REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU - Katedra Inżynierii ...

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
GÓRAŻDŻE CEMENT S.A.
Katedra Procesów Budowlanych
Wydział Budownictwa Politechniki Śląskiej w Gliwicach
GÓRAŻDŻE CEMENT
HEIDELBERGCEMENT Group
REOLOGIA W TECHNOLOGII
BETONU
Gliwice
2006

KOMITET PROGRAMOWY
Przewodniczący:
prof. dr hab. inż. JANUSZ SZWABOWSKI
Politechnika Śląska
inż. ANDRZEJ BALCEREK
Prezes Zarządu, Dyrektor Generalny Górażdże CEMENT S.A.
Członkowie:
prof. dr hab. inż. MARIA FIERTAK
Politechnika Krakowska
prof. dr hab. inż. JAN MAŁOLEPSZY
AGH Kraków
mgr inż. CZESŁAW NIERZWICKI
Dyrektor Handlowy Górażdże CEMENT S.A.
dr inż. JACEK GOŁASZEWSKI
Politechnika Śląska
dr inż. ZBIGNIEW GIERGICZNY
Górażdże CEMENT S.A.
Sekretariat sympozjum:
2
BARBARA PAJER
Katedra Procesów Budowlanych
Wydział Budownictwa Politechniki Śląskiej
ul. Akademicka 5, 44-100 Gliwice
tel. (0-32) 237-22-94
fax (0-32) 237-27-37
e-mail: rb4@polsl.pl

SPIS TREŚCI
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
I sesja Przewodniczący sesji - prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski
Politechnika Śląska
1. Trwałość betonu na cemencie hutniczym - str. 5
- prof. dr hab. inż. Maria Fiertak, dr inż. Teresa Stryszewska, Politechnika Krakowska
2. Mrozoodporność betonu na cementach z dodatkami mineralnymi - str. 19
- dr inż. Zbigniew Giergiczny, mgr inż. Marcin Sokołowski, Górażdże Cement S.A.
3. Mrozoodporność a jakość napowietrzenia – metoda badania struktury
porów powietrznych w świeżej mieszance betonowej - str.31
- mgr inż. Konrad Grzesiak, mgr inż. Przemysław Gemel, Degussa Poland
4. Zabudowa betonu w konstrukcjach masywnych - str. 43
- mgr inż. Sebastian Kaszuba, mgr inż. Artur Golda,
Betotech Sp. z o.o. Dąbrowa Górnicza
5. Elementy betonowe cienkościenne z wykorzystaniem włókien szklanych - str. 55
- dr inż. Marek Petri, AGH Kraków
6. Beton o ograniczonym skurczu w budowie silosu na cukier - str. 67
- mgr inż.. Wojciech Świerczyński, Sika Poland
II sesja Przewodniczący sesji - dr inż. Zbigniew Giergiczny
Górażdże Cement S.A.
1. O naturze i badaniu urabialności - str. 77
- prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski, Politechnika Śląska
2. Przydatność zapraw do prognozowania właściwości reologicznych
mieszanek betonowych - str. 85
- dr inż. Jacek Gołaszewski, Politechnika Śląska
3. Rola i działanie domieszek chemicznych modyfikujących lepkość
zaczynów cementowych - str. 99
- mgr inż. Łukasz Kotwica, prof. dr hab. inż. Jan Małolepszy, AGH Kraków
3

4. Wpływ włókien na samozagęszczalność mieszanki betonowej - str. 109
- dr inż. Tomasz Ponikiewski, Politechnika Śląska
5. Wpływ samozagęszczalności mieszanki betonowej na efekty
4
jej napowietrzenia - str. 119
- mgr inż. Beata Łaźniewska, Politechnika Śląska

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice 2006
Maria Fiertak 1
Teresa Stryszewska 2
TRWAŁOŚĆ BETONU NA CEMENCIE HUTNICZYM
1. Wprowadzenie
Jednym ze sposobów modyfikacji właściwości tworzyw cementowych
gwarantujących podwyższoną trwałość konstrukcji z betonu jest wprowadzenie do składu
mieszanek betonowych dodatku pyłu krzemionkowego. Pozytywne efekty związane z
wprowadzeniem pyłu do zapraw i betonów na bazie CEMI są powszechnie znane i szeroko
opisywane w literaturze światowej. Dotyczą one poprawy właściwości fizycznych
(szczelność), mechanicznych (wytrzymałość na ściskanie i zginanie) i chemicznych
(poprawa odporności na działanie środowiska zewnętrznego) tych tworzyw. Korzystny
wpływ pyłu krzemionkowego na zmniejszenie przepuszczalności betonu jest przez wielu
badaczy udokumentowany, natomiast wpływ jego na mrozoodporność nie jest jeszcze
jednoznacznie zdefiniowany.
W literaturze światowej odnajdujemy niewiele na temat możliwości i korzyści
wynikających z zastosowania do cementu hutniczego pyłu krzemionkowego jako
efektywnego dodatku, poprawiającego właściwości tworzyw cementowych.
W związku z powyższym poniżej przedstawiono właściwości tworzyw ze spoiw
trójskładnikowych składających się z klinkieru portlandzkiego, dodatku mielonego żużla
wielkopiecowego i pyłu krzemionkowego. Podstawowe właściwości tych tworzyw są
wypadkową wpływów pyłu krzemionkowego i zmielonego żużla wielkopiecowego. Wpływ
pyłu krzemionkowego wydaje się dominujący, co jest związane z jego bardzo wysoką
aktywnością pucolanową w porównaniu z niską aktywnością hydrauliczną żużli. Oba
dodatki modyfikują spoiwo cementowe w sposób chemiczny i fizyczny. Zmianie ulega
morfologia produktów hydratacji, ich skład chemiczny oraz struktura porowatości.
1 dr hab. inż. prof. PK, Instytut Materiałów i Konstrukcji Budowlanych, Politechnika
Krakowska, ul. Warszawska 24, 31-155 Kraków, e-mail: mfiertak@imikb.wil.pk.edu.pl
2 dr inż., Instytut Materiałów i Konstrukcji Budowlanych, Politechnika Krakowska, e-mail:
tstryszewska@imikb.wil.pk.edu.pl
5

2. Wpływ dodatku pyłu krzemionkowego na proces hydratacji
Hydratacja cementu hutniczego składa się z dwóch nakładających się na siebie
procesów. Jako pierwszy rozpoczyna się proces hydratacji i hydrolizy minerałów klinkieru
portlandzkiego, w wyniku, czego w układzie pojawia się wodorotlenek wapniowy, który
aktywuje hydratację żużla [6].
Proces hydratacji żużli jest krótszy a w jego wyniku wydziela się znacznie mniejsza
ilość ciepła. Ilość wydzielonego ciepła w procesie hydratacji cementu hutniczego stanowi
sumę ciepła wydzielonego przez klinkier portlandzki i żużel [6], i jest niższa w porównaniu
z cementem portlandzkim tej samej klasy wytrzymałościowej. Kinetykę wydzielania ciepła
cementów hutniczych w okresie pierwszych trzech dni określa udział klinkieru w cemencie,
a dopiero w późniejszym czasie udział żużla.
Jak wykazały badania [18] produkty hydratacji cementu hutniczego mogą być
nieznacznie różne, zależą od: rodzaju żużla, rodzaju użytego aktywatora, czasu i
temperatury dojrzewania. Podstawowym produktem jest zwarta, żelowa faza CSH o niskim
stosunku C/S wynoszącym około 1-1,5; co sprzyja wbudowywaniu się w jej strukturę
jonów takich jak Na + , Mg 2+ i Al 3+ . Ponadto powstaje CH, który reaguje z anionami
krzemianowym powstałymi z hydratacji żużla, dając również fazę CSH. W konsekwencji
prowadzi to do większej ilości fazy CSH w układzie i obniżonej zawartości portlandytu
w porównaniu z produktami hydratacji cementu portlandzkiego [17] [18]. Żużle
zawierające w swoim składzie większe ilości SiO2 i Al2O3 dają więcej produktów
hydratacji takich jak hydrogelenit (C2ASH8) i hydrogranaty (C3ASxH6 -2x) [69].
W przypadku aktywacji alkalicznej wśród produktów hydratacji dodatkowo mogą pojawić
się C4AH13 i uwodniony gelenit C2ASH8. Z kolei w wyniku aktywacji chemicznej
siarczanami dodatkowo mogą pojawić się ettringit i wodorotlenek glinu. Aby przyspieszyć
proces hydratacji cementów hutniczych, który przebiega wolniej w porównaniu z
cementem portlandzkim, można poddać go obróbce termicznej (autoklawizacja).
Głównymi produktami hydratacji cementów hutniczych dojrzewających w warunkach
hydrotermalnych (175 0 C) są: przede wszystkim faza C2SH, faza CSH I i CAS2H4 [17].
Hydratacja i proces twardnienie tych cementów przy wykorzystaniu obróbki
hydrotermalnej przebiega bardzo korzystnie. Naparzanie betonu zawierającego żużel
przyspiesza reakcję hydratacji żużli, co wynika ze zwiększonej reaktywności żużli w
podwyższonej temperaturze.
Rodzaj produktów hydratacji cementu hutniczego i ich procentowa zawartość przyczyniają
się do wzrostu odporności chemicznej tego tworzywa. Wynika to z obniżonej zawartości
portlandytu, obecności uwodnionych glinianów wapniowych oraz minerałów typu
hydrogelenit, które mają zwiększoną odporność na korozję chemiczną [2],[3].
Na uwagę zasługuje również fakt, że pełna hydratacja cementów hutniczych trwa
bardzo długo. Zaczyny z tych cementów zawierają przez długi okres czasu
niezhydratyzowane ziarna żużla, które bardzo wolno reagują z wodą. Zjawisko to jest
określane mianem „potencjału hydratacyjnego”. Dzięki temu mikropęknięcia i rysy w
betonie z cementu hutniczego ulegają samouszczelnieniu.
Proces hydratacji cementu hutniczego modyfikowanego pyłem krzemionkowym
przebiega nieco inaczej, trzeba pamiętać o obecności dodatku o bardzo dużej aktywności
pucolanowej. W badaniach prowadzonych przez Zelić [18] na mieszankach składających
się z cementu portlandzkiego z dodatkiem 30% żużla i pyłem krzemionkowym w ilości 2 –
15% masy cementu, wyraźnie zarysowuje się efekt przyspieszenia procesu hydratacji w jej
6

wczesnych etapach (do 72 godzin). Świadczy o tym wzrost zawartości CH. W późniejszym
okresie czasu (po 3 dniach hydratacji) ta zawartość znacznie maleje (o około 7%), co jest
związane z rozpoczęciem reakcji pucolanowej. Z kolei w mieszankach nie zawierających
pyłu krzemionkowego nadal był obserwowany przyrost CH. Stwierdzono, że wzrost
szybkości hydratacji spoiwa cementowego w pierwszych kilku godzinach jest związany z
nukleacyjnym działaniem drobnych cząsteczek pyłu, które mają charakter zarodków
krystalizacji wodorotlenku wapniowego. Z kolei inni [17] [19] przyspieszające działanie SF
wiążą z jego wysoko rozwiniętą powierzchnią właściwą, na której adsorbują się z fazy
ciekłej jony Ca 2+ , przez co obniża się ich koncentracja, co w efekcie końcowym prowadzi
do przyspieszenia rozpadu alitu C3S. Podobne wyniki uzyskała Nocuń [10]. Według niej
pył krzemionkowy powoduje wzrost szybkości hydratacji, co jest związane z
przyspieszeniem hydrolizy alitu i belitu szczególnie w początkowych stadiach. Świadczy o
tym podwyższona zawartość CH. Jak wykazały badania [3] [11]możliwość przyspieszenia
hydratacji cementu poprzez wprowadzenie SF zależy też od składu mineralogicznego
cementu, a w szczególności od zawartości alitu – głównego składnika cementu. Dodatek
pyłu krzemionkowego do alitu znacznie intensyfikuje kinetykę hydratacji i hydrolizy tego
minerału zwłaszcza w pierwszym dniu. Na rys. 1 przedstawiono wyniki badań wpływu
ilości pyłu krzemionkowego na stopień hydratacji C3S w początkowym okresie czasu.
stopień hydratacji alitu [%]
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
7 godzin
24 godziny
0 0,1 0,5 1 5 10
zawartość SF [%]
Rys. 1. Stopień hydratacji C3S z dodatkiem pyłu krzemionkowego w ilości od 0,1 do 10%
masy.[11]
Badania Grodzickiej i Małolepszego [6] pokazały, że pył krzemionkowy zwiększa stopień
hydratacji cementów wysokoalitowych, natomiast w przypadku cementów o dużej
zawartości belitu nie zaobserwowano wyraźnych zmian.
Szybkość i rodzaj procesów zachodzących w czasie hydratacji mieszanek
trójskładnikowych są porównywalne z hydratacją cementu portlandzkiego, z tym, że ilość
wydzielonego ciepła w pierwszym przypadku jest mniejsza. Przeprowadzone badania
wykazały, że szybkość procesu hydratacji mieszanek trójskładnikowych nie jest mniejsza
7

niż szybkość hydratacji cementu portlandzkiego [9]. Głównym produktem hydratacji spoiw
trójskładnikowych jest faza CSH charakteryzująca się szczególnie niskim stosunkiem
CaO/SiO2, który wynika ze składu chemicznego cementu hutniczego oraz jest skutkiem
zachodzącej reakcji pucolanowej. Nocuń [10] jako produkty hydratacji spoiw cementowych
modyfikowanych pyłem krzemionkowym podaje różne typy fazy CSH o niskim stosunku
CaO/SiO2. Żelowa faza CSH o bardzo niskim stosunku CaO/SiO2 współistnieje z
pozostałościami nieprzereagowanego SiO2 zawartego w pyle. Wykazano również, że niski
stosunek C/S w fazie CSH sprzyja polimeryzacji anionów krzemotlenowych, co w
konsekwencji prowadzi do zwiększenia jej trwałości, a tym samym odporności na korozję
chemiczną. Faza CSH powstała jako produkt hydratacji spoiw cementowych
modyfikowanych pyłem krzemionkowym jest ściśle upakowana, zwarta i ma nieco
odmienną mikrostrukturę niż faza CSH powstała na bazie cementu portlandzkiego.
Również inna jest morfologia strefy stykowej.
Produktem hydratacji spoiw trójskładnikowych jest również CH, którego zawartość w
produktach końcowych jest dużo niższa w porównaniu z cementem portlandzkim (około
10%). Jest to wynikiem reakcji pyłu krzemionkowego i żużla z jonami wapniowymi
powstałymi w reakcji hydrolizy krzemianów wapniowych. Wykazano również, że wraz ze
wzrostem dodatku pyłu krzemionkowego istnieje możliwość całkowitego wyeliminowania
CH ze struktury [17]. Według niektórych [18] produktem hydratacji spoiw
modyfikowanych SF są również hydrogranaty, które powstają w wyniku reakcji
uwodnionych glinianów wapniowych z krzemionką. Związki te charakteryzują się
zwiększoną odpornością na działanie środowisk agresywnych.
3. Wpływ dodatku pyłu krzemionkowego na szczelność tworzyw
Połączenie cementu portlandzkiego, żużla granulowanego i pyłu krzemionkowego
pozwala na uzyskanie spoiw charakteryzujących się bardzo gęstym upakowaniem. Jest to
możliwe do osiągnięcia dzięki różnym rozmiarom cząstek i różnej powierzchni właściwej
tych trzech komponentów. Niewielkie wymiary cząstek pyłu krzemionkowego dają
możliwość dokładnego wypełnienia, pustych przestrzeni między stosunkowo dużymi
ziarnami klinkieru i żużla, przez co w sposób fizyczny struktura zostaje doszczelniona.
Niektórzy twierdzą, że działanie pyłu jako mikrowypełniacza może mieć większe znaczenie
niż jego działanie jako aktywna pucolana.
Rys. 2 obrazuje rozkład wielkości cząstek każdego składnika osobno oraz rozkład
wielkości cząstek mieszanki trójskładnikowej. Pomiar wykonano metodą laserowej analizy
rozkładu wielkości cząstek (Laser Diffraction Particle Size Analyzer), po uprzednim
rozseparowaniu materiału za pomocą ultradźwięków [9].
Z analizy rys. 4 wynika, że najlepsze upakowanie przestrzenne cząstek uzyskuje się
w wyniku połączenia cementu portlandzkiego z 10% dodatkiem pyłu krzemionkowego i
40% dodatkiem mielonego żużla wielkopiecowego. Krzywa rozkładu cząstek tej mieszanki
jest najbliższa krzywej teoretycznej, która przedstawia rozkład wielkości cząstek dający
możliwie najgęstsze upakowanie. Na szczególną uwagę zasługuje fakt, że pył
krzemionkowy znacząco obniża również porowatość strefy przejściowej między
kruszywem a zaczynem.
8

ozkład [%]
100
80
60
40
20
0
0,01
CEM I + 40% żużla
CEM I + 10% SF
CEM I + 10% SF + 30% żużla
SF
wzorzec
krzywa teoretyczna
żużel
CEM I
0,1 1 10 100 1000
średnica [µm]
Rys. 2. Rozkład średnic cząstek w mieszaninie trójskładnikowej [80]
(metoda pomiaru Laser Diffraction Particle Size Analyzer)
Na rys.3 pokazano strefę stykową zaczyn kruszywo w spoiwie cementowym z CEM
IIIA z dodatkiem pyłu krzemionkowego.
Rys. 3. Strefa stykowa zaczyn – kruszywo w spoiwie z CEM IIIA modyfikowanym pyłem
krzemionkowym. Powiększenie 1500x [16]
Z punktu widzenia trwałości szczelność stwardniałego tworzywa cementowego
odgrywa bardzo istotną rolę. Miarą szczelności może być oznaczana w badaniach
gazoprzepuszczalność, sorpcyjność i podciąganie kapilarne. Uzyskane wyniki
9

przedstawiono na rys. 4 ÷ 6. Na rys. 4 przedstawiono maksymalną wysokość podciągania
kapilarnego zapraw z CEM I i CEM IIIA po 24 godzinach zanurzenia w wodzie. Rysunek 5
obrazuje wpływ zawartości pyłu krzemionkowego na sorpcyjność wyrażoną w kg/cm 2
zapraw normowych z CEM I i CEM III A. Wpływ pyłu krzemionkowego na gazoprzepuszczalność
badanych zapraw przedstawiono na rys. 6.
10
wysokość [cm]
16
14
12
10
8
6
4
2
0
CEM I
CEM IIIA
0 3 5 10
zawartość pyłu krzemionkowego [% ]
Rys.4. Wpływ zawartości pyłu krzemionkowego na podciąganie kapilarne tworzyw
z CEM I i CEM III [16]
[kg/m 2 ]
1,4
1,2
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0,0
0 3 5 10
CEM I
CEM IIIA
zawartość pyłu krzemionkowego [% ]
Rys.5. Wpływ zawartości pyłu krzemionkowego na sorpcyjność tworzyw
z CEM I i CEM III A [16]

przepuszczalność [10 -16 m/s]
4,0
3,5
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
0 3 5 10
CEM I
CEM IIIA
zawartość pyłu krzemionkowego [% ]
Rys.6. Gazoprzepuszczalność zapraw w zależności od rodzaju cementu i zawartości
dodatku pyłu krzemionkowego [16].
Rozkład porowatości tworzyw cementowych z CEM I i CEM III A oznaczony
metodą porozymetrii rtęciowej pokazano na rys.7.
Podsumowując przedstawione wyniki, dotyczące szczelności tworzyw z CEM I
i CEM III A, należy zauważyć, że:
• w zaprawach z CEM I i CEM III A bez pyłu krzemionkowego, sorpcyjność,
podciąganie kapilarne i gazo-przepuszczalność były, praktycznie biorąc identyczne,
zróżnicowanie nastąpiło dopiero w obecności SF,
• dodatek 3 i 5% SF do zapraw z CEM I jak i CEM III A nie ma istotnego wpływu na
zmianę tych parametrów,
• istotne zwiększenie szczelności badanych tworzyw zarówno z cementu
portlandzkiego jak i hutniczego wystąpiło w obecności 10% dodatku pyłu
krzemionkowego, przy czym najlepsze rezultaty uzyskano w przypadku zapraw
z CEM III A gdzie nastąpił spadek sorpcyjności o 40%, podciągania kapilarnego
o 75% i gazoprzepuszczalności o 45% w porównaniu z zaprawami z CEM IIIA bez
pyłu,
• rozkład wielkości porów w stwardniałych zaprawach trójskładnikowych jest
korzystniejszy w porównaniu z rozkładem porów w zaprawach z cementu
portlandzkiego jak i z cementu hutniczego. Większy jest udział porów o mniejszych
średnicach, przez które transport masy praktycznie nie zachodzi.
Badania porozymetryczne wykazały, że dodatek pyłu krzemionkowego znacznie
silniej wpływa na wzrost szczelności tworzyw z cementu portlandzkiego. Porównanie
wyników badań przedstawionych na rys. 7 wskazuje, iż istotne doszczelnienie struktury
tworzyw powoduje zastąpienie części klinkieru żużlem wielkopiecowym. Dodatek pyłu
krzemionkowego w ilości 5 i 10% do tworzyw z CEM IIIA, również powoduje
zmniejszenie objętości porów o średnicy poniżej 1000 nm.
11

12
Vp [cm 3 /g]
CEM I/10
CEM IIIA/5
CEM IIIA/10
CEM I
CEM I/5
CEM IIIA
średnica [nm]
średnica [nm]
Rys.7. Rozkład porowatości tworzyw cementowych (metoda porozymetrii rtęciowej)

4. Odporność na działanie roztworów kwaśnych
Odporność zapraw na działanie środowiska o charakterze kwasowym oceniano na
podstawie zmian masy próbek. Uzyskane wyniki przedstawiono na rysunkach 8-9.
ubytek masy [%]
ubytek masy [%]
25
20
15
10
5
0
25
20
15
10
5
0
CEM I
CEM IIIA
CEM IIIA/3
CEM IIIA/5
CEM IIIA/10
0 1 2 3 4 5 6 7 8
czas [tygodnie]
Rys.8. Ubytek masy próbek w środowisku kwaśnym o pH = 1
CEM I
CEM IIIA
CEM IIIA/3
CEM IIIA/5
CEM IIIA/10
0 1 2 3 4 5 6 7 8
czas [tygodnie]
Rys.9. Ubytek masy próbek w środowisku kwaśnym o pH = 4,5
Badania korozyjne dotyczące wpływu pyłu krzemionkowego na tworzywa
cementowe wykonane z CEM III wykazały, że największą odpornością korozyjną
wykazały się próbki wykonane z cementu hutniczego z dodatkiem pyłu krzemionkowego w
ilości 10 % masy spoiwa.
13

5. Odporność na działanie środowiska siarczanowego
Tworzywa z CEM I, CEM IIIA i CEM IIIC modyfikowane pyłem krzemionkowym
w ilości 3, 5 i 10% masy cementu poddano ekspozycji korozyjnej w 10% roztworze
siarczanu sodu i siarczanu amonu. Cechami diagnostycznymi zachodzących procesów
korozyjnych były: zmiany odkształceń liniowych (rys.10), zmiany masy (rys.11), oraz
zmiany przepuszczalności gazów w wyniku działania roztworów agresywnych (rys. 12).
odkształcenie [mm/m]
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0,0
CEM I CEM IIIA CEM IIIA/3 CEM IIIA/5 CEM IIIA/10
Rys. 10. Odkształcenie liniowe próbek eksponowanych w 10% roztworze siarczanu sodu
przez 25 tygodni [16].
zmiana masy [%]
10
8
6
4
2
0
CEM I CEM IIIA CEM IIIC
0% SF
3%SF
5%SF
10%SF
Rys.11. Zmiana masy próbek przechowywanych 22 tygodnie w 10% roztworze siarczanu
amonu [16].
Analiza uzyskanych wyników dotyczących wpływu pyłu krzemionkowego na
odporność tworzyw pozwala stwierdzić, że najmniejszą odpornością charakteryzowały się
zaprawy z cementu portlandzkiego. Wykazały największe odkształcenia wynoszące blisko
0,8 mm/m. Dodatek pyłu krzemionkowego do cementów hutniczych w ilości 10% masy
cementu powoduje 4-krotne zmniejszenie odkształceń z próbek w porównaniu do próbek z
samego cementu hutniczego i 6–krotnie w porównaniu z wydłużeniami próbek z samego
cementu portlandzkiego.
14

przepuszczalność [10 -16 m/s]
4,0
3,5
3,0
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
0 3 5 10
zawartość pyłu krzmionkowego [% ]
CEM I
CEM IIIA
Rys. 12. Gazoprzepuszczalność zapraw z cementu portlandzkiego i hutniczego z dodatkiem
pyłu krzemionkowego korodowanych w 10% roztworze siarczanu amonu przez 30 dni
przepuszczalność [10 -16 m/s]
4,5
4
3,5
3
2,5
2
1,5
1
0,5
0
wzorzec
próbki korodowane
I/0 I/3 I/5 I/10 IIIA IIIA/3 IIIA/5 IIIA/10
Rys. 13. Wpływ produktów korozji na przepuszczalność zapraw z CEM I i CEM IIIA
z dodatkiem SF [16]
Na rys. 13 porównano przepuszczalność zapraw niekorodowanych (wzorzec)
i korodowanych.
Zaprawy eksponowane w siarczanie amonu przez okres 30 dni charakteryzują się inną
przepuszczalnością w porównaniu ze spoiwami niekorodowanymi. Obniżenie
przepuszczalności, wynika z krystalizacji produktów korozji w porach materiału. Należy
jednak zauważyć, że dłuższe eksponowanie elementów w środowisku agresywnym nie
prowadzi do dalszego wzrostu szczelności, lecz do destrukcji, która następuje na skutek
stałego zwiększania się objętości produktów korozji.
15

