onderbouwd [Andrade et al. 1994] en empirisch aangetoond [Polder 1997]. Recent is
gevonden dat dit verband globaal ook geldt als het beton niet water-verzadigd is [Climent et al. 2002,
Polder & Visser 2004].
Een in Noord-Amerika gebruikte methode is de Rapid Chloride Permeability Test (RCPT, ook wel
AASHTO test genoemd, niet te verwarren met de RCM-test). Hierbij wordt gedurende 6 uur een
spanning van 60 V over een betonschijf van 50 mm dikte gezet en wordt de stroom geregistreerd. De
integraal van de stroom over de tijd is de elektrische lading (eenheid Coulomb = ampère x seconde,

symbool C). De opstelling is analoog aan die in figuur 2.5 of 2.6. Het resultaat wordt beoordeeld aan
de hand van een klasse-indeling; minder dan 1000 Coulomb staat voor "zeer dicht beton”. Resultaten
van Nederlands beton (voor zeemilieu) kunnen worden gevonden in [Polder 1996].
Critici van de RCPT methode hebben gesteld dat het een ingewikkelde en onnauwkeurige manier is
om de elektrische weerstand van het beton te meten [Arup et al. 1993]. Gebleken is dat de RCPTwaarde
inderdaad omgekeerd evenredig is met de elektrische weerstand [Polder 1996].
Bij uitvoering van de RCM proef kost het overigens nauwelijks inspanning om ook de stroom te meten
en te integreren en daaruit de RCPT-waarde uit te rekenen.
Meten van de elektrische weerstand van beton kent een lange geschiedenis. Proeven met ingestorte
elektroden zijn sinds de jaren 1980 uitgevoerd [Tritthart & Geymeyer 1985, Polder & Ketelaars 1991];
dit maakt bijvoorbeeld monitoren met een datalogger mogelijk. Men kan ook meten met elektroden die
(tijdelijk) tegen het betonoppervlak worden gedrukt, bijvoorbeeld volgens Wenner. De Wenner-
Methode kan worden gebruikt wanneer maar één oppervlak beschikbaar is, zoals bij constructies in
het veld maar ook op laboratoriumproefstukken (kubussen, prisma’s), zie figuur 2.7. Bij metingen aan
constructies moet rekening worden gehouden met de mogelijk storende aanwezigheid van wapening.
Verdere achtergronden en overwegingen bij het meten van de elektrische weerstand van beton
worden gegeven in een RILEM Technical Recommendation [Polder 2000],
A
V
a a a
Figuur 2.7. Wenner-methode voor meten van betonweerstand; weerstand = spanning/stroom=V/A
Aan laboratoriumproefstukken kan de weerstand ook worden gemeten door twee stalen platen op
tegenoverliggende vlakken te drukken; deze methode is bekend geworden als Twee Elektrode
Methode (Two Electrode Method, TEM), zie figuur 2.8. In DuraCrete wordt deze methode aanbevolen
om de weerstand tegen chloridepenetratie als kwaliteitscontrole in het werk te controleren aan
kubussen.

Voor metingen aan proefstukken met beperkte afmetingen is het verloop van de stroomlijnen binnen
het beton van belang. Bij de TEM proef lopen zij vrijwel vanzelf parallel (mits het beton qua
vochtgehalte homogeen is), zodat de meting “correct” is. De Wennerproef vereist eigenlijk een
(half)oneindig groot medium. De Wenner-methode geeft daardoor alleen een correcte waarde als het
proefstuk veel groter is dan de elektrodenafstand (a in figuur 2.7). Bij een relatief klein proefstuk (bv.
een 150 mm kubus) is een correctiefactor nodig die moet worden bepaald door calibratie tussen
Wenner- en TEM-metingen.
De materiaaleigenschap die met dit soort proeven wordt bepaald is de specifieke betonweerstand.
Deze wordt berekend door voor de vorm van het proefstuk te corrigeren. Bij homogene
stroomdoorgang kan dit simpel op grond van de geometrie met:
ρ = R . A (13)
waarin:
- ρ is de specifieke betonweerstand (Ωm),
- R is de gemeten weerstand (Ω),
- A is de celconstante (m), die gelijk is aan oppervlak van het proefstuk gedeeld door dikte.
Opgemerkt wordt dat uitdrogen van proefstukken moet worden voorkomen, omdat daardoor de
weerstand van de buitenste lagen toeneemt en de stroomdoorgang niet meer homogeen is, wat tot
foute uitkomsten leidt, in het bijzonder tot te gunstige waarden.
A
V
50 N
Figuur 2.8. Opzet weerstandbepaling met de Two Electrode Method (TEM) ; weerstand = spanning/
stroom=V/A

2.5.2. Correlatie tussen APM en RCM
De correlatie tussen niet-stationaire diffusie- en migratieproeven is door diverse onderzoekers
onderzocht. De vijf belangrijkste bronnen zijn: PRINDUCEB [2000], DuraCrete rapport R8 [1999],
Gehlen [2000], Frederiksen et al [1997] en Tang & Sørensen [2001]. Recent heeft ook CHLORTEST
hier onderzoek naar gedaan [CHLORTEST 2005].
In PRINDUCEB werden drie mengsels (CEM I 52.5 R; idem met 30% vliegas; CEM III/A met 57%
slak) alle met een wcf van 0,45 op 90 dagen ouderdom onderzocht met de APM- en met de RCMmethode.
Er bleek een lineaire correlatie aanwezig te zijn met een evenredigheidsconstante van 1,2
van APM naar RCM [Visser & Polder 2000].
In DuraCrete is onderzoek gedaan naar het verband tussen diffusiecoëfficiënten uit onderdompeling
(analoog aan APM) en uit RCM [DuraCrete R8, 1999]. Voor negen niet nader genoemde
betonsamenstellingen (D varieert van 1 tot 15 * 10 -12 m 2 /s) vindt men een goede correlatie.
Frederiksen et al. [1997] geven data voor 13 samenstellingen op basis van C3A-arme portlandcement
met wcf van 0,3 tot 0,7, met een vergelijkbare correlatie (zie verder hieronder).
Tang en Sørensen [2001] doen verslag van een zeer precies opgezet ringonderzoek in meerdere
laboratoria in Scandinavië, o.a. met APM en RCM. Hierbij zijn drie betonsamenstellingen onderzocht:
C3A-arme portlandcement en een wcf van 0,50, C3A-arme portland met 8% silica fume (0,40), en
Nederlands hoogovencement CEM III/B (0,50). De resultaten geven aan dat een goede
herhaalbaarheid (5-9%) en reproduceerbaarheid (12-24%) worden bereikt met NT Build 492 (RCM),
voor alle mengsels. Hetzelfde geldt voor NT Build 443 (APM), met een herhaalbaarheid van 8-14% en
een reproduceerbaarheid van 16-23%. De enige opmerking is dat de reproduceerbaarheid van RCM
voor hoogovencement door de andere kleur iets slechter (24%) is dan voor portland (met of zonder
silica fume, ca. 12%). Ook de opmerkingen van Basheer [2001] lijken hierdoor te zijn ondervangen.
Alhoewel de verschillende genoemde onderzoeken uiteenlopende achtergronden en details hebben,
is het zinvol alle resultaten te vergelijken. Daartoe zijn zij in figuur 2.9 uiteengezet, met de best
passende rechte lijn tussen RCM en APM. De evenredigheidsfactor tussen beide proeven (van APM
naar RCM) is 1,15. De correlatielijnen voor afzonderlijke datasets hebben steeds een vergelijkbare
helling.