Analiza wyników badań gazoprzepuszczalności elementów korodowanych pozwala
stwierdzić, że:
• w korodowanych tworzywach z CEM I i CEM IIIA bez dodatku SF
przepuszczalność maleje odpowiednio o 20 i 12%, co sugeruje, że produkty korozji
umiejscawiają się w porach tworzywa cementowego nie powodując rozszczelnienia
struktury, przynajmniej w ciągu 30 dni działania środowiska;
• niezależnie od ilości dodatku pyłu krzemionkowego przepuszczalność próbek z
CEM I poddanych działaniu roztworu (NH4)2SO4 jest większa od przepuszczalności
korodowanych próbek z CEM IIIA;
• w zaprawach z CEM I z pyłem krzemionkowym w ilości 3, 5 i 10% masy cementu
poddanych ekspozycji korozyjnej przepuszczalność wzrasta, natomiast w zaprawach
z CEM IIIA z dodatkiem SF w ilości 3 i 5% zaobserwowano spadek
przepuszczalności;
• w przypadku spoiw z CEM III A z dodatkiem 10% SF obecność produktów korozji
również spowodowała wzrost przepuszczalności. Wynika to z większej początkowej
szczelności tworzywa, przez co produkty korozji nie mają dostatecznej ilości miejsca
w porach by mogły krystalizować.
6. Badanie odporności na działanie mrozu i środków odladzających
Badanie mrozoodporności w obecności środków odladzających wykonano zgodnie z
normą SS 137244. Elementami próbnymi były betony klasy C 32,5 wykonane z kruszywa
żwirowego i cementów CEM I i CEM III bez oraz z pyłem krzemionkowym w ilości: 5 i 10
% masy cementu. W tablicy 12 i na rys. 18 zamieszczono ocenę odporności betonów na
jednoczesna działanie mrozu i 3% roztworu NaCl, na podstawie kryteriów stosowanej
procedury badawczej [15].
Uzyskane wyniki generalnie świadczą o braku odporności badanych betonów na
działanie mrozu w obecności środków odladzających. Wyjątek stanowią betony wykonane
na bazie CEM I/10, CEM IIIA/5 i CEM IIIA/10. Najlepsze rezultaty uzyskano w
przypadku betonów z CEM IIIA z 10% dodatkiem SF.
16
Tablica 1. Masa złuszczeń betonów poddanych równoczesnemu działaniu mrozu
i środków odladzających
Rodzaj cementu w betonie
C32,5u
Masa złuszczeń po
56 cyklach [kg/m 2 ]
Mrozoodporność wg kryterium [15]
CEM I 1,76 nie do przyjęcia
CEM I/5 1,08 nie do przyjęcia
rodzaj cementu w betonie
C32,5u
masa złuszczeń po 56
cyklach [kg/m 2 ]
mrozoodporność wg kryterium [15]
CEM I/10 0,8 do przyjęcia
CEM IIIA 1,06 nie do przyjęcia
CEM IIIA/5 0,8 do przyjęcia
CEM IIIA/10 0,49 dobra
CEM IIIB 1,84 nie do przyjęcia
CEM IIIB/5 2,8 nie do przyjęcia
CEM IIIB/10 1,60 nie do przyjęcia

7. Wnioski
Przeprowadzone badania dotyczące wpływu pyłu krzemionkowego na wytrzymałość
i trwałość tworzyw z cementów hutniczych wykazały, że:
1. Modyfikacja tworzyw pyłem krzemionkowym w ilości 10% masy cementu wpływa
korzystnie na zaczyn po przez:
a) obniżenie zawartości reaktywnego wodorotlenku wapniowego,
b) uszczelnienie strefy stykowej zaczyn-kruszywo,
c) reakcję glinianów z SF co powoduje wzbogacenie zaczynu w niereaktywne
hydrogranaty.
2. Wzrost trwałości związany jest z uszczelnieniem struktury, które powoduje
ograniczenie przepływu cieczy i gazów. Miarą ograniczenia przepływu jest
obniżenie gazoprzepuszczalności o 45% oraz sorpcji o 40% i podciągania
kapilarnego o 75%.
3. Modyfikacja tworzyw z CEM III 10% dodatkiem pyłu krzemionkowego powoduje
wzrost ich odporności na działanie środowisk będących źródłem zarówno korozji
rozpuszczania jak i pęcznienia.
4. W sposób korzystny zmienia się odporność betonów na destrukcję mrozową z
udziałem środków odladzających. Badania wykazały brak odporności na tego typu
destrukcję nienapowietrzonych betonów z CEMI z pyłem krzemionkowym i dobrą
odporność nienapowietrzonych betonów z CEM III A z 10% dodatkiem pyłu
krzemionkowego.
Literatura
[1] Cohen M., Olek J.: Silica fume in PCC: the effect of form on engineering
performance, Concrete International, Nov.1989, s.43-47.
[2] Deja J., Małolepszy J., Jaśkiewicz G.: Cementy hutnicze wysokich marek–
właściwości, możliwości stosowania, Konferencja Naukowo-Techniczna Matbud,
Kraków 1996.
[3] Deja J.: Int.Symp.on Concrete Roads, Lisbon 1998 (poster).
[4] Dubovoy V.: Effects of ground granulated blast-furnace slags on some properties of
pastes, mortars and concretes, Blended Cements, ASTM, Tech.Publ.Nr 897,
Philadelphia 1986.
[5] Georgescu M., Badanoiu A.: Hydration process in 3CaO⋅SiO2 – Silica Fume, CCC
vol.19, 1997, s.295-300.
[6] Grodzicka A., Małolepszy J.: Wpływ pyłu krzemionkowego na proces hydratacji
cementów, CWB, 2/1999.
[7] Handvahl J., Justnes H.: The alkalinity of cementitious pastes with microsilica cured
at ambient and elevated temperatures. Nordic Concrete Research, Publ.12, 1993.
[8] Houst Y.F., Sadanki H., Wittman F.H.: Interfaces in Cementitious Composites
Edited by I.C.Maso. RILEM 1988.
[9] Nagataki S., Wu C.: A study of the properties of portland cement incorpoting silica
fume and blas furnace slag, Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in
Concrete, Proceedings 5, International Conference, ACP 153, edited by Malhorta,
Milwaukee 1995.
17

[10] Nocuń–Wczelik W., Trybalska B.: Kinetyka i produkty hydratacji cementu
z aktywnymi dodatkami pucolanowymi, Ceramics 2001.
[11] Ogawa K., Uchikawa H.U., Yasui I.: The mechanismof the hydration in the system
C3S – pozzolana, CCR vol.10, 1980, s.683-696.
[12] PN -90/B-14501 Zaprawy budowlane zwykłe.
[13] PN-85/B-04500 Zaprawy budowlane. Badanie cech fizycznych
i wytrzymałościowych.
[14] Roy D.M., Idorn G.M.: Hydration, structure and properties of blast furnace slag
cements, mortars and concrete, ACI Journal, Nr 6, s.444-57, Nov.-Dec.1982.
[15] SS 13 72 44 Test Method for Concrete – Hardened Concrete – Frost Scaling.
[16] Stryszewska T.: Wpływ pyłu krzemionkowego na właściwości betonów i zapraw z
cementu hutniczego, praca doktorska, Politechnika Krakowska, Kraków 2005.
[17] Wu X., Roy D.M.: Early stage hydration of slag-cement, CCR 13, 1983, 277-286.
[18] Zelić J., Rusić D., Veza D., Krstulovic R.: The role of silica fume in te kinetics and
mechanism during the early stage of cement hydratacion, CCR vol.30, 2000.
[19] Zhang C., Wang A., Tang M.: The Filling Role of Pozzolanic material, CCR, 26
p.943-947, 1996.
DURABILITY OF CONCRETE CONTAINING SLAG CEMENT
Summary
The paper deals with influence of silica fume on microstructure of binders based on Portland
cement and slag. The binders are characterised by very compact and close packing structure. Presence
of mineral additives such as silica fume and slag causes increase of gel porosity and simultaneous
decrease of capillary porosity. Thus, the binders are characterised by the high structure tightness. The
tightness of the binders has been determined by testing of sorptivity, capillary suction and
permeability to nitrogen. The paper presents test results of the influence of SF on resistance to action
of agresive media of concrete made of slag cement durability; properties have also been done.
18

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice 2006
Zbigniew Giergiczny 1
Marcin Sokołowski 2
MROZOODPORNOŚĆ BETONU NA CEMENTACH
Z DODATKAMI MINERALNYMI
1. Wprowadzenie
W krajowej praktyce budowlanej do powszechnie stosowanych sposobów określenia
mrozoodporności betonu należy metoda opisana w normie PN-88/B-06250 „Beton zwykły”
(tzw. metoda zwykła). Zgodnie z wytycznymi normowymi, oceniając odporność betonu na
działanie mrozu jako jeden z warunków przyjmuje się, że spadek wytrzymałości na
ściskanie próbek zamrażanych w stosunku do wytrzymałości próbek niezamrażanych
(świadków) nie może przekroczyć 20%. Procedura wykonania badania określa, że próbkiświadki
przechowywane są w wodzie w temperaturze 18+/-2 o C, przez ten sam okres czasu,
w którym badane próbki poddawane są cyklom zamrażania i rozmrażania [1]. W efekcie
obserwuje się ciągły przyrost wytrzymałości świadków, podczas gdy w próbkach
zamrażanych ten proces zostaje spowolniony [2].
Ocena mrozoodporności betonu poprzez wyznaczenie spadku wytrzymałości
zamrażanych próbek może budzić kontrowersje w przypadku betonów wykonanych z
użyciem cementów z dodatkami mineralnymi. Wynika to z faktu, że betony wykonane z
cementów portlandzkich wieloskładnikowych CEM II lub cementów hutniczych CEM III,
charakteryzują się wysokimi przyrostami wytrzymałości w długich okresach dojrzewania
(56, 90 i więcej dni). W efekcie wytrzymałość próbek-świadków z cementów CEM II i
CEM III jest znacznie wyższa w porównaniu z wytrzymałością betonów na cementach
portlandzkich CEM I. Z tego względu, obliczając spadek wytrzymałości betonu po badaniu
mrozoodporności uzyskuje się znacznie gorsze rezultaty w przypadku stosowania
cementów CEM II i CEM III. Nasuwa się więc pytanie, czy badanie mrozoodporności
betonu wg normy PN-B/88-06250 [1] oddaje faktyczną odporność na działanie mrozu
betonów zawierających dodatki mineralne lub wykonanych z cementów z wysoką
zawartością dodatków mineralnych.
Autorzy przedyskutowali powyższy problem na podstawie wyników badań
mrozoodporności betonów z cementów z dodatkiem popiołu lotnego krzemionkowego
1 Dr inż. Górażdże CEMENT S.A.; e-mail: zbigniew.giergiczny@gorazdze.pl
2 Mgr inż. Górażdże CEMENT S.A.; e-mail: marcin.sokolowski@gorazdze.pl
19

(CEM II/B-V 32,5R i cementu hutniczego CEM III/A 32,5N-NA/HSR/LH. Badania zostały
wykonane w Laboratorium Materiałów Budowlanych Górażdże Cement S.A. w Strzelcach
Opolskich.
2. Rozwój wytrzymałości na ściskanie w czasie cementów z dodatkami mineralnymi
Jak zaznaczono we wprowadzeniu, o ile w początkowym okresie twardnienia cechą
charakterystyczną cementów dodatkami mineralnymi jest dość wolna dynamika narastania
wytrzymałości, to w dłuższym okresie dojrzewania, wytrzymałość cementów z dodatkami
mineralnymi (np. CEM II, CEM III) osiąga wartości znacznie przewyższające cementy
portlandzkie CEM I.
W tablicy 1 przykładowo przedstawiono rozwój wytrzymałości cementów CEM I
32,5R i cementu hutniczego CEM III/A 32,5N-LH-NA/HSR w odniesieniu do
wytrzymałości na ściskanie po 28 dniach. Można zauważyć, że po upływie 56 dni cement
hutniczy CEM III/A 32,5N uzyskuje o 20,5 % wyższą wytrzymałość w stosunku do
wytrzymałości 28-dniowej, natomiast cement CEM I 32,5R zwiększa swą wytrzymałość
tylko o 6,6 %. W dłuższych okresach twardnienia różnice te są jeszcze bardziej wyraźne na
korzyść cementu hutniczego CEM III/A 32,5N-LH-NA/HSR[3].
Jeżeli badanie mrozoodporności dla stopnia F150 trwa około 42 dni (zamrażarka
automatyczna), a zarówno próbki niezamrażane (świadki), jak i próbki zamrażane są
przechowywane przed badaniem przez okres 28 dni, to sumaryczny czas twardnienia
betonu wynosi w przybliżeniu 60 dni. Rozwój wytrzymałości, typowy dla cementów z
dodatkami i cementów bez dodatków, ma wpływ na wytrzymałość próbek – świadków, a
tym samym na wyniki badania mrozoodporności (tablica 1).
Tablica 1. Wytrzymałość na ściskanie cementu CEM I 32,5R i cementu CEM III/A 32,5N-
LH-HSR/NA [3]
20
Termin
badania
Wytrzymałość na ściskanie, MPa
Poziom wytrzymałości w stosunku
do wytrzymałości normowej
(28 dniowej), %
CEM I 32,5R
CEM III/A32,5N-
LH-HSR/NA
CEM I 32,5R
1 dzień 14,3 4,5 29,5 9,4
2 dni 22,9 7,8 47,3 16,3
7 dni 38,0 25,7 78,5 53,8
28 dni 48,4 47,8 100 100
56 dni 51,6 57,6 106,6 120,5
90 dni 52,6 59,3 108,7 124,1
180 dni 54,5 62,7 112,6 131,2
360 dni 54,9 67,2 113,4 140,6
CEM III/A 32,5N-
LH-HSR/NA

3. Badania mrozoodporności betonów wykonanych z użyciem cementów
z dodatkami mineralnymi
Prowadzone przez autorów badania miały na celu określenie możliwości stosowania
cementów z dodatkami mineralnymi (popiół lotny i granulowany żużel wielkopiecowy) do
wykonywania betonów mrozoodpornych, a także weryfikację przydatności metody oceny
mrozoodporności betonu wg normy PN-88/B-06250 [1].
3.1. Skład betonu i właściwości mieszanek betonowych
Do wykonania mieszanek betonowych zastosowano cement portlandzki CEM I
32,5R.oraz dwa rodzaje cementu z dodatkami mineralnymi:
• cement portlandzki popiołowy CEM II/B-V 32,5R-HSR – z dodatkiem popiołu
lotnego krzemionkowego (zawartość w składzie cementu ok. 30 %)
• cement hutniczy CEM III/A 32,5N-LH-HSR/NA – z dodatkiem granulowanego
żużla wielkopiecowego (zawartość w składzie cementu ok. 60 %)
Badaniom poddano mieszanki betonowe nienapowietrzone i napowietrzone. Składy
mieszanek betonowych były stałe. Różny był rodzaj stosowanego cementu i ilości
domieszek chemicznych dodawane do betonu w celu uzyskania założonej konsystencji i
stopnia napowietrzenia. Skład mieszanek betonowych przedstawiono w tablicy 2, a ich
właściwości w tablicy 3.
Tablica 2. Skład mieszanek betonowych
Rodzaj betonu Składnik Ilość składnika, kg/m 3
Cement 350
Piasek 0/2 645
Żwir 2/8
Żwir 8/16
Woda
588
663
168
Superplastyfikator 1,10 ÷ 1,75 1)
Beton nie
napowietrzony
w/c 0,48
Cement 350
Piasek 0/2 645
Żwir 2/8 588
Żwir 8/16 663
Woda 168
Superplastyfikator 0,70 ÷ 1,50 1)
Domieszka napowietrzająca 0,20 ÷ 0,25 1)
Beton
napowietrzony
w/c 0,48
1)
dozowanie domieszek zależne od rodzaju cementu
21

Tablica 3. Właściwości mieszanek betonowych
Wynik badania
Rodzaj betonu Właściwość
CEM I 32,5R
CEM II/B-V
32,5R
CEM III/A
32,5N
Beton nie
napowietrzony
opad stożka
rozpływ placka
12 cm
41 cm
13 cm
44 cm
12 cm
43 cm
Beton
napowietrzony
zawartość powietrza 1,8 % 1,7 % 1,9 %
opad stożka 13 cm 11 cm 13 cm
rozpływ placka 43 cm 44 cm 44 cm
zawartość powietrza 5,5 % 6,0 % 6,0 %
3.2. Wyniki badań mrozoodporności betonu
Badania mrozoodporności przeprowadzono po dwóch okresach dojrzewania próbek betonu:
• po 28 dniach (termin zgodny z zaleceniami dla metody zwykłej w normie PN-B/88-
06250 [1]),
• po 56 dniach, aby dodatkowo określić wpływ długiego czasu dojrzewania betonu na
jego mrozoodporność.
W badanych betonach założono stopień mrozoodporności F 150 – betony były poddane 150
cyklom zamrażania i rozmrażania.
Wyniki badań dla betonu nie napowietrzonego przedstawiono w tablicach 4 i 5 oraz w
tablicach 6 i 7 dla betonu napowietrzonego. Przy wyliczeniu spadków wytrzymałości
próbek poddanych zamrażaniu odniesiono się do wytrzymałości próbek-świadków oraz do
wytrzymałości próbek na ściskanie przed rozpoczęciem cyklicznego zamrażania i
rozmrażania.
Tablica 4. Beton nienapowietrzony – początek badania mrozoodporności po 28 dniach,
F150
Właściwość
CEM I 32,5R
Rodzaj cementu
CEM II/B-V 32,5R CEM III/A 32,5N
Wytrzymałość na ściskanie po
28 dniach, fcm,cube, N/mm 2
Wytrzymałość na ściskanie po
52,3 45,7 52,5
badaniu mrozoodporności
F 150 fcm,cube, N/mm 2
47,5 17,7 48,6
Wytrzymałość na ściskanie
2
świadków, f cm,cube,
N/mm
Spadek wytrzymałości w
53,5 56,4 59,2
stosunku do wytrzymałości
świadków, %
Spadek wytrzymałości w
11,2 68,6 17,9
stosunku do wytrzymałości po
28 dniach, %
9,2 61,2 7,4
Ubytek masy po badaniu
mrozoodporności F150, %
0,5 6,3 0,4
22

Tablica 5. Beton nienapowietrzony – początek badania mrozoodporności po 56 dniach,
F150
Rodzaj cementu
Właściwość
CEM I 32,5R CEM II/B-V 32,5R CEM III/A 32,5N
Wytrzymałość na ściskanie
po 56 dniach, fcm,cube, N/mm 2 Wytrzymałość na ściskanie po
54,2 57,7 58,6
150 cyklach (F150), fcm,cube, 50,1 32,5 54,6
N/mm 2
Wytrzymałość na ściskanie
świadków, fcm,cube, N/mm 2 Spadek wytrzymałości w
56,6 64,0 63,3
stosunku do wytrzymałości
11,5 49,0 13,7
świadków, %
Spadek wytrzymałości w
stosunku do wytrzymałości po
56 dniach, %
Ubytek masy po badaniu
mrozoodporności F150, %
7,5 43,6 6,8
0,3 1,2 0,4
Tablica 6. Beton napowietrzony – początek badania mrozoodporności po 28 dniach, F150
Właściwość
CEM I 32,5R
Rodzaj cementu
CEM II/B-V 32,5R CEM III/A 32,5N
Wytrzymałość na ściskanie po
28 dniach, fcm,cube, N/mm 2 Wytrzymałość na ściskanie po
45,2 41,8 44,6
badaniu mrozoodporności
F150, fcm,cube, N/mm 2
43,9 35,5 46,5
Wytrzymałość na ściskanie
świadków, fcm,cube, N/mm 2 45,9 48,6 49,0
Spadek wytrzymałości do
wytrzymałości świadków, %
2,1 26,9 5,1
Spadek wytrzymałości do
Przyrost
wytrzymałości po 28 dniach, 1,5 16,2 wytrzymałości!
%
4,3
Ubytek masy po badaniu
mrozoodporności F150, %
0,1 2,6 0,1
23

Tablica 7. Beton napowietrzony – początek badania mrozoodporności po 56 dniach, F150
Właściwość
Rodzaj cementu
CEM I 32,5R CEM II/B-V 32,5R CEM III/A 32,5N
Wytrzymałość na ściskanie po
56 dniach, fcm,cube, N/mm 2 Wytrzymałość na ściskanie po
44,9 44,7 50,1
badaniu mrozoodporności,
fcm,cube, N/mm 2
44,5 38,7 50,5
Wytrzymałość na ściskanie
świadków, fcm,cube, N/mm 2 45,4 47,1 52,8
Spadek wytrzymałości do
wytrzymałości świadków, %
1,9 17,8 4,3
Spadek wytrzymałości do
Przyrost
wytrzymałości po 56 dniach, 0,8 5,1 wytrzymałości!
%
1,9
Ubytek masy po badaniu
mrozoodporności F150, %
0,0 1,8 0,0
4. Wnioski z przeprowadzonych badań
Na podstawie przeprowadzonych badań i uzyskanych wyników można stwierdzić, że:
• betony wykonane przy użyciu cementu portlandzkiego CEM I 32,5R i cementu
hutniczego CEM III/A 32,5N-LH-HSR/NA spełniły wymagania normy PN-88/B-
06250 dla stopnia mrozoodporności F150. Zgodnie z oczekiwaniami lepsze rezultaty
odporności mrozowej zarówno przy spadkach wytrzymałości i ubytkach masy
osiągnięto na betonach napowietrzonych (tablica 6 i 7) – stopień napowietrzenia
badanych mieszanek 5,5-6,0 % (tablica 3). Jest to zgodne z wymaganiami normy
PN-EN 206-1 [4] dla składu betonu narażonego na agresję mrozową (klasy
ekspozycji XF), gdzie jednym z wymaganych warunków jest minimalny stopień
napowietrzenia betonu ≥ 4%.
• betony wykonane przy użyciu cementu portlandzkiego popiołowego CEM II/B-V
32,5R-HSR wykazały gorszą odporność na działanie mrozu w porównaniu do
pozostałych badanych cementów. W przypadku betonów nienapowietrzonych nie
zostały spełnione wymagania normy PN-88/B-06250 dla stopnia F150 (tablica 4
i 5). Napowietrzenie tych betonów (użycie domieszki napowietrzającej) znacząco
poprawiło ich mrozoodporność. Jednakże tylko beton napowietrzony, poddany
zamrażaniu po uprzednim dojrzewaniu przez okres 56 dni, spełnił wymagania dla
stopnia F150 (tablica 7).
• badania wykazały ograniczoną przydatność metody zamieszczonej w normie PN-
88/B-06250 [1] dla oceny mrozoodporności betonu wykonanego na cemencie
hutniczym CEM III/A 32,5N-NA/HSR/LH. Przyrosty wytrzymałości na ściskanie
świadków z betonu na cemencie hutniczym CEM III/A 32,5N-NA/HSR/LH były
znacznie wyższe niż dla betonu wykonanego z cementu portlandzkiego CEM I
32,5R. Co jest istotne, poziom wytrzymałości na ściskanie próbek poddanych
zamrażaniu oraz prób po 28 dniach dojrzewania dla cementów CEM I i CEM III był
24

•
bardzo zbliżony, zarówno dla betonu nienapowietrzonego i napowietrzonego (rys. 1
i 2). Natomiast zdecydowanie wyższe wytrzymałości na ściskanie po 56 dniach
dojrzewania oraz po badaniu mrozoodporności po tym terminie uzyskał beton na
cemencie hutniczym CEM III 32,5N-NA/HSR/LH (rys. 3 i 4).
Jednak obliczeniowym efektem wysokiego przyrostu wytrzymałości świadków w
dłuższym okresie czasu były wyższe spadki wytrzymałości dla betonów z cementem
hutniczym CEM III 32,5-N/NA/HSR (rys. 5 i 6). Należy również zaznaczyć w
przypadku betonów napowietrzonych z cementu hutniczego CEM III/A, zamiast
spadku wytrzymałości próbek poddanych zamrażaniu w odniesieniu do próbek
po 28
i 56 dniach dojrzewania, zanotowano przyrost wytrzymałości (rys. 7 i 8).
Oznaczenie ubytku masy próbek poddanych zamrażaniu w stosunku do masy
świadków, wskazało, że wymagania normy PN-B-06250 (ubytek masy ≤ 5 %)
zostały spełnione we wszystkich badanych betonach wykonanych z użyciem
cementu CEM I 32,5R i CEM III/A 32,5N. W przypadku cementu CEM II/B-V
32,5R warunek normowy nie został spełniony dla betonu nienapowietrzonego,
poddanego zamrażaniu po 28 dniach dojrzewania. Wyniki oznaczenia
ubytku masy
dla wszystkich badanych betonów przedstawiono w tablicach 4÷7.
Wytrzymałość, N/mm2
70
60
50
40
30
20
10
0
52,3
52,5
47,5 48,6
53,5
59,2
po 28 dniach po 150 cyklach świadki
Okres dojrzewania i rodzaj badanych próbek
CEM I 32,5R
CEM III/A 32,5N
Rys. 1. Wytrzymałość na ściskanie (fcm,cube)
próbek betonu nienapowietrzonego z cementu
CEM I 32,5R i CEM III/A 32,5N – oznaczenie mrozoodporności po 28 dniach
25

Wytrzymałość, N/mm2
70
60
50
40
30
20
10
0
54,2
58,6
54,6
50,1
56,6
63,3
po 56 dniach po 150 cyklach świadki
Okres dojrzewania i rodzaj badanych próbek
CEM I 32,5R
CEM III/A 32,5N
Rys. 2. Wytrzymałość na ściskanie (fcm,cube) próbek betonu nienapowietrzonego z cementu
CEM I 32,5R i CEM III/A 32,5N – oznaczenie mrozoodporności po 56 dniach
26
Wytrzymałość, N/mm2
60
50
40
30
20
10
0
45,2 44,6
46,5
43,9
45,9
49,0
po 28 dniach po 150 cyklach świadki
Okres dojrzewania i rodzaj badanych próbek
CEM I 32,5R
CEM III/A 32,5N
Rys. 3. Wytrzymałość na ściskanie (fcm,cube) próbek betonu napowietrzonego z cementu
CEM I 32,5R i CEM III/A 32,5N – oznaczenie mrozoodporności po 28 dniach

Wytrzymałość, N/mm2
60
50
40
30
20
10
0
44,9
50,1
44,5
50,5
45,4
52,8
po 56 dniach po 150 cyklach świadki
Okres dojrzewania i rodzaj badanych próbek
CEM I 32,5R
CEM III/A 32,5N
Rys. 4. Wytrzymałość na ściskanie (fcm,cube) próbek betonu napowietrzonego z cementu
CEM I 32,5R i CEM III/A 32,5N – oznaczenie mrozoodporności po 56 dniach
Spadek wytrzymałości, %
80
60
40
20
0
11,2
68,6
17,9
w stosunku do
świadków
9,2
61,2
7,4
do wytrzymałości po
28 dniach
CEM I 32,5R
CEM II/B-V 32,5R
CEM III/A 32,5N
20 % - graniczny
spadek w ytrzymałości
w stosunku do
św iadków
Rys. 5. Beton nienapowietrzony - spadek wytrzymałości próbek poddanych 150 cyklom
zamrażania/rozmrażania - początek badania mrozoodporności po 28 dniach
27

28
Spadek wytrzymałości, %
80
60
40
20
0
11,5
49,0
13,7
7,5
43,6
6,8
w stosunku do świadków do wytrzymałości po 56
dniach
CEM I 32,5R
CEM II/B-V 32,5R
CEM III/A 32,5N
20 % - graniczny
spadek
wytrzymałości w
stosunku do
Rys. 6. Beton nienapowietrzony - spadek wytrzymałości próbek poddanych 150 cyklom
zamrażania/rozmrażania - początek badania mrozoodporności po 56 dniach
Spadek wytrzymałości, %
80
70
60
50
40
30
20
10
0
-10
26,9
2,1 5,1 1,5
w stosunku do
świadków
16,2
-4,3
do wytrzymałości po 28
dniach
CEM I 32,5R
CEM II/B-V 32,5R
CEM III/A 32,5N
20 % - graniczny
spadek
wytrzymałości w
stosunku do
świadków
Rys. 7. Beton napowietrzony - spadek wytrzymałości próbek poddanych 150 cyklom
zamrażania/rozmrażania - początek badania mrozoodporności po 28 dniach

Spadek wytrzymałości, %
80
70
60
50
40
30
20
10
0
-10
17,8
1,9
4,3 0,8 5,1
w stosunku do
świadków
-1,9
do wytrzymałości po 56
dniach
CEM I 32,5R
CEM II/B-V 32,5R
CEM III/A 32,5N
20 % - graniczny
spadek
w ytrzymałości w
stosunku do
św iadków
Rys. 8. Beton napowietrzony - spadek wytrzymałości próbek poddanych 150 cyklom
zamrażania/rozmrażania - początek badania mrozoodporności po 56 dniach
Reasumując, należy stwierdzić, że metoda zwykła badania mrozoodporności betonu
wg normy PN-88/B-06250 [1], nie oddaje w pełni odporności betonu na działanie mrozu,
a w szczególności betonów wykonywanych z użyciem cementów z wysoką zawartością
dodatków mineralnych (cementów hutniczych CEM III). Z praktyki budowlanej wynika, że
stosowanie tej metody powoduje szereg rozbieżności w ocenie mrozoodporności betonów
oraz sporów pomiędzy producentem betonu, laboratorium nadzorującym i wykonawcą.
Odrębną problematykę stanowi kwestia określenia mrozoodporności betonu w
obecności środków odladzających. Okazuje się bowiem, że betony uznane za
mrozoodporne po badaniu metodą wg normy PN-B-06265, wykazują niską trwałość przy
działaniu soli odladzających [5]. Jest to kolejny dowód, że oceny mrozoodporności
betonów powinno dokonywać się innymi metodami, które pełniej oddają rzeczywiste
warunki pracy betonu.
Literatura
[1] PN-88/B-06250 „Beton zwykły”
[2] Rusin Z.: „Technologia betonów mrozoodpornych”; Polski Cement, Kraków 2002
[3] Giergiczny Z.: „Cementy specjalne w ofercie Górażdże Cement S.A”, Sympozjum
Naukowo-Techniczne „Trwałość betonu”, Kraków 2004
[4] PN-EN-206-1:2003 „Beton. Część 1. Wymagania, właściwości, produkcja
i zgodność”
[5] Fiertak M., Stryszewska T.: „Dodatek pyłu krzemionkowego a odporność betonów
na mróz”, Cement, Wapno, Beton; nr 6/2005
29

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice 2006
Konrad Grzesiak 1
Przemysław Gemel 2
BETON NAPOWIETRZONY.
STRUKTURA POWIETRZA A JEGO OBJĘTOŚĆ W MIESZANCE
BETONOWEJ. NOWA METODA BADAWCZA.
Beton profesjonalnie napowietrzony znany jest na świecie od połowy lat 50 XX
wieku, wtedy to pojawiły się pierwsze domieszki napowietrzające.
Ideą wprowadzenia tego typu domieszek do produkcji betonu towarowego była chęć
poprawy parametru mrozoodporności betonu. Jak wiadomo zamarzająca woda zwiększa
swoją objętość w betonie o ok. 9 %, dodanie domieszki napowietrzającej powoduje
stabilizację w matrycy cementowej pewnej ilości mikroporów, które przerywają ciągłość
kapilarną betonu, następstwem czego jest zwiększenie mrozoodporności.
1. Powietrze w betonie
Zasadniczo powietrze zawarte w świeżej mieszance betonowej możemy podzielić na
przypadkowo schwytane i wprowadzone w sposób celowy. Powietrze przypadkowe to
pęcherzyki o średnicach powyżej 1 mm, słabo zdyspergowane i najczęściej związane z
charakterystyką użytych kruszyw. Powietrze wprowadzone w sposób celowy poprzez
użycie domieszek napowietrzających, charakteryzuje się bardzo dobrą dyspersją w
strukturze mieszanki betonowej porów, których średnica zawiera się w przedziale 10-100
µm. O tych dwóch parametrach decyduje w większości rodzaj użytej domieszki.
W praktyce są to substancje powierzchniowo czynne, które dodane do betonu w czasie
mieszania stabilizują wprowadzone w ten sposób powietrze tworząc stabilne
i równomiernie rozmieszczone pęcherzyki.
Napowietrzenie, czyli celowe wprowadzenie powietrza do betonu, przeciwdziała
dwóm mechanizmom niszczącym beton podczas jego zamrażania. Po pierwsze przerywając
pory kapilarne zmniejsza podciąganie kapilarne, po drugie stwarza miejsce dla
1
inż. Konrad Grzesiak technolog w firmie Degussa Admixtures Polska Sp. z o.o.
konrad.grzesiak@degussa.com
2
mgr. inż. Przemysław Gemel obecnie dyrektor techniczno-handlowy w firmie Degussa
Admixtures Polska Sp. z o.o. przemysław.gemel@degussa.com
31

zwiększającej swoją objętość zamarzającej wody. Powtarzające się cykle zamrażania
i odmrażania dają efekt kumulacyjny, który przyczynia się do utraty trwałości betonu.
2. Wymogi betonów napowietrzonych i metody pomiaru
Głównym zadaniem technologów opracowujących recepty na betony
„mrozoodporne” jest optymalizacja składu mieszanki mająca na celu zmniejszeni objętości
porów kapilarnych. To ich znaczna ilość powoduje destrukcję betonu wywołaną zmianą
objętości zamarzającej wody (wzrost objętości o ok. 9%). Celowe wprowadzenie do
matrycy cementowej sieci mikroporów znacznie redukuje destrukcyjne działanie mrozu.
Badania laboratoryjne wstępne
Beton po zagęszczeniu badanie
kontrolne
Tablica 1. Zalecane wartości
Zawartość pęcherzyków
o średnicy< 300 µm
[L300]
> 1,8
> 1,5
Współczynnik rozstawu
pęcherzyków
[SF]
< 0,20 mm
< 0,24 mm
Obecnie znana jest ciśnieniowa metoda pomiaru zawartości powietrza w świeżej
mieszance betonowej pozwalająca na zbadanie całkowitej ilości powietrza w betonie.
Jednak pomiar tą metodą nie jest odpowiedzią na interesujące nas pytanie: czy beton jest
mrozoodporny?.
Tak jak wcześniej wspomniano pomiaru zawartości powietrza w betonie na placu
budowy można dokonywać metodą ciśnieniową. Oparta jest ona na zależności między
objętością powietrza i oddziaływującym na mieszankę ciśnieniem. Metoda ta ma jedną
zasadniczą wadę. Otrzymany wynik całkowitej objętości powietrza nie mówi nic o jego
strukturze i w szczególnych przypadkach może być obarczony znacznym błędem. Nie
mamy też możliwości odróżnienia ilości powietrza przypadkowo wprowadzonego do
betonu od powietrza wprowadzonego w sposób celowy. Dokładne informacje o systemie
pustek powietrznych w stwardniałym betonie (L300, SF) można uzyskać na podstawie
obserwacji pod mikroskopem specjalnie przygotowanych zgładów stwardniałego betonu.
Chcąc mieć możliwość kontroli struktury powietrza w trakcie produkcji świeżej mieszanki
betonowej możemy posłużyć się opracowanym w 1990 roku przez Dansk Beton Teknik
urządzeniem o nazwie Air-Void-Analyzer (w późniejszym tekście występującym pod
nazwą AVA).
32

Fot.1 Urządzenie AVA
Badania porównawcze pomiędzy wskazaniami AVA oraz wynikami obserwacji
mikroskopowych prowadzono w Niemczech przez VDZ (Verein Deutscher Zementwerke)
a także w Stanach Zjednoczonych. W Niemczech zbadanych zostało 31 mieszanek betonów
napowietrzonych o różnym składzie kruszyw i różnych cementach. Wskazania AVA
zawsze zawierały tzw. margines bezpieczeństwa, który w przypadku współczynnika
rozstawu wynosi:
SF Betonu stwardniałego = 0,714 x SF Betonu świeżego (1)
Badania porównawcze względem normy ASTM C 457 przedstawiają się następująco:
Zawartość powietrza: AVA < ASTM C457 (~2%)
Współczynnik rozstawu AVA ~ ASTM C457
Powierzchnia właściwa AVA > ASTM C45.
Nie tylko ilość powietrza w betonie, ale także współczynnik rozstawu pęcherzyków
(SF), tzn. maksymalna odległość od dowolnego punktu wewnątrz stwardniałego zaczynu
cementowego do powierzchni zewnętrznej betonu, lub do położonej w pobliżu pustki
powietrznej, jest odpowiedzialna za mrozoodporność betonu.
Następnymi ważnymi współczynnikami są zawartość pęcherzyków o średnicy < 300 µm
(L300) i powierzchnia właściwa porów w betonie. W przybliżeniu wynosi ona około 16 do
24 a nawet 32 mm -1 . Powierzchnia właściwa porów które nie zostały wprowadzone w
sposób celowy do betonu wynosi max 12 mm -1 (w późniejszym tekście wielkości te
występują pod nazwą “Struktura powietrza”).
33

3. Czynniki wpływające na napowietrzenie
Struktura i ilość powietrza, które zostaną wprowadzone przez domieszki
napowietrzające jest zależna od szeregu czynników.
3.1. Intensywność mieszania
• Mieszalnik
Mieszalnik musi nie tylko zapewnić efektywny sposób mieszania oraz jednolitość
rozprowadzenia domieszki napowietrzającej w betonie, ale również usunięcie mieszanki z
mieszalnika bez naruszenia jednolitości betonu. Zużycie łopat i okładzin wewnętrznych
powinno podlegać regularnej kontroli. Często stosowane w przypadku produkcji betonu
nawierzchniowego mixery ciągłe zapewniają bardzo efektywne mieszanie tylko wówczas
gdy dokładnie dobrane i sterowane są wszystkie parametry związane z dozowaniem
poszczególnych składników oraz z samym czasem mieszania (wydajnością).
• Czas mieszania
W procesie produkcji betonu napowietrzonego istnieje pojęcie optymalnego czasu
mieszania. Za krótki czas mieszania nie pozwala domieszce na wprowadzenie maksymalnej
ilości powietrza przy wybranym dozowaniu. Za długi czas mieszania może prowadzić do
redukcji ilości powietrza. W większości wypadków wystarcza 45 sekundowy czas
mieszania od momentu wprowadzenia domieszki napowietrzającej.
Rys 1. Zasadnicza zależność czasu mieszania do ilości napowietrzenia.
Wraz ze wzrostem czasu mieszania całkowita ilość powietrza zmienia się
minimalnie, ale jego struktura ulega stopniowemu polepszeniu. W przypadku produkcji
mieszanek ciekłych transportowanych betonomieszarkami optymalny czas mieszania ma
jeszcze większe znaczenie. Zbyt krótki czas mieszania może spowodować wtórne
napowietrzenie betonu podczas transportu a przez to znaczną utratę wytrzymałości na
ściskanie.
34

Tablica 2. Struktura powietrza w zależności od czasu mieszania
Czas mieszania
[s]
Metoda ciśnieniowa
[%]
L300
[V-%]
AF
[mm]
30 5,3 74 0,14
60 5,7 73 0,14
120 5,2 94 0,10
3.2. Konsystencja betonu
Konsystencja betonu w sposób pośredni poprzez zawartość wody w 1 m 3 również
znacząco wpływa na ilość oraz strukturę powietrza w betonie. Zależność od współczynnika
wodno cementowego pokazano na rysunku 2.
Zaw. powietrza w betonie
[%]
4,8
4,6
4,4
4,2
4
3,8
3,6
3,4
3,2
3
Dodatek dom. napowietrzającej: 0,25 % LP
1,00 0,40 2,00 0,45 3,00 0,50 4,00 0,55
W/C
30°C
20°C
Rys. 2. Napowietrzenie w zależności od konsystencji i temperatury
3.3. Temperatura świeżego betonu
Pomiędzy temperaturą betonu a działaniem domieszek napowietrzających istnieje
liniowa zależność. Ze wzrostem temperatury obniża się ilość uzyskanego powietrza, a więc
ze wzrostem temperatury należy zwiększyć dodatek domieszki napowietrzającej.
3.4. Jakość domieszek napowietrzających
Rodzaj surowca i jego koncentracja nie zawsze dostarcza informacji o jej
skuteczności. Dopiero zbadana struktura wprowadzonego przez nią powietrza do betonu,
oraz jej stabilność w czasie dostarcza informacji o jej jakości.
3.5. Rodzaj cementu
Wpływ rodzaju cementu na strukturę systemu powietrza jest oczywisty. Dodatkowo
pod uwagę powinno się brać jego pochodzenie. Pozytywne wyniki mrozoodporności i
odporności na działanie środków odladzających uzyskuje się z cementami portlandzkimi
(CEM I). Wykorzystywanie cementów hutniczych w betonach odpornych na działanie
środków odladzających podobnie jak cementów zawierających dodatki pucolanowe należy
poprzedzać dokładne badania struktury systemu powietrza. Ogólne stwierdzenie ich
35

negatywnego wpływu na strukturę powietrza według autorów jest zbyt rygorystyczne.
Niejednokrotnie wykazano wysoką kompatybilność tych cementów z domieszkami
napowietrzającymi
3.6. Dodatki do betonu
3.6.1. Popioły lotne
Wykorzystanie popiołów lotnych może stwarzać pewne problemy. Szczególnie nie
zalecane są popioły niskiej jakości zawierające w sobie znaczne ilości nieopalonego węgla.
3.6.2. Pył krzemionkowy
Kompatybilność pyłu krzemionkowego i domieszek napowietrzających sprawdzano
wielokrotnie a otrzymane wyniki potwierdzają możliwość stosowania z pozytywnym
wynikiem. Jednak warto wspomnieć, że przy odpowiednio niskim stosunku w/c i udziale
pyłu krzemionkowego, betony są na tyle szczelne, że bez napowietrzania są odporne na
działanie mrozu i środków odladzających. Stosowanie dodatku pyłu krzemionkowego oraz
domieszki napowietrzającej znacznie poprawia parametry trwałościowe i jest szczególnie
polecane w przypadku wymaganych wysokich parametrów mrozoodporności.
3.6.3. Plastyfikatory i superplastyfikatory
Zastosowanie plastyfikatorów i superplastyfikatorów może negatywnie wpłynąć na
strukturę powietrza. Szczególną uwagę należy poświęcić domieszkom zawierającym duże
ilości odpowietrzaczy. Ważne jest, aby znać ich kompatybilność z domieszką
napowietrzającą. Informacje te można niejednokrotnie otrzymać od producentów.
Używanie domieszek opóźniających hydratyzację cementu w betonach napowietrzonych
jest niewskazane. Istnieje niebezpieczeństwo, że nieodpowiednia pielęgnacja betonu może
doprowadzić do wysuszenia górnej jego warstwy i do utraty powietrza wprowadzonego
podczas napowietrzenia.
3.7. Skład mieszanki
Receptury betonów napowietrzonych powinny posiadać odpowiednią ilość zaczynu
(pasty) (uziarnienie < 0,125 mm i woda zarobowa) aby umożliwić wprowadzenie 40 – 60
l/m³ pęcherzyków powietrza. Zasadniczą zależność tego uziarnienia do napowietrzenia
betonu pokazano na rys. 3.
36

Rys. 3. Wpływ uziarnienia < 0,125 mm na napowietrzenie betonu
Beton bez udziału domieszek napowietrzających zawiera około 10 – 20 l/m³ powietrza. Są
jednak betony o zawartości powietrza powyżej 30 l/m³. W tym wypadku po dodaniu
domieszek napowietrzających, utrzymując parametr ogólnej ilości powietrza badanej
metodą ciśnieniową na poziomie 5 procent nie jest możliwe osiągnięcie optymalnej
struktury powietrza. W takich wypadkach pierwszym krokiem winna być optymalizacja
składu mieszanki przed dodaniem domieszki napowietrzającej mająca na celu redukcję
powietrza, lub jeśli to niemożliwe założenie wyższej niż 5% zawartości powietrza.
3.8. Dozowanie domieszek napowietrzających
Na ostateczną zawartość i strukturę powietrza wpływa również sposób
wprowadzania domieszki napowietrzającej do zarobu. Zaleca się dozowanie domieszki
napowietrzającej dopiero po wstępnym zmieszaniu pozostałych składników. W przypadku
kombinacji z innymi domieszkami powinno zachować się następujące zasady:
1. Kruszywo, cement, dodatki mineralne, woda,
2. Domieszki opóźniające,
3. DOMIESZKA NAPOWIETRZAJĄCA,
4. domieszki plastyfikujące i superplastyfikujące.
37

4. Przykład realizacji przy której wykorzystano
Projekt: „Rozbudowa i Modernizacja Oczyszczalni Ścieków Płaszów II w Krakowie”
Wykonawca: Konsorcjum Hydrobudowa Śląsk S.A. i MAXER S.A.
38
Tablica 3. Skład laboratoryjny mieszanki betonowej na 1 m 3 betonu B 25 W8 F150
Lp. Nazwa składnika Jedn. Ilość
1 Piasek 0/1 Szczakowa kg 129
2 Piasek 0/2 Radłów kg 459
3 Żwir 2/16 Roszków kg 657
4 Żwir 16/31,5 Roszków kg 531
5 CEM II/B-S 32,5R Górażdże kg 330
6 Woda Wodociągowa Kg 138
7 Powietrze % 5
Domieszki do betonu
1 Mischoel LP 70 Degussa 0,15% m.c. 0,50
2 Liquol BV 18 Degussa 0,90% m.c. 2,97
Razem kg 2115
Fot. 2. Budowa oczyszczalni Kraków Płaszów II

5. Wyniki badań
Rys. 4. Wskazania wagi w czasie.
Otrzymany wynik informuje o 2 ważnych parametrach tj. współczynnik rozstawu (spacing
factor) oraz powierzchnia właściwa (specific surfach).
39

Rys. 5. Procentowy udział porów o średnicy poniżej 2 mm w świeżej mieszance betonowej
oraz sumaryczną zawartość procentową porów o średnicy poniżej 300 µm.
Zalety
6. Wady i zalety AVA
1. Natychmiastowy wynik – natychmiastowa reakcja
a. Możliwość dokonywania korekt w procesie mieszania i transportu już w
czasie produkcji betonu – uniknięcie kosztów napraw lub zabezpieczania.
b. Każde badanie zajmuje około 25 minut, przy użyciu standardowych metod nie
wcześniej jak po 2 tygodniach od chwili wbudowania.
2. Badania mogą być przeprowadzane w dowolnym miejscu. AVA jest urządzeniem
przenośnym.
3. Oszczędność energii w procesie produkcji betonu poprzez skorelowanie optymalnej
struktury powietrza z czasem mieszania.
4. Możliwość pobrania próbki z wbudowanego betonu (wpływ pompowania,
wibrowania itp.)
a. Określa jakość betonu w wykonanym elemencie.
Wady
1. AVA jest czuły na wibracje, wymaga stabilnego stołu.
2. Mały rozmiar próbki (20 cm 3 ).
3. Struktura powietrza przeliczona jest na beton z zaprawy o ziarnach kruszywa nie
przekraczających 6 mm.
4. Mały zakres temperatury wody, w jakiej może być wykonane badanie 23±2ºC
40