D RCM
40
35
30
25
20
15
10
5
0
y = 1.15x + 0.29
R 2 = 0.96
0 5 10 15 20 25 30 35 40
D APM
Frederiksen
Gehlen&Ludwig
T&S, 8%SF
T&S CEM I
T&S CEM III/B
Figuur 2.9. Compilatie van vergelijkende RCM tegen APM metingen (waarden in 10 -12 m 2 /s) aan beton
met diverse samenstellingen en best passende rechte lijn door alle data
2.5.3. Europees onderzoek CHLORTEST naar chloridetransport in beton
CHLORTEST is een Europees onderzoek dat van 2003 tot 2005 onder leiding van Dr. Tang Luping
van het Zweedse instituut SP is uitgevoerd door 17 partners uit 11 landen, waaronder TNO Bouw en
Ondergrond. Het doel was de beproevingsmethoden voor en de modellering van transport van
chloride in beton te verbeteren; verder om een database op te bouwen. Het eindrapport is inmiddels
beschikbaar [CHLORTEST 2005].
Binnen CHLORTEST zijn twee ringonderzoeken uitgevoerd. In het eerste ringonderzoek werden zes
beproevingsmethoden toegepast op vier betonmengsels, waaronder hoogovencementbeton gemaakt
door Lodewikus Voorgespannen Beton. Twee van de zes proeven vielen af om diverse redenen.
In het tweede CHLORTEST ringonderzoek werden vier beproevingsmethoden onderzocht, te weten
de RCM methode (NT Build 492), de diffusieproef volgens NT Build 443 (CUR 48), een alternatieve
migratieproef en de elektrische weerstandsproef (TEM na vacuümverzadiging). Hier werden zes
betonmengsels onderzocht (gemaakt door SP), waaronder één met Nederlandse hoogovencement
CEM III/B.
PRIN
RCM
Linear (RCM)

De resultaten gaven het volgende aan:
• er is een goede correlatie tussen diffusie NT Build 443 en migratie NT Build 492; de
laatste proef is daarom een goede vervanger voor de eerste;
• er is een goede correlatie tussen de elektrische weerstand en de zogenoemde steadystate
diffusiecoëfficiënt uit de alternatieve migratieproef; de eerste is daarom een goede
vervanger voor de laatste;
• voor de RCM proef is de variatiecoëfficiënt van de herhaalbaarheid (binnen één lab) ca.
15% en die van de reproduceerbaarheid (tussen verschillende labs) ca. 25%; voor de
diffusieproef is dit 20% respectievelijk 30%; voor de elektrische weerstand 10%
respectievelijk 25%; deze waarden voldoen aan de Europese eisen voor “industriële
toepassing en data-uitwisseling”.
De proeven zijn door de deelnemende laboratoria beoordeeld op de hoeveelheid inspanning en
gemak van de praktische uitvoering. Op deze aspecten is de volgorde: elektrische weerstand is beter
dan RCM; RCM is beter dan alternatieve migratie; alternatieve migratie is beter dan diffusie.
CHLORTEST heeft de volgende methoden aanbevolen voor Europese normalisatie: RCM (NT Build
492), diffusie (NT Build 443), elektrische weerstand (TEM met vacuümverzadiging). De alternatieve
migratieproef behoeft verder onderzoek.
In mei 2007 is onder 9 Nederlandse laboratoria en 1 Belgisch laboratorium een ringonderzoek uitgevoerd
naar de reproduceerbaarheid van de resultaten van de Rapid Chloride Migration test.
Voorafgaand aan de uitvoering zijn alle deelnemende laboratoria in staat gesteld de laboratoriumopstelling
en de uitvoering van de proef in overeenstemming te brengen met de Nederlandse vertaling
van de NT Build 492. In dit ringonderzoek zijn 2 voor de laboratoria onbekende betonmengsels toegepast
waarbij per mengsel de Rapid Chloride Migration test werd uitgevoerd op 3 monsters Φ100mm.
De samenstelling van de 2 mengsels was zodanig gekozen dat er een significant verschil in migratiecoëfficiënt
tussen de mengsels zou optreden.
De variatiecoëfficiënt van de reproduceerbaarheid (tussen de verschillende labs) bleek ca. 20% te zijn.
Dit is in lijn met die van andere ringonderzoeken.
Gedetailleerde gegevens over het ringonderzoek alsmede de vertaling van NT Build 492 zijn gepubliceerd
in Rapport DI/CT2009-JoGu01 van Rijkswaterstaat Dienst Infrastructuur.
Over een groter ringonderzoek in het kader van RILEM commissie TC-178 is gepubliceerd in
[Castellote & Andrade 2006].
2.5.4. Correlatie tussen diffusie en elektrische weerstand
De andere relevante correlatie die is onderzocht, is die tussen de chloridediffusie en de specifieke
elektrische weerstand van beton.
Uit de PRINDUCEB resultaten blijkt dat er een goede correlatie is tussen de inverse van de specifieke
weerstand bepaald met TEM (figuur 2.8) en de RCM waarden (over 13 betonmengsels met portland,

hoogoven en vliegas en vier tijdstippen tot 3 jaar). Dit betekent dat het product van de RCM-waarde
en de elektrische weerstand een constante is. Afgaande op een best gefitte rechte lijn door alle
meetpunten is deze constante A = DRCM * RTEM ca. 800 * 10 -12 Ωm 3 s -1 met R 2 = 0,86. De relatie wordt
geïllustreerd in figuur 2.10. De best passende rechte lijn heeft een helling van 1,25 (R 2 = 0,86).
DuraCrete rapport R8 [1999] geeft ook data voor de RCM-waarde en de weerstand bepaald met de
TEM-methode. Door ibac (TU Aken) zijn 6 verschillende portlandcementen onderzocht, waarvan één
met wcf 0,40, 0,50 en 0,60; alle andere met 0,50; en van drie hoogovencementen met slakgehalten
van 65 tot 77% (0,50); alle proeven op 28 dagen ouderdom. Het gemiddelde product van DRCM en
RTEM is 900*10 -12 Ωm 3 s -1 met een standaarddeviatie van 290*10 -12 Ωm 3 s -1 . De meetpunten zijn
weergeven in figuur 2.9. Deze resultaten zijn niet meegenomen bij het bepalen van de beste rechte
lijn vanwege mogelijke verschillen in proefuitvoering. Overigens is de invloed betrekkelijk gering (de
helling voor alle data inclusief die van ibac is 1,08).
1000/TEM
20
18
16
14
12
10
8
6
y = 1.25x
R 2 = 0.86
4
prin
2
0
ibac 28
Linear (prin)
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
RCM
Figuur 2.10. Relatie tussen RCM (in 10 -12 m 2 /s) en inverse weerstand 1/TEM (in 1000/Ωm) voor 13
mengsels uit PRINDUCEB tussen 28 dagen en drie jaar ouderdom alsmede voor 6 mengsels
onderzocht door ibac op 28 dagen (niet meegeteld in de trendlijn)
Tot zover de correlatie tussen RCM en TEM. Er zijn ook data beschikbaar over de relatie tussen diverse
(andere) diffusiemethoden en weerstandsmethoden.
Uit onderzoek met chloride-indringing door onderdompeling en bepalen van de niet-stationaire diffusie
uit profielfitten en weerstandsmeting met ingestorte elektroden [Polder 1996] werd op een ouderdom
van ca. 1,5 jaar voor een brede reeks samenstellingen een waarde voor het product A van ongeveer
500 * 10 -12 Ωm 3 s -1 gevonden. Een zelfde waarde werd gevonden voor het product van de weerstand
(Wenner) en de diffusiecoëfficiënt (uit profielen) in proefstukken in de spatzone aan zee bij Folkestone
28
90
365
1090