7. Podsumowanie
Beton napowietrzony stawia technologom betonu najwyższe wymagania. Ilość
czynników wpływających na napowietrzenie i ich wzajemny wpływ utrudniają uzyskanie
stabilnych i jakościowo odpowiednich systemów pustek powietrznych.
Znajomość wpływu powyżej podanych czynników ułatwia projektowanie i
wykonywanie betonów napowietrzonych. Poprzez wykorzystanie urządzenia AVA, które
umożliwia określanie jakości systemu powietrza w świeżym betonie, można szczególnie
podczas badań laboratoryjnych i wdrożeń receptury do produkcji optymalizować skład i
sposób wykonania betonów napowietrzonych.
AIR ENTRAINED CONCRETE.
COMPARISON BETWEEN STRUCTURE (SIZE DISTRIBUTION) AND VOLUME
OF ENTRAINED AIR VOIDS IN FRESH CONCRETE.
Summary
Air entrained concrete is known for years. But until now there are still no good methods of
testing distribution of air voids in fresh concrete so important for durability of concrete buildings. The
main issue for this study was to point difference between testing fresh concrete with the pressure
meter and the Air Void Analyzer developed by DBT (Dansk Beton Teknik) in Denmark from 1988 to
1999. It seems to be very important to have more information about distribution (spacing factor, the
specific surface and the total amount of entrained air) of air voids responsible for freezing resistant of
concrete. Old well known pressure methods are not delivering this important information. Presented
method is offered as an alternative, and can help people working professionally with concrete ensure
that the quality of produced concrete fulfill specification. In article are shown examples of
measurement, some reference buildings and also advantages and disadvantages founded by authors.
41

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice 2006
Sebastian Kaszuba 1
Artur Golda 2
ZABUDOWA BETONU W KONSTRUKCJACH MASYWNYCH
1. Wstęp
Problem „betonu masywnego” odnosi się do wszystkich elementów o takich
gabarytach, w których rozkład temperatur w „młodym” betonie odgrywa istotne znaczenie
dla uzyskania monolitycznej masy betonowej w całej konstrukcji. Główną trudność
podczas procesu projektowania receptur mieszanek betonowych, przeznaczonych do
zabudowy w konstrukcjach masywnych, stanowi określenie z możliwie dużą dokładnością
rozkładu temperatur w konstrukcji i wynikających z tego rozkładu gradientów temperatury
w poszczególnych częściach konstrukcji. Informacje te są niezbędne w celu zastosowania
odpowiednich zabiegów technologicznych, polegających zarówno na modyfikacji
domieszkami chemicznymi matrycy cementowej (sterowanie twardnienia przez
zastosowanie opóźniaczy wiązania, rozkładem w czasie wydzielającego się ciepła w
procesie hydratacji cementu) jak i zastosowaniu izolacji termicznej konstrukcji, mających
na celu przeciwdziałanie powstawaniu termicznych naprężeń krytycznych z punktu
widzenia wytrzymałości betonu. Nakłada to na wykonawcę konstrukcji konieczność
kontrolowania termiki konstrukcji w czasie zabudowywania jej betonem. Informacje
uzyskane podczas kontroli termiki konstrukcji w pierwszym okresie wiązania i twardnienia
betonu z kolei służą do odpowiedniego sterowania procesem pielęgnacji termicznej
konstrukcji w celu uniknięcia, bądź znacznego ograniczenia, powstawania rys wywołanych
naprężeniami termicznymi. Mówiąc o zabudowie mieszanki betonowej w konstrukcji nie
należy także bagatelizować odpowiedniego sposobu układania mieszanki betonowej
w konstrukcjach wielkogabarytowych.
Wracając do meritum niniejszego referatu przede wszystkim należy zwrócić uwagę
na proces hydratacji cementu – silnie egzotermiczna reakcja występująca podczas wiązania
i twardnienia cementu – która jest przyczyną wzrostu temperatury w konstrukcji, a w
konsekwencji na skutek rozszerzalności cieplnej powoduje wzrost objętości elementu.
W sytuacji hipotetycznej braku występowania żadnych więzów, wzrost objętości
zabudowanego w elemencie betonu nie powoduje wystąpienia naprężeń termicznych.
1 Mgr inż., BETOTECH, Sp. z o.o., Dąbrowa Górnicza
2 Mgr inż., BETOTECH, Sp. z o.o. Dąbrowa Górnicza
43

W praktyce występuje zawsze, co najmniej jeden rodzaj więzów:
• wewnętrzne - związane z nierównomiernym rozkładem temperatury w betonie,
• zewnętrzne - związane z ograniczeniem termicznego wzrostu objętości.
Warunki rzeczywiste wprowadzają szereg ograniczeń i czynników determinujących
powstawanie wspomnianych więzów. Skutkuje to oczywiście powstaniem naprężeń
wewnętrznych w objętości konstrukcji mających destrukcyjny charakter.
2. Dobór składników mieszanki betonowej
Pojęcie betonu masywnego niesie z sobą szereg zagadnień i nie odnosi się wyłącznie
do odpowiednio dobranej receptury mieszanki betonowej. Równorzędne w znaczeniu
uzyskania poprawnego efektu finalnego jest odpowiednie przeprowadzenie zabudowy oraz
pielęgnacji termicznej wykonywanej konstrukcji, o czym już sygnalizowano wcześniej.
Receptura mieszanki betonowej winna być tak zaprojektowana, aby uzyskać
zakładane parametry stwardniałego betonu przy maksymalnym ograniczeniu ciepła
wydzielającego się podczas hydratacji cementu. Ponieważ cement jest składnikiem betonu
determinującym wydzielanie ciepła, wobec czego należy dążyć do jego ograniczenia do
niezbędnego minimum z punktu widzenia zarówno trwałości konstrukcji, jak i uzyskania
parametrów końcowych betonu. W szczególnych przypadkach zakłada się, że parametry
stwardniałego betonu uzyskiwane są w terminach przekraczających 28 dzień dojrzewania
betonu.
Podstawą prawidłowo zaprojektowanej receptury mieszanki betonowej jest
odpowiedni dobór ilościowy i jakościowy wszystkich składników receptury mieszanki
betonowej ze szczególnym naciskiem na rodzaj cementu oraz ilość wprowadzanych
dodatków mineralnych.
Niezmiernie przydatnymi i zalecanymi do zastosowania w konstrukcjach
masywnych spoiwami są cementy z dużą ilością dodatków mineralnych i o niskim cieple
hydratacji. Idealnymi wprost w zastosowaniu do tego typu realizacji są cementy z grupy
CEM III. Dostępne na rynku polskim cementy, oferowane przez Górażdże Cement S.A., są
CEM III/A 32,5 N-HSR/LH/NA, bądź CEM III/B 32,5 L. W oparciu o te cementy
wykonano jedne z największych w kraju elementy żelbetonowe wielkokubaturowe.
Wymienione cementy charakteryzują się niskim ciepłem hydratacji odpowiednio nie
wyższym niż 270 J/g dla CEM III/A 32,5 N-HSR/LH/NA oraz 210 J/g dla CEM III/B 32,5
L (wyznaczone po 7 dniach metoda rozpuszczania wg PN-EN 196-8, rys. 1).Tak niskie
ciepło hydratacji cementu pozwala na uzyskanie łagodnej dynamiki wzrostu temperatury
„młodego” betonu oraz możliwie duże w czasie rozłożenie ilościowego wydzielania się
ciepła podczas hydratacji cementu. Są to istotne właściwości, które pozwalają ograniczyć
możliwość powstawania krytycznych gradientów temperatury w objętości konstrukcji a w
efekcie końcowym wydatnie ograniczają samonagrzew twardniejącego ułożonego w
konstrukcji betonu. Zastosowanie tego rodzaju cementów pozwala także wyeliminować
kosztowne rozwiązania chłodzenia konstrukcji.
Bardzo często, prócz zastosowania jako uzupełnienie drobnych frakcji w stosie
kruszywowym, także w celu dodatkowego ograniczenia ilości wydzielanego ciepła w
trakcie twardnienia betonu, stosowane są jako składnik mieszanki betonowej dodatki
mineralne. Najbardziej popularnym dodatkiem stosowanym w produkcji betonu
towarowego jest dodatek popiołów lotnych ze spalania węgla kamiennego.
44

Następnym zagadnieniem przy projektowaniu receptury mieszanki betonowej, po
właściwym pod względem jakościowym doborze spoiwa, jest odpowiedni dobór ilości
stosowanego spoiwa. Podczas ustalenia zawartości cementu w mieszance betonowej można
posłużyć się wytycznymi wskazanymi przez FitzGibbon’a, który ocenił, iż wzrost
maksymalnej temperatury betonu w warunkach adiabatycznych wynosi ok. 12 o C na każde
100kg cementu przypadające na 1 m 3 betonu, dla zawartości cementu pomiędzy 300 a 600
kg /m 3 . Zależność ta jest niezwykle przydatna, ponieważ nie wpływa na nią rodzaju
zastosowanego cementu.
J/g
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0 1 2 3 4 5 6 7
czas, dni
CEM I 32,5R
CEM II/B-S 42,5N
CEM III/A 42,5N
CEM II/B-S 32,5R
CEM III/A 32,5N
CEM III/B 32,5L
Rys. 1. Zależność ilości wydzielonego w funkcji czasu dla wybranych cementów
W praktyce dla betonów w konstrukcjach masywnych ilość cementu przypadająca na 1 m 3
betonu powinna oscylować w ilości ok. 300 kg/m 3 .
Dzięki postępowi, jaki dokonał się w dziedzinie domieszek chemicznych możliwe
jest sterowanie współczynnikiem w/c w taki sposób, aby uzyskać zakładane właściwości
reologiczne oraz wytrzymałościowe betonu przy możliwie niskiej ilości cementu. Z uwagi
na konieczność ograniczenia skurczu betonu, zapewnienie odpowiedniej szczelności
matrycy cementowej oraz odpowiedniej trwałości konstrukcji betonowej, współczynnik
w/c nie powinien przekraczać wartości 0,5. Zastosowane domieszki chemiczne muszą,
zatem zapewnić znaczne ograniczenie ilości wody w mieszance betonowej oraz, co jest
równie istotne, odpowiednio długie zachowanie urabialności mieszanki betonowej,
ponieważ przy wykonywaniu konstrukcji masywnych bardzo ważnym aspektem jest
prawidłowe połączenie układanych na sobie warstw mieszanki betonowej. Jest to konieczne
dla uzyskania monolitycznego obiektu. Aby spełnić ten warunek mieszanka betonowa
winna zachowywać w czasie wystarczającą do połączenia obydwu warstw urabialność,
która w zależności od przyjętego schematu zabudowy oraz możliwości wytworzenia
mieszanki betonowej powinna utrzymać się w czasie nawet do 6 godzin.
45

W mieszankach betonów masywnych pożądane jest zastosowanie kruszywa
o możliwie największym wymiarze maksymalnym ziaren. Zastosowanie takiego stosu
okruchowego ma trzy główne aspekty:
- po pierwsze, powoduje ograniczenie zawartości frakcji drobnych, co pociąga za sobą
zredukowanie wodożądności kruszywa a to skutkuje poprawą szczelności matrycy
cementowej i lepszymi właściwościami stwardniałego betonu
- po drugie, bardzo istotne z punktu rozszerzalności termicznej betonu, większa ilość
jednorodnego, monolitycznego, „naturalnie zespolonego” składnika betonu, jakim
niewątpliwie jest kruszywo (ziarno kruszywa), wydatnie ogranicza skurcz betonu, co
jest szczególnie pożądane
- po trzecie, zastosowanie stosu okruchowego o możliwie największym wymiarze
maksymalnym ziaren kruszywa grubego skutkuje mniejszą powierzchnią
rozwinięcia, w przeliczeniu na cały stos okruchowy, co w efekcie końcowym
wymaga mniejszej ilości cementu do „zespolenia” kruszywa w mieszance betonowej
(teoria otulenia ziaren kruszywa przez ziarna cementu stosowana w projektowaniu
składu mieszanek betonowych)
Jak z tego wynika ideałem byłoby dążenie do zastosowania stosu okruchowego o
Dmax 63 mm i większym. Niestety istnieją powody ograniczające maksymalny wymiar
ziarna kruszywa w betonach masywnych. Na ogół jest to przede wszystkim sposób
podawania mieszanki betonowej, którym w większości przypadków jest pompowanie
betonu oraz sam proces układania i zagęszczania mieszanki betonowej w konstrukcji, która
w zawiera przeszkody dla swobodnego wypełnienia objętości w postaci zbrojenia. Z tego
powodu w większości mieszanek betonów masywnych (za wyłączeniem konstrukcji
hydrotechnicznych) stosuje się kruszywo o maksymalnym ziarnie do 31,5 mm.
3. Zabudowa mieszanki betonowej oraz pielęgnacja termiczna młodego betonu
Najbardziej popularnym a zarazem przydatnym sposobem układania i zagęszczania
mieszanek betonowych w konstrukcjach masywnych jest układanie mieszanki betonowej
warstwami, w sposób skośny (rys.2c).
W przypadku stosowania wymienionego sposobu układania mieszanki betonowej, warstwa
betonu układana jest sukcesywnie na całej wysokości elementu, co umożliwia znaczne
skrócenie czasu potrzebnego na położenie na sobie i połączenie z sobą kolejnych
układanych warstw. Betonowanie sposobem warstw skośnych niesie ze sobą konieczność
odpowiedniego doboru konsystencji układanej mieszanki betonowej. W przypadku
zastosowania konsystencji zbyt niskiej możemy spodziewać się braku prawidłowego
zagęszczenia w dolnych partiach układanego elementu, jeżeli zastosujemy konsystencje
zbyt wysoką nie będziemy wstanie utrzymać zakładanego stosunku wysokości do długości
warstwy skośnej, co doprowadzi do znacznego wydłużenia czasu układania kolejnych
warstw a w skrajnym przypadku do zmiany sposobu układania. Odpowiednia do danego
sposobu układania mieszanki betonowej konsystencja powinna być ustalana
doświadczalnie podczas wykonywania badań wstępnych dla danej receptury mieszanki
betonowej.
Opisany sposób układania mieszanek betonowych zastosowano między innymi
podczas wykonywania między innymi fundamentów o kubaturze ponad 6750m 3 w
Elektrowni Pątnów w Koninie, Elektrowni Łagisza w Będzinie oraz przy wykonywaniu
elementów masywnych konstrukcji maszyny COS3 w Mittal Steel Polska S.A., gdzie
46

dostawcą mieszanki betonowej było Górażdże Beton Sp. z o.o.. Zastosowana metoda
zabudowy w połączeniu z odpowiednią ilością pomp do betonu na budowie zapewniła
skrócenie czasu połączenia kolejnych warstw betonu w przedstawionych przykładach do
niespełna 2 godzin.
a b
c
Rys. 2. Sposoby układania mieszanki betonowej
a) betonowanie warstwami poziomymi ciągłymi (elementy o niewielkich
powierzchniach
b) betonowanie warstwami ze stopniowaniem (elementy o znacznych
powierzchniach i niewielkich grubościach)
c) betonowanie warstwami skośnymi (elementy o znacznych powierzchniach
i znacznych grubościach)
Wcześniej wspomniano, iż sam wzrost temperatury betonu w elemencie masywnym
nie jest zagrożeniem w przypadku, gdy nie istnieją zewnętrzne i wewnętrzne więzy. W
warunkach rzeczywistych jednak wszystkie elementy betonowe posiadają określone więzy.
Więzy wewnętrzne związane z naprężeniami termicznymi powstają na skutek oddawania
przez element ciepła do otoczenia, które zgodnie z prawem Newtona opisane jest
równaniem:
ρ = α T − T )
(1)
b
p ( s z
gdzie:
ρb − ciepło odprowadzone z powierzchni elementu,
αp − współczynnik przejmowania ciepła na powierzchni elementu [W/m 2 K],
T S − temperatura powierzchni elementu, °C,
T − temperatura otoczenia, °C.
z
47

Z przedstawionego równania wynikają następujące możliwości ograniczenia naprężeń
termicznych w konstrukcji:
a) zmniejszenie współczynnika przejmowania ciepła poprzez zastosowanie izolacji
termicznej
b) zmniejszenie różnicy temperatur poprzez ograniczenie temperatury elementu.
W przypadku osiągnięcia krytycznej wartości odprowadzania ciepła z elementu naprężenia
rozciągające związane z rozszerzalnością cieplną wnętrza elementu i bezwładnością cieplną
zewnętrznych warstw osiągają wartość przekraczającą wytrzymałości na rozciąganie
młodego betonu.
Krytyczną różnicę temperatur, przy której naprężenia rozciągające przekroczą
wytrzymałości młodego betonu podał w swej pracy FitzGibbon i wynosi ona ok. 20 o C
(rys. 3).
Rys. 3. Przykład rozkładu temperatur w elemencie wywołujący krytyczny gradient
temperatury
Jak wynika z powyższych stwierdzeń bardzo ważnym czynnikiem determinującym
uzyskanie pozbawionego pęknięć elementu jest odpowiednie przeprowadzenie pielęgnacji
termicznej. Intensywność, rodzaj oraz okres trwania powinny być ustalane w oparciu o
zmierzone wartości temperatury podczas monitorowania rozkładu temperatur w elemencie.
W praktyce rozkład temperatur monitorowany jest w różnych punktach konstrukcji za
pomocą termopar. Rozmieszczenie punktów pomiarowych oraz ich ilość dobierana jest z
uwzględnieniem spodziewanych pól termicznych o maksymalnych temperaturach. W
oparciu o uzyskiwane tą drogą informacje podejmowane są decyzje o odpowiednim
zastosowaniu izolacji termicznej. Zgodnie z wytycznymi literaturowymi oraz w świetle
zdobytych doświadczeń podczas tego typu realizacji izolacja termiczna powinna być
zachowana do momentu zmniejszenia się różnicy temperatur pomiędzy poszczególnymi
warstwami poniżej 10 o C.
Jako izolacje termiczne powszechnie wykorzystywane są płyty styropianowe
połączone z folią z tworzyw sztucznych dla zapewnienia odpowiednich warunków
wilgotnościowych. Zwiększenie grubości izolacji termicznej należy zastosować na
48

odkrytych narożach elementu gdzie wymiana ciepła z otoczeniem jest szczególnie duża.
Przy pielęgnacji tego typu elementów należy zwrócić szczególną uwagę na wszelkiego
rodzaju środki nanoszone powierzchniowo, aby ich zastosowanie nie spowodowało
dodatkowego efektu chłodzenia. W szczególności niewolno stosować powszechnego,
dobrze zdającego egzamin w przypadku pielęgnacji niewielkich elementów, polewania
powierzchni elementu zimną wodą.
Oprócz więzów wewnętrznych związanych z rozkładem temperatur w konstrukcji
bardzo często występują więzy zewnętrzne związane z ograniczeniem rozszerzalności
cieplej wykonywanego elementu. Przykładem taki więzów mogą być szalunki lub
wykonywanie konstrukcji betonowej na już istniejącym elemencie (ściany powstające na
istniejącym fundamencie), który ogranicza swobodne zmiany liniowe świeżego betonu
wywołane rozszerzalnością termiczną ciała stałego.
Sposobem uniknięcia tak wywołanych uszkodzeń może być odpowiedni dobór zbrojenia
oraz, jeżeli to możliwe, zapewnienie maksymalnej swobody zmian wymiarów w
pozostałych nieograniczonych kierunkach wykonywanemu elementowi, w celu
rozładowania naprężeń termicznych.
4. Zabudowa betonu w obiektach masywnych maszyny COS 3 dla Mittal Steel
Polska S.A.
W pierwszym kwartale 2006 roku rozpoczęła się budowa obiektów masywnych dla
potrzeby budowy trzeciej nitki ciągłego odlewu stali w hucie Mittal Steel w Dąbrowie
Górniczej. Wykonawca elementów żelbetowych firma Hochtieff Polska zleciła
opracowanie receptury mieszanki betonowej i sprawowanie nadzoru laboratoryjnego nad
zabudową oraz pielęgnacja betonu firmie Betotech Sp. z o.o.
Zaproponowana przez laboratorium receptura mieszanki betonowej oparta została o
cement CEM III/A 32,5N-HSR/LH/NA z dodatkiem popiołów lotnych. Zastosowano stos
okruchowy o maksymalnym wymiarze ziarna 31,5 mm (rys.4).
Ze względu na konieczność ograniczenia współczynnika w/c do wartości 0,47 zastosowano
kombinacje wysoko wydajnego superplastyfikatora z plastyfikatorem.
Dzięki użyciu takiej kombinacji domieszek chemicznych zapewniono odpowiednią
redukcje wody zarobowej oraz wydłużono czas przerobu mieszanki betonowej do 6 godzin,
co dało wystarczający zapas czasu potrzeby ułożenie w konstrukcji mieszanki betonowej
oraz na połączenie kolejnych warstw skośnych. Skład zastosowanej receptury mieszanki
betowej został podany w tablicy 1.
49

Tablica 1. Receptura mieszanki betonowej
Składnik Ilość [kg/m 3 ]
Piasek 0/2 619
Grys 2/8 354
Grys8/16 399
Grys16/31,5 453
CEM III/A 32,5 – HSR/LH/NA 300
100
90
80
70
Popiół lotny 70
Woda 143
Plastyfikator 1,24
Superplastyfikator 4,34
Średnie parametry mieszanki betonowej zostały podane w tablicy 2, a stwardniałego betonu
w tablicy 3.
50
Udział [%]
60
50
40
30
20
10
0
0 0,125 0,25 0,5 1 2 4 8 16 32
Frakcja [mm]
Rys. 4. Krzywa przesiewu mieszanki mineralnej betonu masywnego
Tablica 1. Parametry mieszanki betonowej
Opad stożka, mm 120
Zawartość powietrza, % 0,9
Współczynnik w/c 0,48

Tablica 2. Średnie uzyskane parametry stwardniałego betonu
Wytrzymałość na ściskanie po 7 dniach twardnienia, MPa 25,9
Wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach twardnienia, MPa 48,2
Wodoprzepuszczalność W8
Jako izolację zastosowano folię polipropylenową oraz warstwy styropianu (rys.5).
Intensywność oraz czas pielęgnacji termicznej zostały ustalane na podstawie odczytu
rozkładu temperatur w masywie betonowym. Pomiar temperatur odbywał się za pomocą
termopar typu K w ilości zależnej od objętości, wymiarów oraz kształtu spodziewanych
rozkładów termicznych w wykonywanym elemencie. Sondy zamontowane były na trzech
wysokościach: 15 cm pod powierzchnią górną, w środku grubości elementu oraz 15 cm od
dolnej powierzchni. Rozmieszczenie sąd poprzedzone było wstępnymi obliczeniami
rozkładu temperatury w elemencie celem określenia najbardziej niebezpiecznych obszarów,
które szczególnie należy monitorować.
Rys. 5 Widok izolowanego termicznie elementu
Podczas pomiarów uzyskano następującą charakterystykę rozkładu temperatury pokazaną
na rys. 6
51

Temperatura [C]
35
30
25
20
15
10
12.04.2006 06:00:00
12.04.2006 14:00:00
12.04.2006 22:00:00
13.04.2006 06:00:00
16.04.2006 22:00:00
13.04.2006 14:00:00
13.04.2006 22:00:00
14.04.2006 06:00:00
14.04.2006 14:00:00
14.04.2006 22:00:00
15.04.2006 06:00:00
15.04.2006 14:00:00
15.04.2006 22:00:00
16.04.2006 06:00:00
16.04.2006 14:00:00
Data Godzina
17.04.2006 06:00:00
17.04.2006 14:00:00
17.04.2006 22:00:00
18.04.2006 06:00:00
18.04.2006 14:00:00
18.04.2006 22:00:00
19.04.2006 06:00:00
19.04.2006 14:00:00
Rys. 6. Rozkład temperatury w wykonywanej konstrukcji betonowej
15 cm od
powierzchni
środek
15 cm od
dołu
Jak wynika z przedstawionych wyników pomiarów prawidłowo prowadzony proces
pielęgnacji termicznej w powiązaniu z dobrze zaprojektowaną recepturą mieszanki
betonowej oraz prawidłowo sporządzonym i zrealizowanym planem zabudowy dał w
końcowym rozrachunku pożądany efekt końcowy w postaci braku usterek w powstałej
konstrukcji. Maksymalny gradient temperatury przypadający na metr grubości elementu
wyniósł w przedstawionym przypadku 7,2 o C/m i wystąpił podobnie jak maksymalna
temperatura wnętrza po 4 dniach od zabudowy. Zarówno maksymalna temperatura wnętrza
jak również gradient temperatur nie przekroczyły ustalonych na etapie projektowania
granicznych wartości ∆t

Przedstawiona realizacja jest jedną z wielu, które powstały w czasie ostatnich kilku
lat i przy których pracownicy BETOTECH Sp. z o.o. czynnie uczestniczyli. Zdobyte
doświadczenie podczas realizacji prac zarówno ze strony jednostki nadzorującej, jak
i dostarczającej technologię pozwoliło wypracować procedury postępowania podczas
realizacji tego typu zadań, wyeliminowania najczęstszych błędów popełnianych podczas
zabudowy i pielęgnacji zarówno przez wykonawcę jak i dostawcę mieszanki betonowej.
Należy z całą stanowczością stwierdzić, iż prócz ugruntowanej wiedzy inżynierskiej
konieczne jest doświadczenie w realizacji elementów wielkogabarytowych. Nie sposób
przewidzieć wszystkich zagrożeń przed przystąpieniem do realizacji konstrukcji wobec
czego jednostka odpowiedzialna za nadzór nad poprawnością wykonywanych prac winna
bezpośrednio uczestniczyć na każdym etapie procesu podejmowania decyzji technicznych,
a podczas właściwego procesu realizacji zadania bezpośrednio uczestniczyć
w podejmowaniu decyzji wpływających na jakość finalnego elementu.
Literatura
[1] Neville A.N.: „Właściwości betonu”, Polski Cement, Kraków 2000
[2] Kurdowski W.: „Chemia cementu”, PWN, Warszawa 1991
53

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice 2006
Marek Petri 1
ELEMENTY BETONOWE CIENKOŚCIENNE
Z WYKORZYSTANIEM WŁÓKIEN SZKLANYCH
1. Wprowadzenie
Cienkościenne materiały budowlane (zaczyny, zaprawy i betony) otrzymywane z
użyciem cementu portlandzkiego jako spoiwa, produkuje się zazwyczaj wprowadzając do
receptury ich otrzymywania włókna zbrojące. Włókna te, jeżeli mają mieć pozytywny
wpływ na własności mechaniczne stwardniałych wyrobów, powinny posiadać zarówno
wytrzymałość na rozciąganie jak i moduł sprężystości znacznie większe niż w/w wielkości
posiada stwardniały zaczyn, zaprawa lub beton, a ich udział objętościowy w wyrobie
powinien przekraczać tzw. objętość krytyczną [1]. Techniczno ekonomiczne
uwarunkowania spowodowały, że tego rodzaju wymagania aktualnie (przy zakazie
stosowania azbestu) spełniają mikrowłókna węglowe, stalowe, szklane i poliwinyloalkoholowe.
Elementy dekarskie, takie jak włóknisto cementowe płyty faliste i płyty płaskie oraz
gąsiory, są u nas powszechnie znane. Tradycyjnie otrzymywane są one metodą mokrą tzw.
Hatschek’a, z wodnej zawiesiny cementu i włókien. Pierwotnie jako mikrozbrojenie
stosowano mieszankę włókien azbestowych, aktualnie stosuje się mieszankę włókien
celulozowych i poliwinyloalkoholowych (PVA). Podobnie produkuje się również płyty
osłonowe stosowane w budownictwie szkieletowym. Z pracujących w Polsce latach 90tych
pięciu zakładów produkcyjnych pozostał tylko jeden. Pozostałe zostały zamknięte na
skutek trudności, jakie wystąpiły podczas eliminacji włókien azbestowych ze składu
recepturowego w/w wyrobów.
Włókna azbestowe, jako stosunkowo tania kopalina posiadające po uszlachetnieniu bardzo
dobre właściwości fizyczne, były od końca XIX wieku masowo stosowane jako dodatek
zbrojący do ponad 100 różnych materiałów (nie tylko budowlanych). Ich cena była około 4
razy niższa od konkurencyjnych włókien, w tym szklanych. Zaobserwowano jednak
szkodliwy wpływ wdychanych w miejscu pracy (kopalnie, zakłady przetwórcze) włókien
na zdrowie pracowników. Kancerogenne oddziaływanie krótkich (respirabilnych) włókien
1 dr inż , Akademia Górniczo Hutnicza w Krakowie, Kraków al. Mickiewicza 30,
e-mail: petri@agh.edu. pl
55

azbestowych, udokumentowane zostało w roku 1960 (Wagner J.C). Ograniczenie a później
zakaz stosowania azbestu, zostało w Unii Europejskiej wprowadzone już w 1983 roku,
a w Polsce dopiero w 1997.
Inną grupą cienkościennych betonowych wyrobów, to elementy budowlane
wykonywane z GRC, czyli betonów zbrojonych włóknem szklanym. Jest to materiał
praktycznie u nas nieznany, którego produkcję (na niewielką skalę) rozpoczęto w Polsce
dopiero w roku 2004. Nie jest to nowy materiał, pierwsze próby jego otrzymywania to rok
1941. Skończyły się one umiarkowanym powodzeniem, ze względu na małą odporność
stosowanych wówczas włókien szklanych na alkaliczne środowisko reagującego z wodą
cementu. Prace badawcze prowadzone głównie w Wielkiej Brytanii, doprowadziły do
opracowania receptury otrzymywania szkieł odpornych na oddziaływanie zasad (szkła AR
– alkali resistant). Gwałtowny rozwój technologii produkcji różnego rodzaju wyrobów
z zaczynów, zapraw i betonów zawierających włókna szklane AR rozpoczął się od połowy
lat 70-tych i trwa do chwili obecnej. Zjawisko to ściśle koreluje z eliminacją włókien
azbestowych jako czynnika zbrojącego wymienione powyżej materiały budowlane. Fakt, że
ograniczenie stosowania włókien azbestowych w UE wprowadzono w 1983 roku a w
Polsce dopiero w 1997, tłumaczy mniejsze zainteresowanie w latach 1980 – 2000
rodzimych firm stosowaniem drogich zamienników włókien azbestowych i rozwijania
alternatywnych technologii, co nie było konieczne ani u nas ani też u naszych głównych
(w tym czasie) partnerów gospodarczych.
2. Alkaloodporne włókna szklane (AR)
Aktualnie działają w Europie dwie firmy zajmujące się wytwarzaniem i dystrybucją
(również w Polsce) alkaloodpornych włókien szklanych AR, są to: Saint Gobain Vetrotex z
siedzibą w Hiszpanii, oraz oddział Nippon Electric Glass z siedzibą w Wielkiej Brytani.
Produkują one włókna o zbliżonych własnościach i o zbliżonym asortymencie: rowing -
ciągłe pasma włókien przeznaczone do GRC wytwarzanego metodą natrysku, oraz włókna
krótkie – pasma rowingu cięte na odcinki 6 – 40 mm, a przeznaczone do wytwarzania
wyrobów GRC metodą mieszania i formowania wibracyjnego (tzw. premix), wytwarzane
metodą wyciskania, oraz mogące mieć zastosowanie jako dodatek eliminujący
mikrospękania skurczowe do betonów konstrukcyjnych.
Są to krzemianowe szkła sodowo wapniowe, o podwyższonej zawartości cyrkonu. Ogólnie
im większa w nich zawartość cyrkonu, tym lepsza odporność na oddziaływanie
alkalicznych produktów hydratacji cementu portlandzkiego.
56
Rys. 1. Odporność na oddziaływanie alkaliczne włókien szklanych AR

Cena włókien u obu dostawców jest również zbliżona i wynosi od około 2,5 euro/kg (za
niektóre rodzaje włókien krótkich) do ok. 4,5 euro/kg (włókna ciągłe). W typowych
wyrobach GRC, stanowi to od 40% - 60% kosztów materiałowych
3. GRC, beton zbrojony włóknem szklanym
Skrót GRC (Glass Fiber Reinforcet Concret), czyli beton zbrojony włóknami
szklanymi, jest powszechnie używany przez producentów i akceptowany jako nazwa
handlowa również w Polsce.
Właściwości betonów zbrojonych włóknami szklanymi różnią się istotnie w zależności od
metody ich otrzymywania, udziału objętościowego włókien w kompozycie, oraz od
parametrów geometrycznych włókien i ich wytrzymałości.
Tablica 1. GRC – zaprawa zbrojona alkaloodpornym włóknem szklanym. Właściwości.
Metoda otrzymywania natrysk premix
Zawartość włókien (max) % wagowy 5 3
Gęstość w stanie suchym g/cm 3
1,8 – 2,2 1,7 –2,1
Naprężenie niszczące, σMOR MPa 20 - 30 10 - 20
Zginanie Granica proporcjonaln. σLOP MPa 7 - 13 5 - 10
Moduł Younga GPa 15 - 25 13 - 21
Rozciąganie Naprężenie niszczące, σUTS MPa 10 - 15 4 - 7
Ścinanie Naprężenie niszczące MPa 7 - 12 4 - 6
Odporność na uderzenie (Charpy) N*mm/mm 2
15 - 25 7 - 12
Skurcz suszenia % 0,1 – 0,2 0,1 –0,2
Przewodność cieplna W/m*K 0,9 – 1,5 0,9 –1,5
Rozszerzalność cieplna X*10 -6 / 0 C 7 - 12 7 - 12
Rys. 2. Wytrzymałość GRC vs ilość włókien i metoda otrzymywania wyrobu
57

Jest sprawą niezmiernie istotną właściwy dobór rodzaju i ilości włókien, w celu
optymalnego wykorzystania ich do produkcji konkretnego wyrobu w określonej
technologii. Koszty materiałowe GRC są stosunkowo wysokie, opłaca się zatem
wykorzystywać to tworzywo głównie do produkcji wyrobów cienkościennych, gdzie
zostaną wykorzystane jego główne walory, jak: wysoka wytrzymałość na zginanie
i rozciąganie, odporność na pękanie, odporność na uderzenie, odporność na oddziaływanie
środowiska. Często mieszanki cementowo włókniste modyfikowane są dodatkami
mikrokrzemionki i kopolimerów akrylowych [2].
Podstawowe technologie produkcji betonów z włóknem szklanym to:
• Mieszanie zestawu surowców w stacjonarnej mieszarce (premix), a następnie
formowanie wyrobów na stole wibracyjnym lub na wibroprasie. Włókna
rozmieszczone są przestrzennie w betonowej matrycy w układzie 3D. Efektywność
zbrojenia ocenia się na 1/6. Często stosuje się specjalnie zaprojektowane mieszanki
włókien, różniące się tak długością jak i średnicą. Tak otrzymuje się typowe wyroby
drobnowymiarowe o zmniejszonej grubości i masie, np. płyty elewacyjne, elementy
architektury ogrodowej, płaskie detale architektoniczne. Ich masa (przy podobnych
wymiarach i cenie) jest około 3 razy mniejsza od ich odpowiedników wykonanych z
klasycznego betonu. Oznacza to dla firm wykonawczych duże ułatwienie w pracach
prowadzonych na budowie.
• Wyciskanie (ekstruzja) świeżej mieszanki. Rozmieszczenie włókien w betonowej
matrycy pośrednie między 2D i 3D.Tak formuje się głównie elementy pokryć
dachowych i płyty elewacyjne.
• Technologia natrysku. Do dyszy pistoletu natryskowego osobno doprowadza się
tłoczoną pompą zaprawę o odpowiednio dobranej konsystencji, osobno włókno –
rowing w postaci ciągłej. Włókna cięte są na odcinki o pożądanej długości w głowicy
pistoletu i wydmuchiwane na zewnątrz. Ich mieszanie z zaprawą następuje w strudze
wystrzeliwanej w kierunku formowanego elementu. W wyrobie następuje orientacja
włókien w płaszczyźnie prostopadłej do kierunku natrysku (2D). Efektywność
zbrojenia ocenia się na 1/3. Stosuje się dwie odmiany tej metody formowania wyrobów
GRC: natrysk ręczny do formy i natrysk automatyczny. Ta pierwsza metoda to
uniwersalny sposób na otrzymywanie prefabrykatów o skomplikowanych kształtach
wykonywanych często na indywidualne zamówienia. Natryskiem automatycznym
wykonuje się typowe masowo produkowane elementy np. fakturowane płyty
elewacyjne.
• Jedną z prób poszerzenia zastosowań GRC otrzymywanego metodą natrysku, jest
pokrywanie brył styropianowych, traktowanych jako szalunek tracony, zaprawą z
włóknem szklanym AR.
Mogą to być wyroby masywne, gdzie grubość warstwy GRC to 10 –20 mm. Tak
otrzymywać można ocieplane styropianem zamknięte panele osłonowe bądź
podłogowe, lub segmenty pomostów pływających.
Innym przykładem zastosowań przestrzennych brył styropianowych pokrywanych
(tym razem cienką, ok. 3 mm) warstwą GRC, to wyroby mogące być przydatne w
reklamie bądź scenografii. Jest to technologia dnia dzisiejszego, lecz łatwość
wykonania i niski koszt otrzymywania, niepalność i stosunkowo duża trwałość tego
rodzaju przestrzennych elementów, w porównaniu do technik tradycyjnych, pozwala
mieć nadzieję, że w najbliższej przyszłości zanotujemy szybki jej rozwój.
58

4. Właściwości reologiczne zaczynów, zapraw i betonów z dodatkiem włókien
Wprowadzenie włókien do receptury otrzymywania zaczynów, zapraw i betonów
ewidentnie pogarsza ich urabialność [3]. Proces ten jest ściśle związany z rodzajem
stosowanych włókien (PP, PAN, PVA, stal, szkło, węgiel), ich parametrami fizycznymi
(długość, grubość, smukłość, kształt) oraz ich udziałem objętościowym w mieszance.
Powoduje to często trudności w prawidłowej homogenizacji mieszanki i formowaniu
wyrobu, zwłaszcza przy zwiększonej zawartości włókien. Dlatego też w takich
przypadkach, (gdy chcemy wprowadzić dużą objętościowo ilość włókien) stosuje się
specjalne, metody produkcji, jak: metoda Hatschek’a, SIFCEM, natrysk, itd.
Dodatek włókien powoduje również, że fibrobetony w stanie nieutwardzonym
(świeże) są w stanie przenosić określone obciążenia, oraz że świeżo uformowane wyroby
można do pewnego stopnia deformować bez obawy ich uszkodzenia [4].
Rys. 3. Zdolność do przenoszenia obciążeń przez świeży beton
Powyżej, na rys. 3, zaprezentowano ideę eksperymentu pozwalającego na określenie
zdolności do przenoszenia obciążeń przez świeżo uformowane wyroby zawierające włókna
(green beam test). Jest to eksperyment czysto porównawczy. Świeżo uformowana belka z
badanego materiału wysuwana jest stopniowo poza krawędź płyty. W pewnym momencie
obserwuje się na jej górnej powierzchni tworzące się zarysowanie, bądź też belka ulega
wręcz złamaniu. Długość, na jaką udało wysunąć belkę poza krawędź płyty bez jej
uszkodzenia (L) opisuje zdolność materiału do przenoszenia obciążeń. Wartość ta jest
funkcją rodzaju i ilości wprowadzonych do fibrobetonu włókien, metody formowania, oraz
czasu, jaki upłynął od zaformowania wyrobu. W każdym przypadku świeży beton
z dodatkiem włókien przenosił znacznie większe obciążenia niż beton ich pozbawiony.
Opisana powyżej właściwość wibrobetonów ułatwia układanie betonu towarowego na
spadkach (Fot. 1), oraz pozwala na formowanie wyrobów metodę ekstruzji (Fot. 2).
59

Fot. 1. Układanie betonu na spadkach Fot. 2. Formowanie bariery osłonowej
Deformacja świeżo uformowanych wyrobów, przeważnie płyt (zawierających stosunkowo
dużą ilość włókien) pozwala na produkcję gąsiorów dachowych, profilowanych
i jednocześnie fakturowanych płyt osłonowych, oraz tworzenie konstrukcji specjalnych.
60
Fot. 3. Tunel, płyta osłonowa Fot. 4. Wkładki przeznaczone do bezwykopowej
renowacji kanałów ściekowych

5. Badania betonów zbrojonych włóknem szklanym, aktualny stan prawny
Wprowadzenie w 1999 roku grupy norm europejskich jako obowiązujących w
Polsce (PN-EN), dotyczących wymagań kontroli produkcji i metod badań betonu
zbrojonego włóknem szklanym spowodowały sytuację, że nie mając na naszym terytorium
producenta w/w materiałów posiedliśmy w polskim systemie normalizacji narzędzia
pozwalające zarówno na prawidłową kontrolę procesu produkcji jak i jakości tego
tworzywa. Aktualnie podejmowane są próby (na niewielką skalę) uruchomienia produkcji i
wprowadzania wyrobów z betonów zbrojonych włóknem szklanym na nasz rynek.
Pakiet norm PN-EN 1170 „Prefabrykaty betonowe. Metoda badania betonu zbrojonego
włóknem szklanym” należy rozpatrywać łącznie z normą PN-EN 1169 „Ogólne zasady
fabrycznej kontroli produkcji betonu zbrojonego włóknem szklanym”. Poniżej podaję
szczegółowe zestawienie norm z pakietu PN-EN 1170.
PN-EN 1170-1 „Pomiar konsystencji świeżej matrycy cementowej metodą rozpływu”
PN-EN 1170-2 „Pomiar zawartości włókien w świeżym GRC metodą wypłukiwania”
PN-EN 1170-3 „Pomiar zawartości włókna w GRC wykonanym metodą natrysku”
PN-EN 1170-4 „Pomiar wytrzymałości na zginanie. Badania uproszczone”
PN-EN 1170-5 „Pomiar wytrzymałości na zginanie. Badania pełne”
PN-EN 1170-6 „Oznaczanie nasiąkliwości przy zanurzaniu i oznaczanie gęstości w stanie
suchym”
PN-EN 1170-7 „Pomiar skrajnych zmienności wymiarowych spowodowanych
zawilgoceniem”
Analizując szczegółowe wytyczne dotyczące metodyki badawczej zawarte w w/w
normach, można dojść do wniosku, że beton zbrojony włóknem szklanym potraktowany
został jako zupełnie odrębny materiał, nic albo prawie nic nie mający wspólnego z betonem
zwykłym, w stosunku do którego wymagania określa norma PN-EN 12390 „Badania
stwardniałego betonu”.
6. GRC - przykłady zastosowań
Jak już wspomniano produkcja GRC posiada długą tradycję i obfituje w mnogość
indywidualnych rozwiązań technologicznych i ciekawych zastosowań. Głównie sprawdzają
się projekty specjalistyczne, rozwiązania indywidualne, wymagające przy ich realizacji
oprócz ciekawego projektu, ze strony wykonawcy dużej wiedzy technologicznej i precyzji.
Wpisując na strony Internetu hasło „GRC” uzyskać można dużą liczbę adresów
zawierających zwykle opisy rekomendowanych produktów i technologii. W niniejszej
pracy chciałbym zaprezentować kilka rozwiązań z bardzo krótkiej (2 lata) rodzimej
produkcji.
Fakturowane płyty osłonowe, płaskie bądź przestrzennie modelowane. Można je
wykonywać zarówno metodą natrysku jak i metodą „premix”, w zależności od wymagań
zleceniodawcy i jego możliwości finansowych. Natrysk jest lepszy, ale droższy.
61

Fot. 5. Płyta osłonowa GRC Fot. 6. Wybieg w ZOO (elewacja z GRC)
Na fot. 5 przedstawiono fakturowaną płytę GRC o powierzchni imitującej trzcinę,
wykonaną na formie lateksowej. Płyty te zostały wykonane metodą „premix” zgodnie z
indywidualnym projektem, a następnie zamontowane na wybiegu w pawilonie małpiarni
krakowskiego ZOO (fot. 6).
Elementy architektoniczne. Wykonuje się je głównie metodą natrysku, w
specjalnie projektowanych dla danego rozwiązania formach. Te cienkościenne wyroby,
nieporównywalnie lżejsze i tańsze od rzeźb oryginalnych, stanowią ich substytut,
pozwalający na szybkie i tanie przeprowadzenie remontów elewacji kamienic (szczególnie
secesyjnych).
62
Fot. 7. Wspornik balkonu Fot. 8. Zwieńczenie kolumny

Pokrywanie natryskiem brył styropianowych, traktowanych jako szalunek
tracony, zaprawą z włóknem szklanym AR. W tej technologii wykonano elementy
imitujące ściany skalne i solne, odtwarzające komorę solną kopalni w Wieliczce,
prezentowanej w pawilonie polskim na światowej wystawie Expo 2005 w Aichi w Japonii.
Fot. 9. Podkład, bryły styropianowe. Fot. 10. GRC natryskiwany na styropian
Fot. 11. Gotowe elementy konstrukcji. Fot. 12. Efekt końcowy.
63

W technologii tej traktując styropianowe rdzenie jako szalunek tracony wykonuje
się również masywne z pozoru konstrukcje jak kwietniki, fontanny itp.
Fot. 13. Fontanna na rdzeniu styropianowym Fot. 14. Fragment ogrodzenia
Panująca ostatnio w Europie moda na tzw. brutal art. spowodowała że zaczęto
wykorzystywać beton jako tworzywo do konstruowania elementów architektury wnętrz.
Poniżej podaję kilka przykładów wyrobów z GRC, produkowanych jednak tylko wyłącznie
na specjalne zamówienia. W tym przypadku odbiorcą jest firma angielska. Elementy te
zostały wykonane w technologii „premix”.
64
Fot. 15. Umywalka Fot. 16. Brodzik

Fot. 17. Biurko Fot. 18. Kominek
Literatura
[1] Zollo R.,F.: Fiber-reinforced Concrete: an Overviev Walter 30 Years Development.
Cement and Concrete Composites, 19, (1997), 107-122
[2] Bartos P.J.M., Wenzhong Zhu.: Effect of Microsilica and Acrylic Polymer
Treatment on the Ageing of GRC, Cement and Concrete Composites, 18, (1996), 31-
39
[3] Ponikiewski T.: Wybrane aspekty doboru włókien ze względu na urabialność
fibrobetonu, VI Sympozjum Naukowo Techniczne Reologia w Technologii Betonu,
Gliwice 2004, 113-126
[4] Xu G., Magnani S., Hannant D.J.: Durability of Hybryd Poypropylene-Glass Fibre
Cement Corrugated Sheets, Cement and Concrete Composites, 20, (1998), 79-84
65

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice 2006
Wojciech Świerczyński 1
BETON O OGRANICZONYM SKURCZU W BUDOWIE SILOSU
NA CUKIER
1. Wstęp
Dla projektowanych i realizowanych w ostatnich latach obiektach przemysłowych
coraz większe znaczenie ma problem ograniczenia skurczu betonu. Wynika to
z konieczności sprostania wymogom stawianym najczęściej przez użytkownika, który
oczekuje projektowania elementów konstrukcyjnych, w których problemy wywołane
skurczem betonu są istotnymi ograniczeniami projektowymi.
Najczęściej dotyczy to takich elementów jak specjalne fundamenty maszyn, stropy
obiektów przemysłowych czy też posadzki przemysłowe. Skurcz betonu w tych
konstrukcjach ogranicza możliwości projektowe i zmniejszenie tego zjawiska stanowi
bardzo istotny problem.
Nie wchodząc w wielce skomplikowane teoretyczne rozważania na temat skurczu
betonu należy jedynie przypomnieć, że skurcz ten składa się głównie z dwu części: skurczu
hydratacyjnego oraz skurczu wynikającego z odsychania betonu.
Skurcz betonu wynikający z hydratacji cementu jest ograniczany poprzez projektowanie
betonu o niskim wskaźniku w/c. Skurcz wynikający z odsychania betonu dotychczas można
było ograniczać w zasadzie wyłącznie poprzez staranną pielęgnację betonu. Możliwości
właściwej pielęgnacji betonu nie zawsze umożliwiała takie jej prowadzenie, które w sposób
rzeczywisty ogranicza ten rodzaj skurczu betonu.
W chwili obecnej w technologii betonu zaczyna się wykorzystywać nowoczesne
domieszki chemiczne, których działanie powoduje redukcję skurczu wynikającego
z odsychania betonu. Redukcja ta może dochodzić nawet do 40% nominalnej wielkości
tego skurczu.
Przedmiotem referatu jest omówienie kilku realizacji elementów konstrukcji
obiektów z wykorzystaniem domieszek ograniczających skurcz betonu.
1 mgr inż. Sika Poland Sp. z o.o.;e-mail: swierczynski.wojciech@pl.sika.com
67