na zes jaar expositie [Bamforth & Chapman-Andrews 1994, Polder et al. 1994]. Het product van D
(profielen) en R (TEM) voor proefstukken die 16 jaar in de Noordzee ondergedompeld waren geweest
was ongeveer 300 * 10 -12 Ωm 3 s -1 [Polder & Larbi 1996].
In laboratoriumproefstukken met chloride-indringing door nat/droog cycli met zoutoplossing over een
periode van een half jaar werd een waarde van ca. 2000 * 10 -12 Ωm 3 s -1 gevonden [Polder & Peelen
2002]. In deze proefstukken werd later bij minder dan volledige waterverzadiging op basis van
herverdeling van chloride over een periode van 2 jaar een waarde van 1260 * 10 -12 Ωm 3 s -1 gevonden
[Polder & Visser 2004]. Uit chloridetransport in niet-verzadigd beton werd door Climent et al. [2002]
een product van diffusiecoëfficiënt en weerstand afgeleid van ca. 2000 * 10 -12 Ωm 3 s -1 .
Deze uitgebreide opsomming wordt gegeven om te laten zien dat er blijkbaar niet één vaste waarde is
voor het product van de specifieke weerstand en de chloridediffusiecoëfficiënt. Bij al deze
onderzoeken zijn verschillende methoden gehanteerd voor het bepalen van de diffusiecoëfficiënt en/of
de elektrische weerstand of zijn verschillen aanwezig qua conditionering van proefstukken. Het
(inverse) verband tussen chloridediffusie en elektrische weerstand is overduidelijk; de waarde van het
product hangt echter vermoedelijk af van experimentele details als verzadigingsgraad en cementsoort
(via de poriewatersamenstelling). Uit de resultaten in Folkestone blijkt dat elektrische weerstandsmetingen
goed correleren met de werkelijke weerstand tegen chloridepenetratie zoals die in de spatzone
aan zee optreedt.
In DuraCrete is de TEM-methode voor weerstandsbepaling gekozen als methode voor kwaliteitsbewaking.
De uitvoering van TEM-metingen is redelijk vastgelegd; dit kan nog worden verbeterd.
Daarom is in deel lll van deze Leidraad een proefomschrijving opgenomen. De correlatie met RCM
waarden is goed vastgelegd [DuraCrete R17, 2000], en o.a. nader statistisch uitgewerkt voor een
beperkte reeks betonsamenstellingen in het kader van de bouw van de Groene Harttunnel [Rooij &
Polder 2007]. Een voor de praktijk interessant punt is dat beproeving met TEM op jonge ouderdom,
bv. 7 dagen (voor een bepaalde reeks samenstellingen) een redelijk goede voorspelling oplevert van
de RCM-waarde op 28 dagen of ouder.
Opgemerkt wordt dat voor een kritische kwaliteitsbewaking de relatie tussen RCM en TEM voor het
specifieke betonmengsel (of een groep van sterk gelijkende mengsels) moet worden bepaald. Kleine
variaties in de wbf of in de samenstelling of het gehalte van het bindmiddel veroorzaken variatie in
RCM en TEM resulaten, waaruit vervolgens de correlatie nauwkeurig kan worden afgeleid. Hierop
berust de gerelateerde meetmethode zoals aangegeven in 1.7.
2.5.5. Analyse van RCM waarden
Omdat inmiddels aanzienlijke ervaring is opgedaan met de RCM-proef, is het zinvol een aantal RCMresultaten
te analyseren. Door verschillende partijen zijn ruim 500 meetwaarden plus achterliggende
informatie aan VC 81 aangeleverd. Dit betreft steeds een chloridediffusiecoëfficiënt gemeten met de
RCM proef en informatie over de betonsamenstelling, de ouderdom bij beproeven, aantal
proefstukken etc.

Aangeleverde gegevens
Tabel 2.8 geeft een samenvattend overzicht van de ingebrachte meetresultaten. De
bindmiddelgehalten variëren van 300 tot 450 kg/m 3 . Zeven van de in totaal 153 onderzochte
betonsamenstellingen bevatten ca. 225 kg/m 3 kalksteenmeel. Er lijkt geen belangrijke invloed van het
kalksteenmeel op de RCM-waarde te zijn; daarom is de aanwezigheid van kalksteenmeel niet apart
aangegeven. Voor portland met 30% vliegas zijn slechts 2 mengsels onderzocht. Een aanvullende
dataset is beschikbaar uit onderzoek (voor projectorganisatie HSL-Zuid door TNO) aan beton met
portland en vliegas (21%) met en zonder polypropyleenvezels (PP-v) met in totaal vier verschillende
gehalten PP-v. Uit analyse hiervan is gebleken dat het PP-v gehalte binnen de spreiding geen effect
had op de DRCM. Daarom zijn deze resultaten toegevoegd aan het overzicht (als aparte groep). Later
hebben ENCI [Cheizoo 2007] en Cementbouw [Van der Weij 2007] aanvullende gegevens
aangeleverd over beton met vliegas of vliegascement, evenals over hoogovencementbeton met lagere
slakgehalten dan 50%.
De meeste metingen zijn in drievoud uitgevoerd; enkele in tweevoud en enkele in vijf-, zes- of
negenvoud; één groep is gemeten in 18-voud. De proeven zijn uitgevoerd door vier Nederlandse
laboratoria: INTRON, NEBEST, NPC en TNO. Opgemerkt wordt dat de laboratoria de RCM-proef op
verschillende manieren hebben uitgevoerd. Mogelijke verschillen hierdoor in de resultaten zijn
genegeerd, met één uitzondering (zie verder). Later zijn data ingebracht door ENCI en Cementbouw,
uit hun eigen laboratoria. Deze data zijn niet opgenomen in tabel 2.8, maar zijn wel meegenomen in
de analyse van de verouderingsexponent (tabel 2.6).
Tabel 2.8. Overzicht betonsamenstellingen voor de ingebrachte RCM-meetwaarden; waarden
tussen haakjes betreffen enkele (uitzonderings)gevallen binnen de betreffende
groep
bindmiddel
(zoals opgegeven)
portland
CEM I
hoogoven CEM III
/A of /B
portland CEM I +
hoogoven CEM III
/A of /B
portland CEM I +
vliegas
portland CEM I +
vliegas
aantal
metingen
aantal mengsels
per
ouderdom
ouderdom
(dag)
wbf toegepast
bindmiddel
91 27 28 - 1090 0,38 – 0,65 CEM I 32.5 R,
52.5 N, 52.5 R
166 51 28 – 1090 0,35 – 0,65 slak 57 – 76%
(35 - 50%)
141 44 28 – 1090 0,35 – 0,45 slak 25 – 50 %
(65%)
24 2 28 – 1090 0,35; 0,45 30% vliegas
36 1 (4)* 28 – 365 0,30 21% vliegas met
en zonder
PP-vezels *
hoogoven CEM III 84 18 28 - 365 0,33 – 0,48 6 – 58% vliegas;

A of /B + vliegas 32 – 72% slak
composiet CEM V/A 12 1 28 - 1090 0,45 25% vliegas en
25% slak
* zie opmerking in tekst
Analyse meetresultaten en invoer voor berekeningen
Naar verwachting zijn de belangrijkste invloeden op de RCM-waarde:
• bindmiddel (cementsoort, toevoegingen)
• waterbindmiddelfactor (w/b)
• ouderdom.
Om de gegevens te analyseren zijn zij eerst onderverdeeld naar bindmiddel (zoals aangegeven in
tabel 2.4). Vervolgens zijn zij verdeeld in groepen met vergelijkbare ouderdom. Hierbij zijn metingen
van 28 tot 35 dagen bij elkaar genomen (hier verder genoemd “rond 28 dagen”). Vervolgens is de
invloed van de water-bindmiddelfactor geanalyseerd voor de groepen met een bepaald bindmiddel en
een ouderdom van rond 28 dagen. Hierbij wordt vliegas geheel meegerekend als bindmiddel.
Uit de analyse blijkt dat er een bij benadering lineair verband bestaat tussen de waterbindmiddelfactor
en de RCM-waarde rond 28 dagen, van de vorm:
DRCM,28d = A (w/b) + B (14)
Uit analyse blijkt dat de regressiecoëfficiënten A en B sterk verschillen per bindmiddel. Tabel 2.9 geeft
de afgeronde waarden van A en B. De resultaten worden per bindmiddelsoort besproken.
Portlandcement vertoont een sterke afhankelijkheid (grote waarde voor A, hier ca. 125).
Voor bindmiddelen op basis van portlandcement plus hoogovencement of pure hoogovencement
geven metingen uit verschillende laboratoria verschillende resultaten voor A en B. Dit wordt vooral
veroorzaakt door de spreiding tussen verschillende laboratoria. Voor bindmiddelen met een hoger
slakgehalte dan 45% is gekozen voor A en B van de grootste homogene groep data uit één lab, in dit
geval TNO. Hiermee komt A op ongeveer 12,5.
Voor mengsels van portland + hoogovencement met 25-38% slak is de variatie in toegepaste wbf
(0,38-0,45) te gering om een betrouwbare relatie te geven; hiervoor zijn dus geen waarden voor A en
B beschikbaar. Omdat portland- + hoogovencement met een totaal slakgehalte tussen 25 en 38% in
de prefabindustrie veel wordt toegepast, is dit een belangrijke groep. Hoewel de wbf-afhankelijkheid
niet kan worden bepaald, kan wel een gemiddelde DRCM,28 voor deze groep worden berekend. Het
gemiddelde van de gevonden waarden voor 25-38% slak is 3,1 * 10 -12 m 2 /s. Hierbij moet worden
meegenomen dat alle data in deze groep door één lab zijn bepaald. Bij groepsgewijze vergelijking met

andere labs hebben de resultaten van dit laboratorium een systematisch lagere uitkomst, ook binnen
de aanwezige spreiding. Vergelijking van dit lab met de andere labs voor zowel de groepen
hoogovencement met 48-60% slak als voor pure portlandcement levert een correctiefactor van ca. 1,4
(voor resultaten op 28 dagen ouderdom). Blijkbaar is deze correctiefactor niet afhankelijk van het
slakgehalte. Daarom mag zij ook worden toegepast op de groep data voor 25-38% slak. Daarmee
wordt de gemiddelde gecorrigeerde DRCM,28 voor bindmiddelen met 25-38% slak en een wbf 0,38 -
0,45 dus 4,3 * 10 -12 m 2 /s.
Voor portland met vliegas zijn slechts weinig data beschikbaar: twee mengsels met 30% vliegas (wbf
0,35 en 0,45) en een groep (van vier) mengsels zonder en met polypropyleenvezels en 21% vliegas
(w/b 0,30). Omdat het PP-v gehalte binnen de spreiding geen effect heeft op de DRCM is deze groep
als één mengsel geteld en zijn de resultaten gezamenlijk geanalyseerd. De regressieparameter A voor
deze portland-vliegasmengsels komt daarmee op 37.
Tabel 2.9. Regressieparameters A en B voor het lineaire verband volgens (14) tussen wbf en DRCM
rond 28 dagen; COV is de variatiecoëfficiënt
bindmiddel
(zoals
opgegeven)
portland
CEM I
hoogoven
CEM III /A of /B
portland CEM I +
hoogoven
CEM III /A of /B
portland CEM I +
vliegas
* zie opmerking in tekst
aantal
mengsels
(metingen)
A *
10 -12
m 2 /s
B *
10 -12
m 2 /s
Het verband tussen w/b en DRCM,28 d op basis van de parameters A en B in tabel 2.9 voor
portlandcement, hoogovencement (met >45% slak) en portlandcement met 21-30% vliegas zijn
uitgezet in figuur 2.11.
Resultaten uit de literatuur [Gehlen 2000] en [Frederiksen et al. 1997] zijn geanalyseerd, waarbij
vergelijkbare relaties tussen w/b en DRCM,28 werden gevonden. Deze zijn weergegeven in tabel 2.10.
Ook resultaten van ENCI [ENCI 2007] en Cementbouw [Van der Weij 2007] geven vergelijkbare
verbanden tussen w/b en DRCM,28.
Bij vergelijking tussen tabellen 2.9 (dit onderzoek) en 2.10 (literatuurdata) blijkt dat de belangrijkste
regressieparameter A steeds van dezelfde orde van grootte is, voor portlandcement ca. 100, voor
hoogovencement ca. 10 en voor portlandcement met vliegas ca. 40. Dit ondersteunt de interpretatie
COV
(%)
wbf (-) opmerkingen
(daadwerkelijk
toegepast)
15 (55) 125 -42 30 0,38 – 0,65 32.5 R,
52.5 N,
52.5 R
24 (81) 12,5 -1,6 25 0,35 – 0,65 slak 46 – 76%
19 geen goede fit * 0,38 – 0,45 slak 25 – 38 %
3 (18) 37 -4 - 0,30 – 0,45 21 of 30% vliegas

dat het verband tussen wcf of wbf en DRCM,28 sterk afhankelijk is van het type bindmiddel. Dit heeft
ongetwijfeld te maken met het effect op de poriestructuur van het hydrateren van slak en vliegas en
vermoedelijk ook met de periode waarin deze materialen hun belangrijkste hydratatie-activiteit
vertonen in relatie tot het tijdstip van beproeving.
D(RCM) * 10^12 m2/s
40
30
20
10
0
Figuur 2.11. Lineair verband tussen wbf en RCM-waarde op ca. 28 dagen ouderdom, voor CEM I en
CEM III/A of /B (>45% slak) en CEM I met 20-30% vliegas (gemeten 0,30 – 0,45; stippellijn
voor wbf > 0,45 is extrapolatie)
Tabel 2.10. Regressieparameters A en B voor lineair verband tussen wbf en DRCM op 28 dagen volgens
literatuur [Gehlen 2000, Frederiksen et al. 1997]
bindmiddel A B wbf bron opmerkingen
portland
CEM I
84 -26 0,40 – 0,60 Gehlen CEM I 42.5 R
portland
CEM I
hoogoven
CEM III/B
portland +
silica fume
portland +
vliegas
CEM I
CEM III/A&B slak > 45%
CEM I 52.5 R + 21-30% vliegas
vliegas extrapolatie
0.30 0.35 0.40 0.45 0.50 0.55 0.60 0.65
w/b
83 -19 0,30 – 0,70 Frederiksen CEM I 42.5 HS (ASTM
V), C3A arm
10 -2,6 0,40 – 0,60 Gehlen slak >65%
4.2 +3 0,35 – 0,55 Gehlen CEM I 42.5 R + 5%
silica fume
45 -13 0,40 – 0,60 Gehlen CEM I 42.5 R + 18%
vliegas

Nadrukkelijk wordt opgemerkt dat met formule (14) en de gevonden coëfficiënten A en B géén “echte”
waarden voor DRCM,28 kunnen worden berekend voor specifieke betonmengsels. Met name van
Portlandcement is bekend dat verschillende fabrikaten en typen sterk uiteenlopende RCM-waarden
kunnen opleveren (bij overigens vergelijkbare samenstelling). Deze analyse is uitgevoerd ten behoeve
van de berekeningen voor de leidraad. Bij toepassing mag men waarschijnlijk wel rekening houden
met de aangegeven trends. Bij toepassing van de leidraad in de praktijk moet altijd een gemeten
resultaat bepalend zijn voor de beoordeling van een specifiek mengsel.
Op grond van de analyse van RCM-resultaten zijn met de huidige betontechnologie haalbare waarden
gevonden voor de verschillende bindmiddelen, met als randvoorwaarde een wbf kleiner dan of gelijk
aan 0,55. Zij staan aangegeven in tabel 2.11.
Tabel 2.11. Haalbare DRCM-waarden op 28 dagen voor de verschillende bindmiddelen (wbf < 0,55)
bindmiddel DRCM,28 * 10 -12 m 2 /s
CEM I 5 – 27
CEM I + III, 25 – 50% slak 4 – 10
CEM III/A of III/B, 50 – 80% slak 2 – 8
CEM I met 20 – 30% vliegas,
CEM II/B-V
8 – 25
2.5.6. Samenvatting: proefmethoden en toepassingswijze
Sinds de invoering van het diffusieconcept voor chloridetransport in beton rond 1970 zijn
chlorideprofielen geanalyseerd uit constructies in het veld en zijn proefmethoden ontwikkeld voor het
testen van cementpasta, mortel en beton. Sinds ca. 1990 is een toenemend aantal proefmethoden
gestandaardiseerd. Midden jaren 1990 zijn proefmethoden gekoppeld aan modellen voor
levensduurontwerp. Gaandeweg is kennis ontstaan over de invloed van de samenstelling
(cementsoort, wcf etc) en is ervaring opgedaan met diverse proefmethoden.
Uit het overzicht komen de volgende methoden naar voren die relevant kunnen zijn.
De APM-methode is internationaal gestandaardiseerd (NT Build 443) en ook in Nederland vastgelegd
(CUR-Aanbeveling 48); er is ervaring mee in Nederland. De expositieduur is vijf weken. Om grote
veranderingen in het beton door hydratatie van slak en vliegas tijdens de proefduur te vermijden, is de
minimumouderdom waarop deze proef verantwoord kan worden toegepast tenminste drie maanden.
De proef is door zijn (kwalitatieve) overeenkomst met het chloridetransportproces in het veld in
principe geschikt als beproevingsmethode. De lange beproevingsduur en de relatief grote inspanning
(laagjes afslijpen, veel chlorideanalyses, hoge kosten) maken deze proef minder geschikt voor
beoordeling, selectie en toetsing van betonmengsels in het ontwerpproces.