2. Ograniczenie skurczu związanego z hydratacją cementu
Zasady konstruowania betonu muszą każdorazowo uwzględniać wymagania, jakie
stawiamy dla betonu stwardniałego, biorąc między innymi pod uwagę konieczność
ograniczenia skurczu betonu wynikającego z procesu hydratyzacji cementu i odsychania
betonu gwarantującego brak rys o wielkości ponad normowej. Rezultatem nie spełnienia
tego warunku mogą być powstające w sposób niekontrolowany rysy i pęknięcia betonu
dyskwalifikujące element konstrukcyjny, a w najlepszym razie powodujące konieczność
przeprowadzenie kosztownych napraw.
Na rys.1 przedstawiono zależność pomiędzy wskaźnikiem wodno-cementowym, ilością
wody i cementu, a wielkością skurczu betonu wyrażonego w mm/m. Przyjmuje się, że
wartością graniczną, gwarantującą brak rys w betonie jest wielkość 0,4 mm/m.
Dla spełnienia tego warunku należy zatem brać pod uwagę:
1. Ilość i rodzaj zastosowanego cementu,
2. Ilość wody w betonie,
3. Stosunek woda-cement (w/c).
Rys.1. Skurcz betonu w funkcji wskaźnika w/c, ilości cementu i wody w zaprawie i betonie
Jak widać pole manewru w projektowaniu betonu jest tu mocno ograniczone
(rys.1), gdyż oprócz wielkości wynikających z wykresu, należy jeszcze spełniać
wymagania wytrzymałościowe wynikające z obliczeń konstrukcyjnych oraz
uwarunkowania recepturowe betonu (dobór kruszyw) czy też uwarunkowania
technologiczne związane z transportem i układaniem betonu.
Przyjmuje się, że graniczną wartością skurczu betonu nie powodującą wystąpienia
rys jest wartość 0,4 mm/m, z czego około 50% wartości nominalnej przypada na skurcz
wynikający z hydratacji cementu i skurcz wynikający z odsychania betonu.
68

Stosunkowo łatwym do spełnienia warunkiem jest przyjęcie odpowiednio niskiego
stosunku wodno – cementowego, ze względu na możliwość zastosowania odpowiednich
domieszek chemicznych - plastyfikujących lub superplastyfikujących.
Domieszki
chemiczne do betonu umożliwiają uzyskiwanie wymaganego wskaźnika w/c:
- plastyfikatory (WR)– wskaźnik w/c w granicach 0,5,
- superplastyfikatory (HWR) – wskaźnik w/c w granicach 0,5 – 0,4,
- superplastyfikatory (HRWR) – wskaźnik w/c w granicach 0,4 – 0,3.
Stosując dodatkowo domieszki opóźniające można zapewnić
bezpieczeństwo wbudowania
betonu nawet w dłuższych okresach czasu bez zagrożenia utraty konsystencji.
Przyjmowanie możliwie niskiego wskaźnika w/c zapewnia nam odpowiednio
ograniczoną
ilość cementu i wody, co pozwala z kolei na spełnienie wymagań przedstawionych na rys.1.
Inną możliwością ograniczenia skurczu hydratacyjnego, a nawet jego całkowitą
eliminację jest zastosowanie cementów ekspansywnych. Niestety takimi cementami nie
dysponujemy w Polsce (lub w bardzo niewielkich ilościach cement ekspansywny
sprowadzany
z zagranicy) w związku z czym metoda ta nie jest w naszym kraju
powszechnie stosowana.
3. Ograniczenie skurczu wynikające z odsychania betonu
Pomimo podejmowania działań opisanych w punkcie 2 sprawą otwartą pozostaje
ograniczenie skurczu
wynikającego z odsychania betonu.
Działania
związane z ograniczeniem tej części ogólnego skurczu betonu sprowadzały się
dotychczas
do dwóch podstawowych działań:
- zastosowania dodatkowego zbrojenia przeciw skurczowego,
- wykonywania odpowiedniej pielęgnacji betonu.
Zastosowanie zbrojenia przeciw skurczowego
skutkuje znacznym wzrostem
kosztów wykonania elementu, zmniejszeniem rozstawu prętów
zbrojeniowych, co często
prowadzi do konieczności stosowania kruszyw o drobniejszym
uziarnieniu lub w
przypadku
stosowania rozproszonego włókna polipropylenowego do stosowania większego
dozowania upłynniaczy i szybszego narastania procesu sztywnienia betonu transportowego.
Zmniejszenia oczek w zbrojeniu z kolei stoi w sprzeczności z zaleceniami stosowanie
kruszyw o grubszym uziarnieniu, gdyż taki beton wykazuje niższe wartości skurczu. Taki
kompromis nie był rozwiązaniem optymalnym i nie zawsze przynosił odpowiednie skutki.
Podobnie problem pielęgnacji betonu, nawet prowadzony w sposób prawidłowy, nie
zapewniał nam ograniczenia skurczu związanego z odsychaniem betonu. Należy pamiętać,
że warunki 100% wilgotności betonu w elemencie konstrukcyjnym są bardzo trudne do
utrzymania (szalunki, kształt elementu, możliwości techniczne i inne podobne
uwarunkowania techniczne i technologiczne). W związku z tym skurcz ten przebiega w
początkowym okresie razem ze skurczem hydratacyjnym i może być ograniczany dopiero
w późniejszej fazie twardnienia betonu. W efekcie rysy skurczowe związane z
odparowaniem wody pojawiają się szybko i trudno im zapobiegać ( problem ten częściowo
możemy rozwiązać poprzez stosowanie włókien polipropylenowych).
Skutecznym sposobem ograniczenia skurczu betonu związanego z odsychaniem jest
zastosowanie domieszek do betonu ograniczających ten skurcz poprzez znaczne
zwiększenie wiąźliwości wody w betonie, a przez to przesunięcie procesu odsychania
betonu w czasie. Dla betonów o bardzo niskich wskaźnikach w/c ma to znaczenie bardzo
istotne dla prawidłowego przebiegu procesu hydratacji cementu.
69

Domieszkę taką pod nazwą Sika ® Control-40 firma Sika wprowadziła na polski rynek po
raz pierwszy w 2004 dla wykonania specjalnego fundamentu pod maszynę drukarską
(wymiary fundamentu 120 m x 20 m x 2 m). Fundament został zrealizowany na cemencie
hutniczym CEM III/A 32,5N – NA/LH/HSR (Górażdże Cement S.A.) przy ograniczeniu o
ponad połowę obliczonego zbrojenia przeciwskurczowego. Ograniczenie to przyjęto
przyjmując skuteczność domieszki powodującej redukcję skurczu odparowania wody
o 40%. Bardzo dobre wyniki uzyskane przy realizacji tego fundamentu spowodowały
zastosowanie tej samej technologii przy realizacji drugiego podobnego fundamentu (ten
sam inwestor, ten sam wykonawca).
Domieszka Sika
mieszki można uzyskać następujące efekty:
Do niczającej skurcz wraz z domieszką
na ozoodpornego i odpornego na sole
od erzchniowych, mostowych czy
® Control-40 podnosi kohezję mieszanki betonowej. Skurcz, a co za tym
idzie zmiana długości elementów spowodowane utratą wody są przez to znacznie
ograniczone. Dzięki zastosowaniu do
- znaczną redukcję skurczu odsychania (~40% zależnie od składu mieszanki),
• - niezmienione właściwości świeżej mieszanki,
• - polepszenie szczelności betonu stwardniałego,
• - zmniejszenie ilości zbrojenia przeciw skurczowego.
datkową zaletą przy stosowaniu domieszki ogra
powietrzającą może być uzyskiwanie betonu mr
ladzające, a zatem odpowiedniego dla betonów nawi
innych narażonych na takie oddziaływanie (klasa ekspozycji XF).
Sika ® Control-40 nie zawiera chlorków i innych składników powodujących korozję
zbrojenia, dlatego może być stosowana w konstrukcjach żelbetowych i sprężonych.
4. Beton o ograniczonym skurczu w budowie silosu na cukier
Infrastruktura polskich cukrowni w czasie ostatnich lat przeżywa ogromny zakres
modernizacji, przy czym jedną z najistotniejszych zmian jest sposób magazynowania
cukru
luzem
a następnie jego rozważanie, pakowanie i magazynowanie w workach.
Najnowocześniejszym
i najbardziej ekonomicznym systemem magazynowania cukru jest
przechowywanie go luzem w silosie, a następnie rozważanie i pakowanie do mniejszych
opakowań. Przykładem tej realizacji jest wybudowany silos na cukier – największy
w
Europie – w Cukrowni w Środzie Wielkopolskiej zrealizowany w latach 2004 i 2005
(fot.1.)
70

Fot.1.
Widok ogólny budowy silosu – Cukrownia w Środzie Wielkopolskiej
Silos
został zaprojektowany w technologii żelbetowej w deskowaniu przestawnym,
dzielonym
na dwie części po obwodzie.
Wymiary
silosu:
- wysokość silosu - 51,2 m,
- średnica zewnętrzna - 46,5 m,
- wysokość wieży operacyjnej - 70 m,
- objętość wbudowanego betonu
(ślizg) - 2 700 m³
Czas realizacji ślizgu płaszcz silosu
– 13.11 – 14.12.2004
Czas przestawiania szalunku – 6-8 godzin
Ze względu na gwarantowany przez wykonawcę brak
rys w betonie receptura betonu
została wykonana zgodnie z powyżej opisanymi zasadami. Przyjęto
następujące parametry
receptury:
- ilość cementu – 315 kg (CEM II/B-V 32,5R - HSR),
- wskaźnik w/c = 0,49.
Powyższe parametry
gwarantowały skurcz betonu w polu zakreskowanym (patrz rys.1.) a
zatem w polu gwarantującym brak możliwości zarysowania
konstrukcji. Realizacja obiektu
potwierdziła poprawność założeń przy projektowaniu betonu.
Ze względu na to, że receptura betonu stanowi chronioną technologię produkcji
producenta nie może zostać tutaj przedstawiona. Do wykonania mieszanki betonowej po
przeprowadzonych próbach i badaniach wybrano następujące materiały:
• kruszywa – przyjęto dostępne kruszywa stosowane w dotychczasowej produkcji
• piasek 0 – 2 mm przebadany w całej partii potrzebnej do produkcji,
• frakcjonowane kruszywa otoczakowe frakcje 2 – 8 i 8 – 16 mm,
• cement portlandzki CEM II/B-V 32,5R – HSR,
• popiół lotny,
71

• woda wodociągowa, przy czym wskaźnik w/c przyjęto na poziomie 0,49,
• domieszki: plastyfikator
Addiment BV 3 M w maksymalnie dozwolonym
dozowaniu (0,9 % do masy cementu), upłynniacz ( superplastyfikator )
melaminowo-naftalenowy ADDIMENT FM 6. Ze względu na okres obniżonych
temperatur zastosowano domieszkę zimową Addiment FS 1.
Wymagana
klasa betonu – B 30.
Odległość
transportu betonu – 25 km.
Wymagana konsystencja przy wbudowaniu
mierzona opadem stożka wynosiła 10 cm.
Fot. 2. Silos w budowie – Cukrownia w Środzie Wielkopolskiej
Wznoszenie silosu (fot. 2, 3) zakończono bez jakichkolwiek zatrzymań a uzyskane
parametry
stwardniałego betonu były zgodne z wymaganymi projektowymi (uzyskana
wytrzymałości gwarantowana – R28 – 40 MPa).
72

Fot. 3. Silos w budowie – Cukrownia w Środzie Wielkopolskiej
Drugim etapem było opracowanie receptury betonu klasy B 40 dla płyt stropowych
magazynu dla cukru pakowanego w opakowania handlowe. Projekt wymagał wykonania
stropów o wymiarach 54m x 38m, bez dylatacji.
Wymagało to z jednej strony zaprojektowania betonu o ograniczonym skurczu,
zastosowania dodatkowego zbrojenia przeciw skurczowego i realizacji w obniżonych
temperaturach. Dodatkową trudnością było założenie wykonania na świeżym betonie
stropów posadzki w postaci zacieranej posypki mineralnej.
Założeniem projektowym było również ograniczenie skurczu betonu do wartości ok. 0,2
mm/m. Z tych względów zdecydowano się na zastosowanie domieszek polimerowych wraz
z zastosowaniem domieszki plastyfikująco-opóźniającej opartej o lignosulfonian
wapniowy. Ze względu na okres obniżonych temperatur zastosowano domieszkę zimową.
Do ograniczenia skurczu betonu użyto domieszki redukującej skurcz betonu.
73

Ze względu na to, że receptura betonu stanowi chronioną technologię produkcji
producenta nie może zostać przedstawiona w niniejszym referacie.
Do wykonania mieszanki betonowej w wyniku przeprowadzonych prób i badań wybrano
następujące materiały:
• kruszywa – przyjęto dostępne kruszywa stosowane w dotychczasowej produkcji
• piasek 0 – 2 mm przebadany w całej partii potrzebnej do produkcji,
• frakcjonowane kruszywa otoczakowe frakcje 2 – 8 i 8 – 16 mm,
• cement portlandzki CEM II/B-V 32,5R – HSR,
• woda wodociągowa przy czym wskaźnik w/c przyjęto na poziomie 0,40,
• domieszki: plastyfikator Addiment BVT 99, upłynniacz ( superplastyfikator ) grupy
HRWR ( polimer PCE) Sika ViscoCrete 5-600, reduktor skurczu Sika Control 40
(dawna nazwa Addiment SR 1).
Ze względu na okres obniżonych temperatur zastosowano domieszkę zimową
Addiment FS 1 jako przyspieszacza twardnienia betonu.
Prawidłowa realizacja obiektu pozwoliła uzyskać wymagane projektem parametry
betonu stwardniałego, przy uzyskaniu gwarantowanej wytrzymałości betonu R28 – 45 MPa.
5. Technologia produkcji masy betonowej oraz kontrola procesu produkcji
Zaprojektowana mieszanka betonowa może spełniać wszystkie wymagane
parametry tylko w przypadku bardzo dokładnego dozowania każdego składnika.
Szczególnie ważna jest kontrola ilości wprowadzanej do mieszanki wody poprzez bieżącą
kontrolę wilgotności kruszyw. Zakłócenia w dozowaniu prawidłowej, zgodnej z recepturą
ilości wody mogą zmienić wielkość wskaźnika w/c, a co zatem idzie wpłynąć negatywnie
na narastanie wczesnej wytrzymałości betonu i uzyskanie wymaganego, ograniczonego
skurczu betonu.
Podobnie dozowanie domieszki upłynniającej także musi przebiegać pod ścisłą
kontrolą, gdyż przedozowanie może spowodować zmianę planowanej konsystencji,
a w następstwie segregację składników i wydzielenie wody z mieszanki betonowej.
Ponadto urządzenia dozujące muszą posiadać odpowiednie pompy, które w sposób
kontrolowany będą podawać superplastyfikator o dużej lepkości. Niedozwolone jest
rozcieńczanie domieszki wodą (w celu zmniejszenia jej lepkości) gdyż spowoduje to
zakłócenie stabilizacji mieszaniny i silne zakłócenie jej działania.
Należy ponadto brać pod uwagę uboczne działanie domieszki redukującej skurcz ze
względu na jej zdolności plastyfikujące.
Czas mieszania betonu w mieszalniku został wydłużony do 4 minut, po to aby
w pełni uaktywnić superplastyfikator i zagwarantować stałość konsystencji poszczególnych
zarobów produkcyjnych betonu.
Kontrolę konsystencji betonu prowadzono dla każdego zarobu z mieszalnika
w wytwórni betonu oraz przed wbudowaniem mieszanki betonowej (wyrywkowo) ze
względu na odległość transportu (25 km), a dla betonu dostarczanego do betonowania
w deskowaniu przestawnym kontrola dotyczyła każdego betonowozu.
Produkcja betonu oraz jego wbudowywanie odbywało się pod nadzorem laboratorium
producenta betonu oraz technologów. Kontrolowany był także proces pielęgnacji betonu
gotowego elementu.
74

6. Pielęgnacja betonu
Pielęgnacja betonu odbywała się wg opracowanej procedury, która obejmowała:
- kontrolę temperatury betonu dostarczanego na budowę - minimum 15° C,
- kontrolę temperatury betonu w elemencie – minimum 5° C,
- stosowanie ochrony termicznej ( szczególnie od spodu deskowań),
- stosowania geowłókniny do okrywania elementów,
- stosowania preparatów błonotwórczych.
7. Wnioski
Właściwie skonstruowane receptury betonu oraz zastosowanie domieszek
redukujących skurcz betonu pozwala na wykonywanie dużych powierzchni betonowych
bez zagrożenia wystąpienia rys lub wykonania elementów betonowych nie wykazujących
zmian liniowych wymiarów po stwardnieniu betonu.
Możliwości te są obecnie wykorzystywane do wykonywania konstrukcji monolitycznych
oraz posadzek o polach powierzchni rzędu 1500m².
Nadmienić należy, że technologie betonu o niskim skurczu wymagają:
• nowoczesnych wytwórni betonu,
• dobrze wyszkolonej obsługi betonowni,
• wysokiej jakości stosowanych materiałów,
• współpracy z dobrym laboratorium budowlanym,
• technologii transportu, deskowań, układania, wykańczania powierzchni świeżego
betonu oraz jego pielęgnacji przez firmę wykonawczą.
Pod względem ekonomicznym technologie betonów o niskim skurczu okazują się
konkurencyjne w stosunku do technik tradycyjnych, przede wszystkim z powodu
możliwości wykonywania stosunkowo dużych powierzchni bez konieczności wykonywania
dylatacji czy fug roboczych, ograniczenia ilości zbrojenia przeciw skurczowego,
stosunkowo łatwego układania betonu o niskim wskaźniku w/c i równoczesnej możliwości
wykonywania cienkowarstwowych posypek mineralnych na posadzkach, przy przewozie
betonu nawet na większe odległości a także przy betonowaniu w obniżonych
temperaturach.
75

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice 2006
Janusz Szwabowski 1
O NATURZE I BADANIU URABIALNOŚCI
1. Wprowadzenie
Nie spodziewano się, że wprowadzenie przed wielu laty do technologii betonu,
ważnego i intuicyjnie łatwo zrozumiałego pojęcia urabialności, będzie sprawiać tyle
trudności w jego pojmowaniu, definiowaniu i stosowaniu, że w rezultacie jego przydatność
zredukuje się do sformułowań ogólnikowych, a użyteczność technologiczna pojęcia
urabialności stanie się iluzoryczna. Przez urabialność rozumiano, ujmując to ogólnie,
podatność mieszanki betonowej na łatwe uformowanie, bez utraty jednorodności. To, że
takie pojęcie jest w technologii betonu potrzebne, nie budziło wątpliwości. Wydawało się,
że skoro termin „urabialność” jest intuicyjnie łatwo pojmowalny to definiowanie go jest
tautologią. Kiedy jednak urabialność chciano wyrazić ilościowo i jakościowo pojawiały się
wątpliwości i trudności. Według Neville’a [1], literatura techniczna obfituje w różne
definicje urabialności, ale są one wszystkie natury jakościowej i zawierają więcej refleksji
wynikających z indywidualnego punktu widzenia niż naukowej precyzji. Pomimo wielkiej
liczby prac badawczych poświęconych urabialności mieszanki betonowej, podyktowanych
potrzebami rozwijającej się technologii betonu, pojęcie to, w powszechnym wśród
technologów betonu odczuciu, ma subiektywny charakter. Wciąż większość z nich podziela
pogląd Powersa [2], że "termin urabialność jest związany z doświadczeniem, ogólnym
wrażeniem i osobistym osądem". Zaś według Tattersalla [3] "najbardziej godną zaufania
metodą oceny urabialności jest subiektywny osąd doświadczonego operatora betoniarki".
Czy rzeczywiście pozostaje zgadzać się z opinią Reinera [4], że "takie określenie
jak urabialność, będące wynikiem złożonej składni wrażeń niemierzalnych, odczuć
i intuicji, znane w psychologii jako Gestalt (kształt, postać), jest uważane za rzecz która nie
może być całkowicie wyjaśniona"? Dlaczego? Jakie są tego przyczyny? Czy pojęcie
urabialności naprawdę nie może być zobiektywizowane? A jeśli może, to jaki ma sens
fizyczny? Jaka jest natura urabialności, czym w istocie jest urabialność i jak ją badać? Bo
przecież, jeśli zjawisko nie może być zbadane to właściwie nie jest zrozumiane Dzisiejsza
wiedza pozwala już odpowiedzieć na te pytania w sposób naukowy z odniesieniem do
praktyki technologicznej. Okazało się, że trzeba było bardzo znaczącego postępu
technologii betonu i rozwoju reologii stosowanej, by wykazać jak bardzo złożona jest
fizykalna natura urabialności.
1 prof.dr hab.inż., Katedra Procesów Budowlanych, Politechnika Śląska
77

Jej rozpoznanie warunkuje określenie wielkości fizycznych i charakterystyk
materiałowych mieszanki stanowiących o urabialności, a w konsekwencji, sformułowanie
relacji fizycznych określających urabialność odpowiednio do stosowanych procesów,
metod i warunków wykonania betonu.
2. Przyczyny problemów z urabialnością
Intencją wprowadzenia i stosowania pojęcia urabialności w technologii betonu było
wg Powersa [2] umożliwienie oceny jak dobrze dana mieszanka betonowa odpowiada
szczególnej metodzie wykonania betonu, w danych warunkach pracy. Wiadomo bowiem,
że właściwości mieszanki wpływają istotnie na uformowanie i właściwości stwardniałego
betonu zaś ocena tak rozumianej urabialności umożliwia kształtowanie właściwości
mieszanki, odpowiednio do metody i warunków wykonania z niej betonu. Zasadność
i istotność takiej oceny nie budzi wątpliwości. Ale wymienione wcześniej wątpliwości, co
do natury i istoty urabialności, są przyczyną trudności w zdefiniowaniu jej jako kryterium
oceny oraz sprzeczności w jej traktowaniu. Uważa się bowiem, że skoro różne mieszanki
betonowe są w różnym stopniu podatne na stosowaną metodę technologiczną i warunki
wykonywania betonu, to urabialność jest właściwością samej mieszanki. Zatem urabialność
jest konsekwencją składu mieszanki, a jej kształtowanie jest kwestią odpowiedniego
doboru tego składu. Takie traktowanie urabialności kryje w sobie jednak wewnętrzne
sprzeczności, zauważone już przez Powersa [2]. Z jednej strony, urabialność traktowana
jest jako samoistna właściwość mieszanki. Z drugiej zaś, kiedy to pojęcie odnosimy nie do
mieszanki w ogóle, lecz do określonej mieszanki o danym składzie, pojawia się,
wynikające z potrzeb technologicznych, traktowanie urabialności jako oceny podatności tej
mieszanki na stosowaną metodę i warunki wykonania betonu. Mówi się wtedy, że
mieszanka jest urabialna, trudno urabialna lub nieurabialna, albo, że jej urabialność jest
„dobra” lub „zła”. Okazuje się także, że ta sama mieszanka wykazując na przykład dobrą
podatność na zagęszczanie wibracyjne, jest niepodatna na samozagęszczanie. Jest również
wiadomym, że im bardziej mieszanka jest płynna, czyli podatna na grawitacyjny rozpływ
przy układaniu jej w deskowaniu lub w formie, tym mniejsza jest jej podatność na
zachowanie stabilności tj. jednorodności.
Czy zatem urabialność może być traktowana jako właściwość fizyczna mieszanki?
Pytanie to jest tym bardziej zasadne, że w konsekwencji rozwoju i zmechanizowania
procesów i metod technologicznych wykonywania betonu pojęcie urabialności stało się
wieloznaczne, dzieląc się na szereg pojęć składowych, takich jak: mieszalność,
pompowalność, układalność, zagęszczalność, stabilność mieszanki. Każde z nich służy
określeniu wymaganych dla odpowiedniego procesu właściwości mieszanki oraz ocenie
czy i w jakim stopniu ona te wymagania spełnia. Z badań autora wynika [5,6], że
przyczyny tych wątpliwości, sprzeczności i trudności w traktowaniu pojęcia urabialności,
skutkujące jego subiektywnością i niewielką użytecznością technologiczną, tkwią w jego
dotychczasowym pojmowaniu i rozpatrywaniu go w umownych kategoriach pojęciowych
tradycyjnej technologii betonu. Bardzo liczne, podejmowane przez wiele lat przez szereg
badaczy, próby znalezienia jednej, obiektywnej właściwości mieszanki betonowej,
określającej jej podatność na metody i warunki wykonania betonu, które mogą być
wielorakie i różnorodne, skończyły się niepowodzeniem. Wg Neville'a [1] żadna z prób nie
dała rezultatów całkowicie zadowalających. W pewnym stopniu, pomiar urabialności
78

zastąpiły standaryzowane pomiary konsystencji mieszanki, symulujące niektóre warunki
formowania betonu.
W konsekwencji, nie istnieje bezpośredni pomiar urabialności jako właściwości
mieszanki. I nic w tym dziwnego, bowiem z fizyki wiadomo, że o zachowaniu się każdego
materiału pod w określonych warunkach decyduje nie jedna ale cały kompleks jego
właściwości fizycznych. Zmiana warunków powoduje zmianę zachowania się materiału.
Mieszanka betonowa nie jest wyjątkiem.
3. Przesłanki fizykalnego ujęcia urabialności
W celu uniknięcia rozbieżności z utrwalonym w technologii betonu intuicyjnym
pojmowaniem urabialności, zasadnym jest zachowanie zgodności z intencją wprowadzenia
tego pojęcia, przytoczoną wcześniej za Powersem [2]. Problem urabialności dotyczy tylko
tych procesów wykonywania betonu, w których mieszanka betonowa jest „urabiana”, czyli
poddawana oddziaływaniom mechanicznym (obciążeniom zewnętrznym) od działania
maszyn (np. pompa, wibrator) lub ciężaru własnego mieszanki. Zachodzące pod wpływem
tych oddziaływań mechaniczne zmiany stanu mieszanki mają charakter nieustalony, bo
zarówno obciążenia jak i zachowanie się mieszanki pod ich działaniem są funkcją czasu.
Dlatego zjawisko urabialności ma naturę reologiczną i rozpatrywać należy go na gruncie
reologii [5]. Reologia bowiem zajmuje się zachowaniem się materiałów pod obciążeniem z
uwzględnieniem wpływu czasu i temperatury, czyli ich właściwościami reologicznymi.
Więc również odkształceniem i płynięciem mieszanki w procesach technologicznych
wykonywania betonu. O zachowaniu się mieszanki w każdym procesie, pod działaniem
charakterystycznych dla niego obciążeń, stanowić będą jej właściwości reologiczne [6].
Układy obciążeń mechanicznych w poszczególnych procesach i metodach
technologicznych wykonywania betonu są zróżnicowane. Jest to konsekwencja zarówno
różnych celów tych procesów jak i zjawisk fizycznych wykorzystywanych w
poszczególnych metodach ich realizacji. Wskazuje to na konieczność takiego ujęcia
problemu urabialności, które umożliwi ocenę podatności dowolnej mieszanki na każdy
z występujących w rozpatrywanych procesach układów obciążeń mechanicznych
mieszanki. Ocena ta powinna być dokonywana z punktu widzenia oczekiwanego efektu nie
tylko pojedynczego ale wszystkich procesów, składających się kolejno na wykonanie
określonego betonu. Istotność takiej oceny wynika z wymaganej dziś energooszczędności
procesów technologicznych, bowiem im lepsza podatność mieszanki na te procesy, tym
mniejsze zużycie energii na ich wykonanie.
To, jak dobrze dana mieszanka betonowa odpowiada szczególnej metodzie wykonania
betonu, w danych warunkach pracy, można ocenić w trojaki sposób:
- albo bezpośrednio podczas takiego wykonywania betonu,
- albo w próbach symulujacych metodę i warunki pracy,
- albo poprzez analizę reologiczną zjawisk fizycznych charakterystycznych dla tej metody
i warunków pracy, określającą odpowiedniość właściwości reologicznych mieszanki (jej
parametrów reologicznych) do charakterystycznego dla metody układu obciążeń (stanu
naprężeń w mieszance).
Pierwszy sposób jest w sposób oczywisty technologicznie nieprzydatny do stosowania.
Sposób drugi, jest możliwy jako odrębny dla każdej metody, ale nie do zastosowania jako
próba uniwersalna w odniesieniu do wszystkich metod i warunków pracy. Sposób trzeci,
79

oparty na fizyce, jest podejściem uniwersalnym, umożliwiającym analizę i ocenę
urabialności w każdej metodzie i warunkach wykonywania betonu.
4. Właściwości reologiczne mieszanki betonowej
Z licznych badań [np. 7,8,9] wynika, rozpatrując właściwości mieszanki w aspekcie
urabialności, że zachowuje się ona pod obciążeniem jak lepkoplastyczne ciało Binghama,
którego model reologiczny przedstawia rys.1. Właściwości reologiczne mieszanki,
traktowanej jako ciało Binghama, opisuje wystarczająco dokładnie równanie reologiczne (1)
•
= τ + η ⋅ γ , Pa (1)
gdzie:
τ 0 pl
τ – naprężenie styczne w mieszance od obciążenia, Pa
τo – granica płynięcia mieszanki, Pa
ηpl – lepkość plastyczna mieszanki, Pa·s
• dγ
γ = - prędkość odkształcenia postaciowego mieszanki (rys.2)
dt
τ
Dla τ > τoi
warunku początkowego: γ ( o)
= , gdzie G – moduł odkształcalności
G
postaciowej, odkształcenie całkowite pod obciążeniem τ po czasie t jest:
τ τ τ
γ = +
η
− o
t , (2)
G
Rys.1. Model Binghama
pl
zaś odkształcenie ostateczne po odciążeniu w chwili t1:
τ τo
γ ost = t
η
−
1 . (3)
pl
Pod wpływem obciążeń, działających na mieszankę w
procesach wykonywania betonu, doznaje ona generalnie
nieodwracalnych odkształceń postaciowych. Charakter i
wielkość tych odkształceń zależą od wielkości naprężeń
stycznych wywołanych obciążeniem mieszanki. Opór
stawiany obciążeniu τ przez skoncentrowany,
trójfazowy układ grubodyspersyjny, jakim jest
mieszanka
betonowa, jest sumarycznym efektem
oporów spójności τc
tarcia wewnętrznego τφ oraz oporu
lepkiego ηpl, czyli:
τ = τc + τφ + ηpl (4)
Relacja wzajemna tych trzech rodzajów oporu zależy od
składu mieszanki. Dla mieszanek z dużą ilością zaczynu (ciekłych) dominuje opór lepki.
Natomiast dla mieszanek ubogich w zaczyn (wilgotnych i gęstoplastycznych) przeważa
opór tarciowy. Suma pierwszych dwóch składowych oporu ścinania to granica płynięcia
mieszanki, którą można zapisać następująco:
τo = τc + τφ = c + σ tgφ (5)
80

gdzie:
c – spójność kapilarna,
σ – naprężenie normalne,
tg φ – współczynnik tarcia wewnętrznego.
Zaś lepkość plastyczna ηpl jest oporem mieszanki stawianym płynięciu i jest proporcjonalna
do różnicy naprężeń τ - τo .
•
γ
τ
τo ηpl
γ γ τ
γ
płynięcie
Rys.2. Odkształcenie postaciowe Rys.3. Wpływ naprężeń na zachowanie się
mieszanki
Z równania (1) wynika, że mieszanka betonowa ma dwie stałe materiałowe: granicę
płynięcia τo i lepkość plastyczną ηpl, Nazywane są one parametrami reologicznymi
mieszanki. Widoczny na rys.1 moduł odkształcalności postaciowej G, będący
charakterystyką sprężystości mieszanki, jest zwykle pomijany, ze względu na znikomy jego
wpływ na zachowanie się mieszanki w procesach wykonywania betonu. Ze względu na
urabialność istotne są tylko granica płynięcia τo, i lepkość plastyczna ηpl.
Zachowanie się mieszanki pod obciążeniem zależy głównie od wywołanych nim
naprężeń stycznych τ w mieszance, co pokazuje rys.3. Dopóki naprężenia te są mniejsze od
granicy płynięcia mieszanki, jej odkształcenie jest małe oraz ograniczone i skończone w
czasie. Wtedy mieszanka zachowuje się jak ciało stałe. Urabianie mieszanki w procesach
technologicznych związane jest głównie z jej płynięciem. Zachodzi ono gdy naprężenia
styczne w mieszance przekroczą granicę płynięcia τo. Wtedy mieszanka zachowuje się jak
ciecz o dużej lepkości i płynie z prędkością tym większą, im naprężenia są większe od
granicy płynięcia i im mniejsza jest lepkość plastyczna mieszanki. Dla określonych
rodzajów i typów sprzętu mechanicznego, stosowanych w procesach wykonywania betonu,
stan naprężeń i ich wielkość są zwykle ustalone. Zatem dostosowanie właściwości
reologicznych mieszanki w takim przypadku, polega na nadaniu jej odpowiednich wartości
granicy płynięcia τo i lepkości plastycznej ηpl, poprzez odpowiednie zaprojektowanie
składu mieszanki betonowej (betonu). Zwrócić przy tym należy uwagę, że zbyt mała
lepkość mieszanki (wysoka płynność) będzie skutkować utratą jej stabilności tj. segregacją.
Efektywnym i łatwym w użyciu czynnikiem modyfikującym właściwości reologiczne
mieszanki, odpowiednio do wymaganych, są superplastyfikatory.
5. Układ obciążeń mieszanki
Ruch mieszanki, jej odkształcenie i płynięcie w zmechanizowanych procesach
wykonywania betonu, czyli procesach przetwarzania i transportu mieszanki, wywoływane
są transportem pędu przekazywanego mieszance przez organ roboczy maszyny (np. tłok
pompy, mieszalnik, buława wibratora). Rządzi tym druga zasada ruchu Newtona:
1
81

dv dm
Σ F = Σm
+ Σv
(6)
dt dt
Przez Σ F oznaczono sumę sił działających na mieszankę, zaś po prawej stronie mamy dwie
sumy sił bezwładności od zmian prędkości ruchu w objętości mieszanki i od zmian masy
wewnątrz mieszanki. Lewą stronę równania można rozwinąć następująco
Fz + Fg + Fc +Fφ + Fη (7)
gdzie:
Fz –siły zewnętrzne od maszyny,
Fg - siły ciążenia mieszanki,
Fc –siły spójności mieszanki,
Fφ – siły tarcia wewnętrznego mieszanki,
Fη – siły oporu lepkiego mieszanki,
Układ obciążeń mieszanki ma za zadanie wywołać określony stan odkształcenia lub/i ruchu
mieszanki zgodny z metodą realizacji określonego procesu, bez utraty jednorodności
mieszanki. Stan ten zależy od jej parametrów reologicznych i rozkładu naprężeń stycznych
w mieszance. Rozkład tych naprężeń zależy zaś od układu obciążeń mieszanki
i charakterystycznych jej przekrojów obciążonych siłami zewnętrznymi od maszyny lub/i
siłami ciążenia mieszanki. Dla każdej z metod taki układ obciążeń jest określony
rozwiązaniem konstrukcyjnym stosowanej maszyny. Omawianie ich wykracza poza ramy
tego referatu.
Zależność stanu odkształcenia lub/i ruchu mieszanki od rozkładu naprężeń
stycznych, z uwzględnieniem wpływu jej parametrów reologicznych, jest przedmiotem
analizy reologicznej określonego procesu, zgodnie z metodą jego wykonania. Takie
analizy, dla wybranych procesów, zamieszczono w pracy [6].
6. Istota urabialności
Każdy z procesów mechanicznych wykonywania betonu może być przedstawiony
modelem pokazanym na rys.4.
warunki pracy
PROCES
właściwości reologiczne
zmiana stanu mieszanki
efekt procesu
mieszanki
układ obciążeń mieszanki
Rys.4. Model procesów mechanicznych wykonywania betonu
Zarówno z określonej przez Powersa intencji wprowadzenia pojęcia urabialności,
jak i natury każdego z procesów mechanicznych wykonywania betonu, jako mechanicznej
zmiany stanu mieszanki, wynika, że aby uzyskać efekt procesu, mieszanka musi być
podatna na działanie układu obciążeń (sił zewnętrznych i masowych), wywołujące zmianę
jej stanu. Brak tej podatności uniemożliwia odpowiednią zmianę stanu mieszanki, czyli
osiągnięcie wymaganego efektu procesu. Im ta podatność jest wyższa, tym lepszy jest efekt
procesu. Jest tak w przypadku, gdy metoda wykonania procesu jest założona, a podatność
82

mieszanki na tę metodę, a właściwie na charakterystyczny dla niej układ obciążeń
mieszanki, zapewnia się odpowiednio kształtując jej właściwości reologiczne.
Ale możliwy i spotykany jest także przypadek odwrotny, gdy metodę wykonania procesu,
czyli układ obciążeń mieszanki, dobiera się odpowiednio do założonych z innych
względów właściwości reologicznych mieszanki.
Z powyższego wynika, że są dwa czynniki urabialności: właściwości reologiczne
mieszanki i układ obciążeń mieszanki w metodzie wykonania procesu, a urabialność jest
stanem wzajemnego dostosowania właściwości reologicznych mieszanki i układu jej
obciążeń w określonym procesie, najkorzystniejszego ze względu na efekt procesu i jego
energochłonność. Innymi słowy, jest relacją wzajemnej odpowiedniości (dostosowania)
obu czynników urabialności, czyli właściwości reologicznych mieszanki i układu jej
obciążeń w procesie z tego samego względu (rys.5)
Skład mieszanki
Struktura mieszanki
Właściwości
reologiczne mieszanki
URABIALNOŚĆ
Relacja odpowiedniości
ze względu na efekt procesu
i jego energochłonność
Metoda wykonania procesu
Układ obciążeń mieszanki
Stan naprężeń
w mieszance
Rys.5. Istota urabialności w technologii betonu i jej czynniki
Okazuje się zatem, że intuicyjnie proste i łatwo zrozumiałe pojęcie urabialności jest
w fizycznej istocie tak złożone, że urabialność i jej ocena, choć technologicznie bardzo
istotne, są złożonym problemem naukowym. Jego rozwiązanie wymaga identyfikacji
mechanicznych zmian stanu mieszanki dla każdej z metod w procesach wykonywania
betonu oraz określenia reologicznych kryteriów ich prawidłowej realizacji, ze względu na
wymagany efekt i energochłonność każdego z procesów. Dla niektórych z metod problem
ten został już rozwiązany, aczkolwiek w codziennej praktyce technologicznej rozwiązania
te, póki co, są trudne do stosowania.
Literatura
[1] Neville A.M.: Właściwości betonu. Polski Cement, Kraków 2000.
[2] Powers T.C.: The Properties of Fresh Concrete. John Wiley & Sons Inc. New York
1968.
[3] Tattersall G.H.: The Workability of Concrete. Cement & Concrete Association,
Wexham Springs 1976.
[4] Reiner M.: Reologia teoretyczna. PWN, Warszawa 1956.
83

[5] Szwabowski J.: Urabialność mieszanki betonowej w ujęciu reologicznym. Zeszyty
Nauk. Pol. Śl., Z 65, Gliwice 1987.
[6] Szwabowski J.: Reologia mieszanek na spoiwach cementowych. Wyd. Politechniki
Śląskiej, Gliwice 1999.
[7] Szwabowski J.: O reologii masy betonowej. Cz.I, O właściwościach reologicznych
masy betonowej. Archiwum Inżynierii Lądowej, t.XXI, z.4,1975.
[8] Tattersall G.H., Banfill P.F.: The Rheology of Fresh Concrete. Pitman, London,
1983.
[9] Morinaga S.: Pumpability of Concrete and Pumping Pressure in Pipelines, Proc.
RILEM Seminar “Fresh Concrete”, vol.3, Leeds, 1983.
[10] Wallevik O.H., Gjørv O.E.: Practical Description of the Rheology of Fresh Concrete.
Report BML 90603, NTH Trondheim,1990.
84

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice 2006
Jacek Gołaszewski 1
PRZYDATNOŚĆ ZAPRAW DO PROGNOZOWANIA
WŁAŚCIWOŚCI REOLOGICZNYCH
MIESZANEK BETONOWYCH
1. Wprowadzenie
Zaprawa, podobnie jak mieszanka betonowa jest mieszaniną cementu, kruszywa
i wody wraz z ewentualnymi dodatkami mineralnymi i domieszkami chemicznymi przed
rozpoczęciem wiązania cementu a różnica pomiędzy tymi materiałami sprowadza się do
ograniczenia uziarnienia kruszywa w zaprawie do frakcji piaskowych. Z fizycznego punktu
widzenia nie ma jednak różnicy w strukturze obu tych materiałów, a zjawiska w nich
zachodzące są podobnej natury [3, 33, 34, 35].
Dotychczasowe badania dowodzą, że właściwości reologiczne zapraw i mieszanek
betonowych mogą być wystarczająco dokładnie opisane za pomocą reologicznego
równania stanu ciała Binghama o postaci:
τ = τ + ηpl
⋅ γ&
(1)
o
gdzie: τ (Pa) jest naprężeniem stycznym przy prędkości ścinania γ& (1/s), a τo (Pa)
i ηpl (Pas) oznaczają odpowiednio granicę płynięcia i lepkość plastyczną [1 - 5, 9, 11, 22,
25, 29, 31, 33, 34]. Granica płynięcia τo określa wielkość obciążenia koniecznego do
wywołania płynięcia mieszanki. Z chwilą gdy naprężenia styczne τ przekroczą granicę
płynięcia τo następuje płynięcie mieszanki, a opór płynięcia zależy od lepkości plastycznej
ηpl; im większa jest lepkość plastyczna ηpl mieszanki tym mniejsza będzie prędkość jej
płynięcia. Należy zaznaczyć, że parametry reologiczne zapraw i mieszanek betonowych
znacząco różnią się od siebie wielkością. Jak wykazano w [3, 33] jest to wynikiem różnej
wielkości, kształtu i powierzchni właściwej kruszywa w zaprawie i mieszance betonowej.
Szczegółowo reologię zapraw i mieszanek betonowych omówiono w [33, 34].
Reologiczne podobieństwo świeżej zaprawy i mieszanki betonowej otwiera
możliwość wykorzystania zapraw w badaniach poznawczych i praktycznych jako modelu
mieszanki betonowej [3, 21, 35]. Czasochłonne i materiałochłonne badania reologiczne
wpływu różnych czynników składu, wykonywane dotąd na mieszankach betonowych
mogłyby być zastąpione przez znacznie łatwiejsze do wykonania badania zapraw.W
1 Dr inż. Politechnika Śląska
85

niniejszym referacie, opierając się na dostępnych w literaturze wynikach badań porównano
naturę wpływu różnych czynników składu zapraw i mieszanek betonowych na ich
właściwości reologiczne. Przedstawiono również wyniki badań własnych których celem
było potwierdzenie i liczbowe uchwycenie wpływu zmian właściwości reologicznych
zaprawy na właściwości reologiczne mieszanki betonowej której stos okruchowy został w
różnym stopniu wypełniony tą zaprawą.
86
2. Wpływ czynników składu zapraw i mieszanek betonowych na ich właściwości
reologiczne według danych literaturowych
Znacząca liczba dostępnych w literaturze wyników badań pozwala na porównanie
natury wpływu różnych czynników składu zapraw i mieszanek betonowych na ich
właściwości reologiczne. Wyniki takich badań, pokazujące kierunki wpływu różnych
czynników składu na parametry reologiczne zapraw i mieszanek betonowych zestawiono w
tabl. 1. Na tej podstawie można stwierdzić, że kierunek wpływu podstawowych czynników
składu na parametry reologiczne zapraw i mieszanek betonowych jest bardzo zbliżony, co
wskazuje na możliwość przewidywania kierunków zmian parametrów reologicznych
mieszanki betonowej w oparciu o zależności uzyskane dla zapraw. Konieczne jest jednak
doświadczalna weryfikacja tych zależności, jednoznacznie potwierdzająca możliwość
prognozowania parametrów reologicznych mieszanki betonowej na podstawie badania
właściwości reologicznych zaprawy.
3. Metodyka badania
3.1. Pomiar parametrów reologicznych zaprawy i mieszanki betonowej
Parametry reologiczne zapraw i mieszanek betonowych można wyznaczyć poprzez
pomiar momentów oporu ścinania M stawianych przez ich próbkę przy ustalonych, co
najmniej dwóch znacząco różnych, prędkościach ścinania N. Parametry reologiczne
wyznacza się metodą regresji liniowej z równania:
M = g + h N (2)
gdzie: g (Nm) i h (Nm s) są stałymi reologicznymi odpowiadającymi odpowiednio granicy
płynięcia τo i lepkości plastycznej ηpl mieszanki. Po wyznaczeniu stałych pomiarowych
reometru można, jeśli to konieczne, przedstawić wartości g i h w jednostkach fizycznych.
Podstawy teoretyczne pomiarów reologicznych i sposób wyznaczenia stałych pomiarowych
reometru omówiono w opracowaniach monograficznych [33, 34].
3.2. Program badań
Zaprawy zaprojektowano o stosunku piasku do cementu P/C = 1,5 i przygotowano
z piasku P o wskaźniku uziarnienia Uk = 3,43. Do mieszanek zastosowano żwir otoczkowy
2 ÷ 8 mm K o wskaźniku uziarnienia Uk = 6,40. Przyjęto 4 stopnie wypełnienia kruszywa
zaprawą φz/q, które odpowiadają stosunkom wagowym zaprawy do mieszanki betonowej Z
= (C+W+P) / (C+W+P+K): 0,66, 0,61, 0,56 i 0,51 (tabl. 2). W zaprawach zmieniano
stosunek w/c (0,30, 0,35, 0,40), rodzaj cementu (CEM I 32,5 R, CEM II 32,5 B-S, CEM II
32,5 B-V, CEM II 32,5 B - M (V, LL), CEM III 32,5 A; cementy wyprodukowane z tego
samego klinkieru), rodzaj i ilość superplastyfikatora (etery karboksylowe PE: SP1, SP2,
SP3, SP4 dodawane w ilości 1 ÷ 2%). Określono również wpływ zastąpienia 10% cementu
pyłem krzemionkowym CSF oraz wpływ domieszki napowietrzającej AE.