De RCM-methode is internationaal gestandaardiseerd (NT Build 492) en er is ervaring mee in
Nederland (ca. 500 proefresultaten zijn ingebracht in VC81). Opgemerkt wordt dat er in het verleden
verschillen waren in de uitvoering door verschillende laboratoria, zoals is gebleken in een STUTECHwerkgroep.
In 2006 en 2007 heeft harmonisatie plaatsgevonden, die in 2007 wordt ondersteund door
een ringonderzoek. De uitvoering is snel en relatief goedkoop en de spreiding is beperkt. De
resultaten weerspiegelen de belangrijkste verwachte relaties met cementsoort, watercementfactor en
verhardingsduur. Deze proef is geschikt voor het beoogde doel, namelijk snel mengsels te kunnen
selecteren en toetsen. Het proefresultaat kan rechtstreeks worden gebruikt in het DuraCrete model
voor het voorspellen van initiatie van corrosie door chloride-indringing. Mede gezien de korte
beproevingsduur en de relatief lage kosten is deze methode geschikt als “standaard” methode.
De diffusiecelmethode is alleen geschikt voor het beproeven van dunne plakjes en daardoor alleen
voor cementpasta en mortel, niet voor beton. Bij dikkere monsters duurt de proef te lang, voor dichte
samenstellingen meer dan een jaar. Deze proef is daarom niet geschikt voor het beoordelen en
selecteren van mengsels tijdens het ontwerpproces.
De Twee Elektrode Methode (TEM) voor bepaling van de specifieke elektrische weerstand is niet
gestandaardiseerd. De proef is zo simpel dat deze gemakkelijk en goed in een betonlab of op de
bouwplaats kan worden uitgevoerd, bijvoorbeeld op kubussen die ook worden beproefd op
druksterkte. De methode is snel en goedkoop. De correlatie met andere methoden is bekend of kan
vrij eenvoudig nader worden vastgesteld. Er is reeds enige jaren ervaring met TEM, met name in de
prefabindustrie. Deze methode is geschikt voor routinecontrole van beton, bijvoorbeeld voor
kwaliteitsbewaking.
De Wenner methode voor het bepalen van de elektrische weerstand is in principe ook geschikt voor
meten aan kubussen en voor meten aan het oppervlak van constructies. Voor meten aan kubussen is
deze methode minder nauwkeurig dan TEM. De Wenner methode is mogelijk geschikt voor metingen
aan een constructie, bijvoorbeeld in het kader van opleveringscontrole.
Op grond van het bovenstaande is in de commissie besloten als volgt om te gaan met de diverse
methoden:
• RCM is gekozen als standaardmethode voor beoordeling, ontwikkeling en toetsing van
betonsamenstellingen in het kader van levensduurontwerp;
• TEM is gekozen als methode voor kwaliteitsbewaking in de productie.
Om ongewenst grote spreiding te vermijden, is de TEM-methode nauwkeurig vastgelegd in deel lll van
deze Leidraad, terwijl de RCM-methode is vastgelegd in het rapport RWS-DI/CT2009-JoGu01,
‘Onderzoek naar de bepaling van de chloride-migratiecoëfficiënt als maat voor de betonkwaliteit’. Dit
rapport verschijnt eind maart 2009. Bij deze methoden worden vermeld:
• het proefvoorschrift (aard monsters, voorbehandeling, uitvoering, aflezing, interpretatie)
• het aantal te beproeven monsters in relatie tot bv. de maximale korrelgrootte.

2.6. Validatie van modeluitkomsten aan veldwaarnemingen
Een beperkte reeks praktijkwaarnemingen is geanalyseerd om het gebruikte model te valideren. Tabel
2.12 geeft deze gevallen kort weer. In de kolommen met de kopjes “Cs” en “diepte 0,5% Cl” worden de
gevonden uitkomsten (subkopje “object”) en die uit het model (subkopje “model”) weergegeven. De
modelberekeningen zijn deterministisch gemaakt op grond van de invoerparameters in Bijlage A.
Tabel 2.12. Chloride-indringing in praktijkgevallen en vergelijking met modeluitkomsten
cement objectinformatie Cs (%m/m t.o.v.
cement)
Bruinse sluis (16j)**: wcf = 0,50 →
DCl = 4.10
* CUR-rapport 215
** CUR-rapport 100
*** CUR-rapport 2000-2
-12 (m 2 /s)
Vlissingen middensluis (26j)**: wcf
= 0,65 → DCl = 7.10 -12 (m 2 /s)
Vlissingen buitenkadesluis (49j)**:
wcf = ?? DCl = 7.10 -12 (m 2 /s)?
Veere schutsluis (27j)**: wcf = ??
DCl = 6.10 -12 (m 2 /s)?
Zandkreekdamsluis (18j)**: wcf =
0,49 → DCl = 4.10 -12 (m 2 /s)
diepte 0,5% Cl
(m/m)
opmerkingen
object model object model
CEM l Pier Scheveningen* (41j), DCl =
5.10 -12 (m 2 /s), prefab platen
3,5 3,0 30 30
Idem, prefab balken 2,5 3,0 38 30
CEM Betonwegdek A73 *** (14j), wcf =
ll/B-V 0,42 DCl = 11.10 -12 (m 2 6 1,5 13 25 hoge Cs (strooizouten?!);
/s); 3,9
lagere indringing door
%V/V lucht!!
luchtbelletjes
CEM Pier Scheveningen* (41j); ter
lll/B plaatse gestort beton, wcf = 0,55
→ DCl = 6.10 -12 (m 2 2,5 3,0 38 35
/s)
1,5 à 3 3,0 18-27 22 beton bevat 30 kg/m 3
2,5 3,0 30-32 33
De vergelijking van voorspelde en waargenomen oppervlaktegehalten en indringdiepten laat zien dat
in de meeste gevallen de voorspelling correct is en in enkele gevallen lager en in enkele gevallen
hoger uitkomt. Over het geheel gezien geeft het model dus een goede voorspelling. Hiermee is het
model gevalideerd.
tras
2,5-4 3,0 55-60 38 wcf niet bekend, daarom
D0 aangenomen waarde
3,5-4 3,0 40-43 30
2 3,0 25-30 22

2.7. Toegevoegde waarde en beperkingen van huidige leidraad
De toegevoegde waarde van deze leidraad ten opzichte van de huidige regelgeving ligt in de volgende
aspecten:
• hij is kwantitatief; de (ontwerp)levensduur is een gespecifeerde periode met een duidelijk
eindpunt (bereiken kritisch chloridegehalte);
• hij is prestatiegericht en aantoonbaar, waarbij de prestatie een voldoende kleine kans op
corrosie-initiatie is;
• hij houdt rekening met onzekerheden (probabilistische grondslag);
• daarmee is de methodiek achter de leidraad analoog aan die voor het ontwerpen op
sterkte;
• hij biedt de mogelijkheid van het uitruilen van bijvoorbeeld de dichtheid van het beton voor
chloridetransport tegen de betondekking;
• hij biedt een grondslag voor optimalisatie;
• hij biedt een grondslag voor het beoordelen van afwijkingen;
• de methodiek staat in principe toe dat nieuwe informatie en inzichten worden ingebouwd;
• de methodiek is in principe geschikt voor gebruik met nieuwe betonsamenstellingen en
bindmiddelen;
• de leidraad is eenvoudig toepasbaar;
• de mogelijkheid voor kwaliteitsborging is aanwezig.
De beperkingen betreffen de volgende aspecten:
• de leidraad is beperkt tot initiatie van corrosie door het indringen van chloride;
• hij is gebonden aan randvoorwaarden qua betonsamenstelling;
• het model en de invoerwaarden bevatten onzekerheden, waarmee rekening is gehouden
door de probabilistische benadering en door validatie aan praktijkgevallen.
2.8. Behoefte aan verdere ontwikkelingen in bovengenoemde aspecten
Er is behoefte aan verdere ontwikkeling van de methodiek voor het ontwerpen en bouwen op
levensduur. Het uiteindelijke doel daarvan is dat betere voorschriften beschikbaar komen. Dit vereist
dat een aantal witte vlekken in de kennis wordt ingevuld. De witte vlekken betreffen vier categorieën
van informatie, waarbinnen deelaspecten kunnen worden onderscheiden. Deze categorieën zijn:
a) Verbeteren van de modellering van initiatie van corrosie
b) Opnemen van de propagatieperiode, waarin daadwerkelijk corrosie(schade) optreedt
c) Ontwikkelen van methoden voor het vaststellen van de gerealiseerde duurzaamheid in het
werk
d) Het gebruik van de methodiek bij beheer en onderhoud van constructies
e) Ontwikkelen van kennis voor het toepassen op betonsoorten met afwijkende samenstelling
(buiten NEN 6720/NEN-EN 206-1 + NEN 8005).

Voor elk van deze categorieën kunnen deelaspecten worden aangegeven. Onderstaand een aanzet
daartoe, waarbij doelen en middelen door elkaar worden aangegeven.
a) initiatie van corrosie
a)1. verbeteren van de parameters in het huidige model : oppervlaktegehalte, verouderingsexponent,
milieucoëfficiënt, nabehandelingscoëfficiënt; kritisch chloridegehalte; uitvoeringsaspecten (spreiding
dekking, invloed nabehandeling)
a)2. onderzoek naar chloride-indringing en corrosie aan bestaande constructies (bijvoorbeeld bij
sloop) en goed-gedocumenteerde oude proefstukken
a)3. verbeteren van de modellen door rekening te houden met wiskundig juistere formules,
limietwaarde (groter dan 0) voor D op lange termijn, vocht- en temperatuurwisselingen, interacties met
bijvoorbeeld carbonatatie
Een en ander zou moeten worden bereikt door:
• bestuderen van de literatuur
• verzamelen van data (oude data, bv. DuraCrete, CHLORTEST, CUR B82), nieuwe data,
zie a)2.)
• probabilistische analyse van data
• toetsen en verbeteren van modellen
b) propagatie van corrosie
b)1. corrosiesnelheid als functie van materiaal, milieu en dekking;
b)2. scheurvorming en afdrukken dekking;
b)3. effect van corrosie op voorspanstaal en de uiteindelijk draagkracht en veiligheid
c) vaststellen van de gerealiseerde duurzaamheid in het werk
c)1. ontwikkelen van procedures voor het meten en beoordelen van de betondekking
(nauwkeurigheid, statistiek, steekproefgrootte)
c)2. ontwikkelen van procedures en methoden voor het bepalen van de gerealiseerde weerstand
tegen chloride-indringing (steekproefgrootte voor destructief onderzoek, niet-destructieve methoden)
c)3. vastleggen in een opleveringsdocument ten behoeve van beheer en onderhoud (geboortecertificaat)
d) gebruik van de methodiek bij beheer en onderhoud van constructies
d)1. toepassen van de methodiek voor levensduurontwerp bij het beoordelen van bestaande
constructies
d)2. economische aspecten zoals optimalisatie van initiele kosten tegenover kosten tijdens beheer en
onderhoud, optimaal tijdstip voor reparatie of bescherming, risicobenadering, levenscyclusanalyse
(LCM)
e) uitbreiden van de methodiek voor betonsoorten met afwijkende samenstelling (buiten NEN
6720/NEN-EN 206-1 + NEN 8005).

e)1. lagere klinker- of cementgehalten en combinaties van hoogovenslak en vliegas, hogere wbf,
andere toeslagmaterialen, andere toevoegingen (polymeren)
Literatuur
Andrade, C., Sanjuan, M.A., Recuero, A., Rio, O., 1994, Calculation of chloride diffusivity in concrete
from migration experiments, in non steady-state conditions, Cement and Concrete Research, 24
(7), 1214-1228
Arup, H., Sørensen, B., Frederiksen, J., Thaulow, N., 1993, The rapid chloride permeation test - an
assessment, paper 334, NACE Corrosion'93
Bamforth, P.B., Chapman-Andrews, J., 1994, Long term performance of RC elements under UK
coastal conditions, Proc. Int. Conf. on Corrosion and Corrosion Protection of Steel in Concrete,
ed. R.N. Swamy, Sheffield Academic Press, 24-29 July, 139-156
Bamforth, P.B., 1997, Corrosion of reinforcement in concrete caused by wetting and drying cycles in
chloride-containing environments - Results obtained from RC blocks exposed for 9 years
adjacent to bridge piers on the A19 near Middlesborough, Taywood Engineering Ltd report
PBB/BM/1746
Basheer, P.A.M, 2001, Permeation Analysis, Paper no.16 in Handbook of Analytical Techniques in
Concrete Science and Technology, ed. V.S. Ramachandran & J.J. Beaudoin, William Andrew
Publishing / Noyes Publications, New York, 658-737
Boutz et al., 2007, Service life design by numerically modelling chloride ingress in concrete,
International fib Symposium 2008 Tailor Made Concrete Structures: New Solutions for our
Society, 39
Breit, W., 2001, Critical corrosion inducing chloride content – State of the art and new investigation
results, VDZ BB, 145 – 168
Castellote, M., Andrade, C., 2006, Round-Robin Test on methods for determining chloride transport
parameters in concrete, Materials and Structures, Vol. 39, no.10, 955-990
Cheizoo, A./ENCI, 2007, Measurements with the Rapid Chloride Migration test, Commercial
department HC Benelux, projectnummer 00016-07354, stuknummer VC81-99
CHLORTEST/Tang Luping, 2005, Guideline for Practical Use of Methods for Testing the Resistance of
Concrete to Chloride Ingress, CHLORTEST Deliverable D23, EU project GRD1-2002-71808, SP,
Boras, Sweden, 271 pp.
Climent, M. A., Vera, G. de, Lopez, J., Garcia, C., Andrade, C., 2000, Transport of chlorides through
non-saturated concrete after initial limited chloride supply, Proc. 2nd International RILEM
Workshop Testing and Modelling Chloride Ingress into Concrete, C. Andrade, J. Kropp, Eds.,
PRO 19, RILEM Publications, 173-187
Collepardi, M., Marcialis, A., Turriziani, R., 1972, Penetration of Chloride Ions into Cement Pastes and
Concretes, J.Am.Cer.Soc., Vol. 55, 534-535
CUR-rapport 215 Duurzaamheid mariene betonconstructies, 2005, Stichting CUR, Gouda
DuraCrete, 2000, DuraCrete Final Technical Report R17, Document BE95-1347/R17, The European
Union – Brite EuRam III, DuraCrete – Probabilistic Performance based Durability Design of

Concrete Structures, CUR, Gouda
DuraCrete R8, 1999, Compliance Testing for Probabilistic Design Purposes, Document BE95-
1347/R8, CUR, Gouda
Frederiksen, J.M., Sorensen, H.E., Andersen, A., Klinghoffer, O, 1997, The effect of the w/c ratio on
chloride transport into concrete – immersion, migration and resistivity tests, HETEK report no. 54,
Danish Road Directorate, Copenhagen, ISBN 87-7492-735-8
Gaal, G.C.M., 2004, Prediction of Deterioration of concrete bridges, Ph.D. thesis, Delft University
Press, Delft
Gaal, G.C.M, Polder, R.B., Walraven, J.C., Veen, C. van der, 2003, Critical chloride content – state of
the art, Proc. 10th International Conference Structural Faults and Repair, Ed. M.C. Forde,
Engineering Technics Press Edinburgh, ISBN 0-947644-53-9 (CD-ROM)
Gehlen, C., 2000, Probabilistische Lebensdauerbemessung von Stahlbetonbauwerken, Deutscher
Ausschuss für Stahlbeton 510, Berlin
Hageman, J.G., 1982, The lifetime of the Eastern Scheldt Barrier, Adviesbureau Ir.J.G. Hageman c.i.
B.V., Rijswijk, Report 1337-1-0
Maage, M., Helland, S., Poulsen, E., Vennesland, O., Carlsen, J.E., 1996, Service life prediction of
existing concrete structures exposed to marine environment, ACI Materials Journal, 602-608
Meijers, S.J.H., 2003, Computational Modelling of Chloride Ingress in Concrete, Ph.D. thesis, TUDelft
Page, C.L., Short, N. R., El Tarras, A., 1981, Diffusion of chloride ions in hardened cement paste,
Cement and Concrete Research, Vol. 11, 395-406
Polder, R.B., Ketelaars, M.B.G., 1991, Electrical resistance of blast furnace slag cement and ordinary
portland cement concretes, Proc. Int. Conf. Blended Cements in Construction, ed. R.N. Swamy,
Elsevier, 401-415
Polder, R.B., Bamforth, P.B., Basheer, M., Chapman-Andrews, J., Cigna, R., Jafar, M.I., Mazzoni, A.,
Nolan, E., Wojtas, H., 1994, Reinforcement Corrosion and Concrete Resistivity - state of the art,
laboratory and field results -, Proc. Int. Conf. Corrosion and Corrosion Protection of Steel in
Concrete, ed. R.N. Swamy, Sheffield Academic Press, 571-580
Polder, R.B., 1996, Durability of new types of concrete for marine environments, report 96-3, CUR,
Gouda
Polder, R.B., Larbi, J.A., 1996, Investigation of concrete exposed to North Sea water submersion for
16 years, CUR report 96-4, Gouda
Polder, R.B., 1997, Chloride diffusion and resistivity testing of five concrete mixes for marine
environment, Proc. RILEM. International Workshop on Chloride Penetration into Concrete, St-
Remy-les-Chevreuses, October 15-18, 1995, Eds. L.-O. Nilsson, P. Ollivier, RILEM, 225-233
Polder, R. B., 2000, Draft RILEM Technical Recommendation Test methods for on site measurement
of resistivity of concrete, Materials and Structures, Vol. 33, 603-611
Polder, R.B., Visser, J., 2004, Redistribution of chloride in blended cement concrete during storage in
various climates, Third RILEM workshop on Testing and Modelling the Chloride Ingress in
Concrete, Eds. C. Andrade and J. Kropp, 9-10 September 2002, Madrid, RILEM Publication PRO
38, Bagneux, 347-360
Polder, R.B., Rooij, M.R. de, 2005, Durability of marine concrete structures – field investigations and
modelling, HERON, Vol. 50 (3), 133-143

Polder, R.B., 2007, Levensduurontwerp Groene Hart Tunnel: boortunnel, toeritten en overige delen,
syllabus Delft Cluster Symposium Levensduur en Onderhoud van de Groene Harttunnel, 26 april
2007, TNO Bouw en Ondergrond, 13-19
Rooij, M.R. de, Polder, R.B., 2005, Toestand van betonconstructies aan zee, Cement, no. 8, 72-76
Rooij, M.R. de, Polder, R.B., 2007, Validatie van de duurzaamheid van ter plaatse gestort beton in de
Groene Hart Tunnel, syllabus Delft Cluster Symposium Levensduur en Onderhoud van de
Groene Harttunnel, 26 april 2007, TNO Bouw en Ondergrond, 45-50
Siemes, T., Schiessl, P., Rostam, S., 2000, Future developments of service life design of concrete
structures on the basis of DuraCrete, In: Service life prediction and ageing management of
Concrete Structures, ed. D. Naus, RILEM, 167-176
Siemes, A.J.M., Vrouwenvelder, A.C.W.M., Beukel, A. van den, 1985, Durability of buildings: a
reliability analysis, HERON Vol. 30 (3), 2-48
Tang, L., Nilsson, L.-O., 1992, Rapid determination of chloride diffusivity of concrete by applying an
electric field, ACI Materials Journal, Vol. 49 (1), 49-53
Tang, L., 1996, Electrically accelerated methods for determining chloride diffusivity in concrete,
Magazine of Concrete Research, Vol. 48, 173-179
Tang, L., Sørensen, H.E., 2001, Precision of the Nordic test methods for measuring the chloride
diffusion/migration coefficients of concrete, Materials and Structures, Vol. 34, October, 479-485
Tritthart, J., Geymayer, H., 1985, Änderungen des elektrischen Widerstandes in austrocknendem
Beton, Zement und Beton, Vol. 1, 74-79
Van der Weij, E., 2007, Resultaten RCM proeven Cementbouw, tweede versie 23 april 2007
Visser, J., Polder, R.B., 2000, PRINDUCEB II-7: DuraCem - Phase 3: Additional investigation of the
influence of the type of cement on the resistance of concrete against reinforcement corrosion,
TNO Building and Construction report 2000-BT-MK-R0247
Visser, J. H.M., Polder, R.B., 2006, Concrete Binder Performance Evaluation in Service Life Design,
ConcreteLife'06 - International RILEM-JCI Seminar on Concrete Durability and Service Life
Planning: Curing, Crack Control, Performance in Harsh Environments, 14 - 16 March 2006, Dead
Sea, Israel
Visser, J.H.M., Gaal, G.C.M., Rooij, M.R. de, 2004, Time dependency of chloride diffusion coefficients
in concrete, Third RILEM workshop on Testing and Modelling the Chloride Ingress in Concrete,
Eds. C. Andrade and J. Kropp, 9-10 September 2002, Madrid, RILEM Publication PRO 38,
Bagneux, 423-434
Vries, J. de, 2007, Beschrijving hoofdlijnen tunnel, programma van eisen met nadruk op Levensduur,
syllabus Delft Cluster Symposium Levensduur en Onderhoud van de Groene Harttunnel, 26 april
2007, TNO Bouw en Ondergrond, 5-12
Wegen, G. van der, Bescherming van wapening tegen door chloride-ionen geïnduceerde corrosie bij
vliegascementbeton, Nationaal Onderzoek Kolenreststoffen, INTRON rapport 86269

Bijlage A: Statistische informatie over parameters voor probabilistische
berekeningen
parameter symbool µ σ VC verdeling eenheid
oppervlaktegehalte CS
XS2, XS3 3,0 0,8 - normaal % chloride op
cementmassa
XS1, XD1, XD2, XD3 1,5 0,4 - idem Idem
Initieel
chloridegehalte
Ci 0,10 0,025 - idem idem
Omgevingscoëfficiënt
Spatzone aan zee
ke
CEM I 0,27 8% normaal -
CEM I 20-30%vliegas,
CEM III, 25-50% slak
0,53 8%
CEM III 50-80% slak
atmosferisch
0,78 8%
CEM I 0,68 8%
CEM I 20-30%vliegas,
CEM III, 25-50% slak
1,33 8%
CEM III 50-80% slak 1,97 8%
coëfficiënt voor
nabehandeling
kc
1 dag 2,08 - - deterministisch -
3 dagen 1,5
7 dagen 1,0
28 dagen 0,79
verouderingsexponent nCl 15% Beta, a=0,
b=1
Zie tabel 2.6, bijv.
CEM I,
XD1,XD2, XD3, XS1
Kritisch
chloridegehalte
Chloridediffusiecoëfficiënt
61
0,60 -
Ccrit 0,60 0,20 lognormaal % chloride op
cementmassa
D0,28
Meetwaarde
10-
25%
lognormaal m 2 /s
betondekking X
Prefab nominaal 0,005 lognormaal m
Ter plaatse gestort 0,010 lognormaal m

3. DEEL III: BESCHRIJVING TESTMETHODEN
Specifieke elektrische weerstand (TEM)
Bepaling van de specifieke elektrische weerstand van beton met de Twee Elektroden Methode
(TEM).
Onderwerp
Dit voorschrift beschrijft een methode voor het bepalen van de specifieke elektrische weerstand van
verhard beton, de Twee Elektroden Methode (TEM).
Toepassingsgebied
De methode is toepasbaar op betonproefstukken die niet zijn uitgedroogd uit de productie van beton
op de centrale, op de bouwplaats, in de fabriek of in het laboratorium. Hiervoor kunnen kubussen,
bijvoorbeeld voor de beproeving op druksterkte of andere rechthoekige of cilindervormige
proefstukken worden gebruikt.
De methode is bedoeld voor kwaliteitscontrole van beton dat is gekarakteriseerd en geselecteerd
(“ontworpen”) op basis van de weerstand tegen chloridepenetratie bepaald met de standaardmethode
daarvoor (RCM).
De proefstukken moeten vrij zijn van productiefouten zoals holten en zichtbare scheuren.
Het is belangrijk in gedachte te houden dat de waarde van de specifieke weerstand afhangt van de
temperatuur en de vochtigheid van het beton, evenals van de samenstelling, de nabehandeling en de
ouderdom (rijpheid). Met name beton met hoogovenslak en vliegas vertoont een toename van de
weerstand met de ouderdom die doorgaat na het bereiken van een ouderdom van 28 dagen.
Standaardomstandigheden voor het bewaren van proefstukken zijn: geheel ondergedompeld in een
waterbak bij 20°C.
Afwijkingen van de standaardomstandigheden qua temperatuur bij het bewaren van de monsters zijn
toegestaan. In geval van afwijkingen op dit punt moet de werkelijke bewaartemperatuur in het
testrapport nauwkeurig worden aangegeven.
Referenties
Polder, R. B., 2000, Draft RILEM Technical Recommendation Test methods for on site measurement
of resistivity of concrete, Materials and Structures, Vol. 33, 603-611
Proefstukken
62

Proefstukken voor de bepaling van de specifieke elektrische weerstand zijn kubussen zoals te
gebruiken voor druk- en treksterkte, prisma’s of gestorte of geboorde cilinders. Zij moeten
representatief zijn voor het te onderzoeken beton. Zij moeten bij beproeving 28 dagen oud zijn.
Tenminste drie proefstukken moeten worden beproefd. De kleinste afmeting moet ten minste 75 mm
zijn, maar niet kleiner dan drie maal de grootste korrelafmeting. De afmetingen van het proefstuk
worden nauwkeurig opgemeten conform NEN-EN 12390-1.
Beproevingsmethode
Principe
Een met water verzadigd proefstuk wordt tussen twee stalen platen voorzien van een bevochtigde
sponsdoek geplaatst met een bovengewicht van 5 kg. De Ohmse weerstand wordt gemeten door een
lage spanning over de platen te zetten en de stroom te meten. Hieruit wordt de specifieke weerstand
bepaald door vermenigvuldigen met een geometrie-afhankelijke celconstante. De afmetingen van het
proefstuk worden hiertoe nauwkeurig opgemeten. Om afwijkingen door polarisatie aan de stalen
platen te vermijden wordt met wisselspanning gemeten met een frequentie van 50 – 1000 Hz.
Figuur 1. Opzet van de bepaling van de elektrische weerstand van betonproefstukken
Apparatuur
63
A
V
50 N
R≈
hoogte hoogte
Opp.

De meetapparatuur is een laagspanningswisselstroomweerstandsmeter met een frequentie tussen 50
Hz en 1000 Hz met een nauwkeurigheid van ten minste 2%. Meetkabels moeten zijn geïsoleerd.
Vervaardigen van de proefstukken
De proefstukken moeten worden vervaardigd conform NEN-EN 12390-2.
De proefstukken worden vanaf het ontkisten tot aan de beproeving onder water bewaard of in een
nevelkamer bij 20°C. Geboorde cilinders worden na het boren direct onder water of in de nevelkamer
bewaard.
Uitvoering van de proef
Voor de uitvoering van de proef worden proefstukken uit het water cq. de nevelkamer gehaald en
aanhangend water wordt verwijderd met een vochtige doek. Water op het oppervlak verschaft een
ongewenst pad voor geleiding en moet daarom worden vermeden. Vervolgens worden de
proefstukken tenminste 15 minuten en ten hoogste één uur in een laboratorium met een temperatuur
20°C +/- 2° opgeslagen alvorens te worden beproefd.
Vervolgens wordt op een vlakke ondergrond een blanke stalen plaat die iets groter is dan het
proefstuk gelegd; hierop komt een dun keuken- of sponsdoekje dat licht is bevochtigd met een
oplossing van enkele druppels afwasmiddel in een liter water en vervolgens is uitgeknepen. Hierop
wordt het proefstuk geplaatst op zodanige wijze dat gemeten wordt tussen twee tegenoverliggende
kistvlakken. NB er mag niet worden gemeten aan een afwerkvlak. Bovenop het proefstuk worden
eenzelfde bevochtigd sponsdoekje, een stalen plaat en een bovengewicht van ca. 5 kg geplaatst.
Hierbij moet eventueel water op het betonoppervlak worden verwijderd. Het meetinstrument wordt
gekalibreerd op nul Ω door de kabels met elkaar te verbinden. Vervolgens worden de kabels
verbonden met de beide stalen platen en de ohmse weerstand wordt na 15 seconden afgelezen en
afgerond op 2% nauwkeurig.
Berekening van het resultaat
De ohmse weerstand van het proefstuk is het quotiënt van spanning en stroom:
R = V / I (Ω)
De specifieke weerstand wordt berekend door de weerstand R te vermenigvuldigen met de
celconstante A:
A = oppervlak/lengte (m)
en de specifieke weerstand wordt:
ρ = R * A (Ω m).
De gemiddelde waarde en de standaardafwijking van de drie proefstukken worden berekend.
64

Nauwkeurigheid
Een variatiecoëfficiënt (herhaalbaarheid?) kan worden verwacht van ca. 20%.
Testrapport
Het testrapport moet de volgende informatie bevatten:
• naam en adres van het laboratorium
65
• datum en identificatienummer van het rapport
• naam en adres van de opdrachtgever
• doel van de test
• aard van de proefstukken en (verantwoordelijke voor) monstername
• naam en adres van de producent van de proefstukken
• naam en identificatie van de proefstukken
• beschrijving en ouderdom van de proefstukken
• datum van aanlevering van de proefstukken
• beproevingsmethode
• voorbehandeling van de proefstukken (temperatuur, vochtigheid)
• identificatie van het meetinstrument
• afwijkingen van de standaardtemperatuur en andere informatie die van belang is voor de
beoordeling van het resultaat
• beproevingsresultaat (individuele resultaten, gemiddelde en standaardafwijking)
• onnauwkeurigheid of onzekerheid van het resultaat
• datum en handtekening