Tablica 1. Wpływ składu oraz właściwości składników na właściwości reologiczne zapraw i mieszanek betonowych
Czynnik
Zaprawy Mieszanki betonowe
2
Ref. g h Ref. g h
Wzrost ilości wody [4], [22], [27] [11], [19], [34]
Wzrost ilości zaczynu [21], [32], [26] [21], [23], [29], [33]
Wzrost ilości cementu [4], [22] [34]
Drobniejsze uziarnienie piasku [22], [32] =
[10] =
Wzrost zawartości C3A w cemencie [14] [34]
Zwiększenie dodatku plastyfikatora [4], [32] = [8], [11], [34] =
Zwiększenie dodatku SP SMF, SNF; duże w/c 3
[4], [6], [14], [18], [22], [26] = [7], [8], [11], [30] =
Kierunek zmian parametrów reologicznych w czasie mieszanek
z SP SMF, SNF; wysokie w/c
[14], [16], [18] =
[7], [8], [11], [24], [28],
[30]
=
Zwiększenie dodatku SP SMF, SNF; małe w/c [6], [14], [16], [18] [7], [11], [28], [30]
Kierunek zmian parametrów reologicznych w czasie mieszanek
z SP SMF, SNF; małe w/c
[13], [14], [16], [18]
[7], [8], [11]
[28], [30]
=
=
Zwiększenie dodatku SP PC, PE; małe w/c [13], [14], [16], [18], [27] [10]
Kierunek zmian parametrów reologicznych w czasie mieszanek
z SP PC, PE; małe w/c
[13], [14], [16], [18], [27] = [10]
Zwiększenie masy cząsteczkowej polimeru SP PE [13], [14] [10]
Opóźnienie momentu dodania SP SNF, SMF [13], [14], [18] =
[28] =
Zwiększenie dodatku domieszki napowietrzającej [4], [12], [15], [22] = = [33], [34] =
Zwiększenie dodatku popiołu lotnego [4], [15] [34]
Zwiększenie ilości żużla w cemencie [17] [10], [11], [34]
Zwiększenie dodatku pyłu krzemionkowego [13], [14], [15] = [10], [11], [30]
2 Pozostałe parametry składu są stałe.
3 Duże w/c - zaprawy o w/c ponad 0,50; mieszanki betonowe o w/c ponad 0,40. Małe w/c - zaprawy o w/c poniżej 0,50; mieszanki betonowe o w/c poniżej 0,40
87

Tablica 2. Składy zapraw i mieszanek betonowych
Stosunek wagowy zaprawy do
mieszanki betonowej Z,
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
Z = 1
Z = 0,66
Z = 0,61
Z = 0,56
Z = 0,51
Składniki,
kg/m 3
Stosunek w/c
0,30 0,35 0,40
Zaprawa
C 841 807 776
P 1262 1211 1164
W 252 282 310
Mieszanka betonowa
C 570 554 539
P 855 831 809
K 855 831 809
W 171 194 216
φz/q 1,06 1,10 1,15
C 532 518 505
P 797 777 757
K 975 949 926
W 159 181 202
φz/q 0,86 0,90 0,94
C 491 479 468
P 736 718 702
K 1104 1077 1052
W 147 168 187
φz/q 0,70 0,73 0,76
C 446 437 427
P 670 655 641
K 1243 1216 1190
W 134 153 171
φz/q 0,57 0,59 0,62
C - cement; W - woda; P - piasek 0 - 2 mm; K - kruszywo 2 - 8 mm; φz/q - stopień wypełnienia
kruszywa zaprawą
3.3. Właściwości materiałów i składy mieszanek
Skład klinkieru z którego przygotowano cementy zawarto w tabl. 3. Właściwości
superplastyfikatorów przedstawiono w tabl. 4. Właściwości dodatku napowietrzającego i
pyłu krzemionkowego zawarto w tabl. 5 i 6. Krzywe przesiewu kruszywa przedstawiono na
rys. 1. Składy mieszanek betonowych pokazuje tabl. 2.
88
Tablica 3. Skład klinkieru
Skład klinkieru [%]
SiO2 CaO Al2O3 Fe2O3 MgO Na2Oe SO3 C3S C2S C3A C4AF
19.5 62.2 6.3 2.5 1.9 0.83 2.7 57 11 10 9
Tablica 4. Właściwości superplastyfikatorów
SP Składnik bazowy
Gęstość,
[g/cm 3 ]
Stężenie,
[%]
SP1 polieter (duża masa cząsteczkowa, długie łańcuchy boczne) 1,05 36
SP2 polieter (mała masa cząsteczkowa, krótkie łańcuchy boczne) 1,09 17
SP3 polieter 1,09 34
SP4 polieter 1,11 32

Przechodzi przez sito, % ......
100
80
60
40
20
Piasek 0-2
Żwir 2-8 mm
0
0,13 0,25 0,5 1 2 4 8 16
Oczko sita, %
Rys. 1. Uziarnienie kruszywa
Tablica 5. Właściwości domieszki napowietrzającej AE
AE Składnik bazowy
Gęstość,
[g/cm 3 ]
Stężenie,
[%]
AE sole alkaliczne żywic drzewnych 1,01 1,73
Tablica 6. Właściwości pyłu krzemionkowego CSF
Skład CSF [%]
SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO SO3 Na2O K2O LOI
Powierzchnia
właściwa, [m 2 /kg]
92,8 0,60 0,30 0,70 1,32 0,76 0,30 0,50 1,90 18 000
3.4. Metoda badania
Mieszanki przygotowano w mieszalniku o działaniu wymuszonym o poj. 50 dm 3 .
Pomiar parametrów reologicznych wykonano za pomocą reometru BT2 przedstawionego
na rys. 2. W celu wykonania pomiaru reometr BT2 umieszcza się w środku pojemnika
pomiarowego wypełnionego mieszanką, a następnie wykonuje się jeden pełny obrót. W
trakcie tego obrotu mierzony jest moment na dwóch lub trzech sondach oraz prędkość
kątowa. Na tej podstawie wyliczane są wielkości parametrów reologicznych mieszanki.
Zasady i sposób pomiaru parametrów reologicznych za pomocą BT2 zostały omówione w
[20]. W badaniach przyjęto stały czas pomiaru (pełnego obrotu) wynoszący 15±2 s. Średni
współczynnik korelacji pomiędzy prędkością ścinania N a momentem oporu ścinania M dla
pomiarów wykonanych w ramach badań własnych wynosił 0,931, co potwierdza zgodność
uzyskanych wyników z przyjętym do opisu właściwości reologicznych zapraw i mieszanek
betonowych modelem reologicznym Binghama. Ponieważ dla reometru BT2 nie zostały
jeszcze określone stałe pomiarowe, pomierzone parametry reologiczne przedstawiono w
jednostkach umownych. Dla każdego badanego składu wykonano co najmniej cztery
pomiary parametrów reologicznych.
89

Rys. 2. Reometr BT2
4. Wyniki badań i ich dyskusja
Uzyskane zależności wpływu badanych czynników na właściwości reologiczne
zapraw i mieszanek betonowych przedstawiono na rysunkach 3 - 8. Jak wyraźnie widać z
wykresów na tych rysunkach, właściwości reologiczne mieszanek betonowych pozostają w
ścisłej korelacji z właściwościami reologicznymi zapraw oraz ze stopniem wypełnienia
zaprawą stosu okruchowego kruszywa. Kierunek zmian obu parametrów reologicznych
mieszanek betonowych pod wpływem badanych czynników w pełni pokrywa się z
kierunkiem zmian parametrów reologicznych wypełniających te mieszanki zapraw.
Wielkość i zakres zmian parametrów reologicznych w przypadku mieszanek betonowych
są przy tym jednak wyraźnie większe niż w przypadku zapraw. Stwierdzenie to odnosi się
szczególnie do zmian parametru g. Wielkość obu parametrów reologicznych mieszanki
betonowej nieliniowo rośnie wraz ze zmniejszaniem stopnia wypełnienia stosu
okruchowego kruszywa zaprawą (zmniejszaniem stosunku Z), co jest ogólnie zgodne z
wynikami innych badań [32, 33]. Co zasługuje na podkreślenie, wpływ parametrów
reologicznych zaprawy na parametry reologiczne mieszanki betonowej nie jest przy tym
zależny od jej składu.
Analiza danych doświadczalnych pozwala na sformułowanie analogicznych dla obu
parametrów reologicznych matematycznych zależności łączących wartości parametrów
reologicznych mieszanki betonowej z parametrami reologicznymi zaprawy wypełniającej
stos okruchowy tej mieszanki a także ilością tej zaprawy. Mają one postać:
gm = gz · Z a (3)
hm = hz · Z b (4)
gdzie: gm i gz - graniczny opór ścinania odpowiednio mieszanki betonowej i zaprawy, hm i
hz - opór płynięcia lepkiego odpowiednio dla mieszanki betonowej i zaprawy, Z - stosunek
wagowy zaprawy do mieszanki betonowej Z = (C+W+P) / (C+W+P+K), a, b - stałe
materiałowe zależne od właściwości składników mieszanki betonowej, prawdopodobnie
głównie od rodzaju i uziarnienia kruszywa.
90

g, N m......
10
1
0,1
0,01
w/c=0,40
w/c=0,35
CEM I 32,5 R
SP 1 - 1%
w/c=0,30
0,001
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
h, N m s......
60
50
40
30
20
10
0
w/c=0,40
w/c=0,35
w/c=0,30
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
Rys. 3. Wpływ stosunku w/c na parametry reologiczne zaprawy i mieszanek betonowych
w różnym stopniu wypełnionych tą zaprawą
g, N m......
10
1
0,1
0,01
0,001
SP = 1%
SP = 1,5%
SP =2%
CEM I 32,5 R
w/c = 0,35
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
h, N m s......
30
20
10
0
SP = 1%
SP = 1,5%
SP =2%
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
Rys. 4. Wpływ ilości superplastyfikatora SP1 na parametry reologiczne zaprawy
i mieszanek betonowych w różnym stopniu wypełnionych tą zaprawą
91

g, N m......
10
1
0,1
0,01
SP1
SP2
SP3
SP4
CEM I
SP - 1,5%
w/c = 0,35
0,001
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
h, N m s.s.....
30
20
10
SP1
SP2
SP3
SP4
0
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
Rys. 5. Wpływ rodzaju superplastyfikatora parametry reologiczne zaprawy i mieszanek
betonowych w różnym stopniu wypełnionych tą zaprawą
g, N m......
10
1
0,1
0,01
CEM I
CEM II B-S
CEM II B-V
CEM III A
SP 1 - 1%
w/c = 0,35
CEM II B-M (V, LL)
0,001
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
h, N m s.s.....
30
20
10
CEM I
CEM II B-S
CEM II B-V
CEM III A
CEM II B-M (V, LL)
0
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
Rys. 6. Wpływ rodzaju cementu parametry reologiczne zaprawy i mieszanek betonowych w
różnym stopniu wypełnionych tą zaprawą
92

g, N m......
g, N m......
10
1
0,1
0,01
CEM I
CEM I 32,5 R
SP 1 - 1%
CEM I + 10%CSF
0,001
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
h, N m s......
30
20
10
CEM I
CEM I + 10%CSF
0
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
Rys. 7. Wpływ pyłu krzemionkowego parametry reologiczne zaprawy i mieszanek
betonowych w różnym stopniu wypełnionych tą zaprawą
10
1
0,1
0,01
0,001
CEM II B-V
SP 1 - 1%
W/C = 0,35
bez AE
0,1% AE
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
h, N m s......
30
20
10
0
bez AE
0,1% AE
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K)
Rys. 8. Wpływ domieszki napowietrzającej parametry reologiczne zaprawy i mieszanek
betonowych w różnym stopniu wypełnionych tą zaprawą
93

g m MIESZANKI BETONOWEJ, N m..........
h m MIESZANK BETONOWEJ, N m s...........
94
10
8
6
4
2
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K) = 0,66
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K) = 0,61
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K) = 0,56
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K) = 0,51
0
0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06
g z ZAPRAWY, Nm
g m = 157,8 g z
r = 0,957
g m = 104,31 g z
r = 0,966
g m = 71,217 g z
r = 0,984
g m = 26,219 g z
r = 0,987
Rys. 9. Graniczny opór ścinania gz zaprawy o P/C = 1,5, a graniczny opór ścinania gm
mieszanki betonowej z kruszywem otoczakowym 2 - 8 mm
60
50
40
30
20
10
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K) =
0,66
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K) =
0,61
Z = (C+W+P)/(C+W+P+K) =
056
0
0 1 2 3 4 5 6 7
h z ZAPRAWY, N m s
h m = 9,851 h z
r = 0,977
h m = 7,021 h z
r = 0,989
h m = 5,1613 h z
r = 0,990
h m = 4,083 h z
r = 0,990
Rys. 10. Opór płynięcia lepkiego hz zaprawy o P/C = 1,5, a opór płynięcia lepkiego hm
mieszanki betonowej z kruszywem otoczakowym 2 - 8 mm

Na podstawie analizy statystycznej wyników badań określono stałe materiałowe
a i b które dobrze opisują wyniki doświadczalne. Wynoszą one odpowiednio a = - 7,51 ±
0,27 oraz b = - 3,28 ± 0,19. Wykresy funkcji (3) i (4) dla poszczególnych serii badań
podano na rysunkach 3 - 8. Współczynniki R 2 określające stopień dopasowania wyników
pomiarów do funkcji (3) i (4) zawierają się w przedziale od 0,943 do 0,985. Maksymalne
odchylenie pomierzonych wielkości g i h badanych mieszanek od wielkości obliczonych
wynosi odpowiednio 28,7% i 19,7 %, średnie odchylenie pomierzonych od obliczonych
wielkości parametrów g i h wynosi natomiast odpowiednio 12,5 i 8,4%. Uzyskane wysokie
współczynniki korelacji oraz relatywnie małe wielkości odchylenia parametrów
reologicznych wyliczonych wg modelu od pomierzonych w badaniach kontrolnych
świadczą o tym, że funkcje (3) i (4) dobrze opisują zależność parametrów reologicznych
mieszanki betonowej od parametrów reologicznych zaprawy wypełniającej stos okruchowy
tej mieszanki. Dokonując pomiaru parametrów reologicznych zaprawy, uwzględniając
wielkość i rodzaj kruszywa oraz wskaźnik wypełnienia stosu okruchowego kruszywa tą
zaprawą można przewidywać parametry reologiczne mieszanki betonowej wypełnionej tą
zaprawą.
Na rys. 9 i 10 pokazano zależności liniowe pozwalające na przeliczenie uzyskanych
w pomiarach wartości parametrów zapraw o stosunku P/C = 1,5 z dodatkiem
superplastyfikatora na właściwości reologiczne mieszanki betonowej z kruszywem o
maksymalnym wymiarze ziaren 8 mm, którego stos okruchowy w różnym stopniu jest
wypełniony tą zaprawą. Średnie odchylenie pomierzonych parametrów wielkości
parametrów g i h mieszanek od wielkości tych parametrów wyznaczonych na podstawie
zależności na rys. 9 i 10 wynosi odpowiednio 19,5% i 10,4%. Zależności te mogą więc
stanowić podstawę do działań optymalizacyjnych przy doborze składu ze względu na
właściwości reologiczne mieszanki. Należy przy tym jednak zwrócić uwagę na pewną
niedogodność - niewielkim zmianom wielkości parametru g zapraw mogą odpowiadać duże
zmiany parametru g mieszanek betonowych. Wymusza to konieczność starannego i
precyzyjnego pomiaru parametru g zaprawy. W tym celu można wykorzystać reometry do
zapraw, zwykle zapewniające większą niż reometry do mieszanek betonowych dokładność
pomiaru parametrów reologicznych.
4. Podsumowanie
Przedstawione wyniki badań stanowią doświadczalne potwierdzenie zgodności
charakteru wpływu podstawowych czynników składu na parametry reologiczne zapraw i
mieszanek betonowych i dowodzą, że przedstawione w tabl. 1 dla zapraw i mieszanek
betonowych zależności nie są przypadkowe. Ze względu na zgodność wpływu czynników
składu na parametry reologiczne zapraw i mieszanek, badania zapraw mogą być
wykorzystane do przewidywania zmian właściwości reologicznych mieszanek betonowych.
Stwierdzenie to jest szczególnie ważne ze względu na badanie reologicznych efektów
działania domieszek chemicznych i dodatków mineralnych oraz kompatybilności cementu i
superplastyfikatora.
Występowanie korelacji między parametrami reologicznymi zaprawy i mieszanki
betonowej, która może być wyrażona w formie przedstawionych w pracy prostych
zależności matematycznych dowodzi, że projektowanie, optymalizacja, kontrola i
korygowanie urabialności mieszanek betonowych mogą być prowadzone w oparciu o
pomiary właściwości reologicznych zapraw.
95

Przedstawione badania obejmują stosunkowo wąski zakresie. Konieczne są dalsze
badania, obejmujące zaprawy i mieszanki o różnych proporcjach składników, różnych
charakterystykach reologicznych oraz z różnymi rodzajami kruszyw.
Literatura
[1] Banfill P.F.G.: A coaxial cylinders viscometer for mortar: design and experimental
validation. Rheology of Fresh Cement and Concrete. (ed. Banfill, P.F.G.). Spon,
London 1991, 217-226.
[2] Banfill P.F.G., Beaupré D., Chapdelaine F., de Larrard F., Domone P., Nachbaur L.,
Sedran T., Wallevik O., Wallevik J.E.: Comparison of concrete rheometers:
International tests at LCPC (Nantes, France, in October 2001). Report NISTIR 6819,
National Institute of Standards and Technology, USA 2001.
[3] Banfill P.F.G.: The rheology of fresh cement and concrete - a review. Proceeding of
11th International Cement Chemistry Congress, Durban, South Africa 2003, 50 - 63.
[4] Banfill P.F.G.: The rheology of fresh mortar. Magazine of concrete research, Vol.
43, No 154, 13 - 21, 1991.
[5] Beaupré D., Chapdelaine F., Domone P., Koehler E, Shen L., Sonebi M., Struble L.,
Tepke D., Wallevik O., Wallevik J. E.: Comparison of concrete rheometers:
International tests at MB (Cleveland OH, USA) in May 2003. Report NISTIR 7154,
National Institute of Standards and Technology, USA 2003.
[6] Billberg P.: The effect of Mineral and Chemical Admixtures on Fine Mortar
Rheology. 5th CANMET/ACI International Conference “Superplasticizers and
Other Chemical Admixtures in Concrete”, Rome, Italy 1997, 301-320.
[7] Domone P.L.J., Yongomo X., Banfill P.F.G.: Developments of the two-point
workability test for high-performance concrete. Magazine of Concrete Research,
Vol. 51, No. 3, 1999, 171-179.
[8] Faroug F., Szwabowski J., Wild S.: Influence of Superplasticizers on Workability of
Concrete. Journal of Materials in Civil Engineering, 151-157, 1999.
[9] Ferraris Ch. F.: Measurement of the Rheological Properties of High Performance
Concrete: State of Art Report. Journal of Research of the National Institute of
Standards and Technology, Vol. 104, No. 5, 1999, 461 - 478.
[10] Giergiczny Z., Małolepszy J., Szwabowski J., Śliwiński J.: Cementy z dodatkami
mineralnymi w technologii betonów nowej generacji. Wydawnictwo Instytut Śląski
sp. z o.o. w Opolu, Opole 2002.
[11] Gjørv O.E.: Workability: A New Way of Testing. Concrete International, 57-
60,1998.
[12] Gołaszewski J, Szwabowski J.: Influence of Air Entraining Agents on Workability
of Fresh High Performance Concrete. International Conference on Durability of
High Performance Concrete and Final Workshop of CON - life, Essen, Germany
2004, 119 - 132.
[13] Gołaszewski J., Szwabowski J.: Influence of superplasticizers on rheological
properties of fresh cement mortars, Cement and Concrete Research, Vol. 34, 2003,
235-248.
[14] Gołaszewski J., Szwabowski J.: Rheological behaviour of fresh cement mortars
containing superplasticizers of new generation. Kurdowski Symposium “Science of
cement and concrete”, Kraków, 2001, 111 - 135.
96

[15] Gołaszewski J, Szwabowski J.: Wpływ domieszek chemicznych i dodatków
mineralnych na właściwości reologiczne mieszanek betonów nowej generacji.
Materiały Budowlane, 7/2003, 14 - 19.
[16] Gołaszewski J.: Wpływ wybranych domieszek upłynniających na właściwości
reologiczne zapraw. II Sympozjum Naukowo – Techniczne „Reologia w technologii
betonu”, Politechnika Śląska, Gliwice 2000, 43 - 56.
[17] Gołaszewski J.: Wpływ temperatury na urabialność mieszanek betonowych
z dodatkiem superplastyfikatora. III Sympozjum Naukowo - Techniczne „Reologia
w technologii betonu”, Politechnika Śląska, Gliwice 2001, 49 - 60.
[18] Gołaszewski J., Szwabowski J.: Influence of superplasticizers on rheological
properties of fresh cement mortars, Cement and Concrete Research, Vol. 34, 2003,
235-248.
[19] Larrard de F.: Concrete Mixture Proportioning. A scientific approach. E&FN SPON,
London and New York 1999.
[20] Greim M.: Rheological Measurement on Building Materials, a Comprehensive
Research Program. Annual Transactions of the Nordic Rheology Society, Vol. 5,
1997, 13.
[21] Helm M., Hornung F.: Rheological Test Procedure in the Ready-Mixed Concrete
Bath Plant. Annual Transactions Of The Nordic Rheology Society, Vol. 5, 1997,
106 - 108.
[22] Hornung F.: Use of the Brabender ViscoCorder to study the flow properties of
mortars by two point tests. Proceeding of International Conference on Rheology of
fresh cement and concrete, E&FN Spon, London, UK 1990, 227 - 237.
[23] Johansen K.I., Lindgard J.: Improving the Workability of High Strength Concrete.
Third International Symposium Utilization of High Strength Concrete, Lillehammer,
Norway 1993.
[24] Kikukawa H.: Rheological studies on fresh concrete using admixtures. Proceedings
of the International Symposium RILEM Admixtures for Concrete. Improvement of
Properties. Barcelona, Spain 1990, 34-50.
[25] Mierzwa J., Urban M.: Reologia kompozytów zwykłych i z domieszkami. Cement
Wapno Beton, nr 6, 217-222, 1999.
[26] Norberg J., Peterson O., Billberg P.: Effects of a New Generation of
Superplasticizers on the Properties of Fresh Concrete. 5th CANMET/ACI
International Conference “Superplasticizers and Other Chemical Admixtures in
Concrete”, Rome, Italy 1997, 583-598.
[27] Özkul M.H., Dogan A., Cavdar Z., Saglam A.R., Parlak N. Properties of Fresh and
Hardened Concretes Prepared by New Generation Superplasticizers. Proc. Int.
Congress „Creating with Concrete”, University of Dundee, Dundee, September
1999, 468 - 474.
[28] Punkki J., Gołaszewski J., Gjørv O.E.: Workability loss of High-Strength Concrete.
ACI Materials Journal, V.93, No. 5, September-October 1996.
[29] Smeplass S.: Applicability of the Bingham model to High Strength Concrete. Proc.
of Inter. RILEM Workshop “Special Concretes: Workability and Mixing”. Paisley
1993. E&FN Spon., London 1994.
[30] Szwabowski J., Gołaszewski J.: Wpływ superplastyfikatora i pyłu krzemionkowego
na urabialność betonu wysokowartościowego. Cement Wapno Beton 6/1996, 212 -
215.
97

[31] Szwabowski J., Gołaszewski J., Suchoń S.: Przydatność reometru Viskomat PC do
pomiaru efektywności superplastyfikatorów. II Konferencja Naukowo-Techniczna
„Zagadnienia materiałowe w inżynierii lądowej MATBUD’98”, Pol. Krakowska,
Kraków -Mogilany 1998, 392 - 399.
[32] Suchoń S., Szwabowski J.: Prediction model for rheological properties of fresh
cement concrete. Proceedings of the 2nd ESAFORM Conference “Material
forming”, Guimaraes, Portugal, 1999, 451 - 454.
[33] Szwabowski J.: Reologia mieszanek na spoiwach cementowych. Wydawnictwo
Politechniki Śląskiej, Gliwice 1999.
[34] Tattersall G.H., Banfill P.F.G.: The rheology of Fresh Concrete. Pitman Books
Limited, Boston 1983.
[35] Teubert J.: Measuring the consistency of concrete mortar and its importance to the
workability of fresh concrete. Betonwerk + Fertigeil Technik, Heft 4/81, 1 - 6.
[36] Wolter H.: Measuring flow properties of new concrete mixes. “Holderbank” News
1-2/95.
USABILITY OF MORTARS FOR PREDICTING OF RHEOLOGICAL
PROPERTIES OF FRESH CONCRETE
Summary
The investigations of rheological properties of mortars and concrete mixtures with different
cements and superplasticizers were executed. They showed the similarities of changes of these
properties in mortars and concrete mixtures. It is the reason to use the measurements results obtained
for mortars in proportioning and predicting of changes of rheological parameters of concrete
mixtures. However, the research covered a relatively narrow range of concrete composition. Thus,
there is a necessity to continue research with concrete mixtures of different aggregates and of
different rheological properties,
98

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice 2006
Łukasz Kotwica 1
Jan Małolepszy 2
ROLA I DZIAŁANIE DOMIESZEK CHEMICZNYCH
MODYFIKUJĄCYCH LEPKOŚĆ ZACZYNÓW CEMENTOWYCH
1. Powody stosowania domieszek modyfikujących lepkość
W nowoczesnej technologii materiałów budowlanych coraz większe znaczenie, poza
samymi właściwościami stwardniałego materiału, dla sukcesu produktu odgrywają również
właściwości materiału na etapie jego aplikacji, zwłaszcza jego właściwości reologiczne.
Decydują one, o możliwości tworzenia materiałów ściśle dopasowanych do konkretnych
zastosowań. W świetle wymagań stawianych właściwościom reologicznym materiałów
budowlanych opartych na cemencie, obok domieszek plastyfikujących i upłynniających
bardzo ważną rolę odgrywają domieszki modyfikujące lepkość zaczynu cementowego.
Umożliwiają one zmianę lepkości w bardzo szerokich granicach i wykonywanie tak
różniących się reologią materiałów jak z jednej strony kleje do płytek ceramicznych a z
drugiej posadzki samopoziomujące. Domieszki te stosowane w technologii betonu
ułatwiają wykonywanie betonów o szczególnych właściwościach jak betony
samozagęszczalne czy betony natryskowe.
2. Obszary stosowania domieszek modyfikujących lepkość
Domieszki modyfikujące lepkość stosowane są w wielu dziedzinach przemysłu.
W przemyśle materiałów budowlanych to przede wszystkim:
− technologie suchych zapraw, tynków, klejów na bazie cementu,
− technologia spoiw gipsowych,
− technologia betonów specjalnych (betony samozagęszczalne, betony natryskowe,
betony do betonowania podwodnego),
− technologia farb i materiałów powłokowych.
1 Mgr inż., AGH Kraków
2 Prof. dr hab. inż., AGH Kraków
99

3. Podział domieszek modyfikujących lepkość
Opierając się na literaturze [1,2], domieszki modyfikujące lepkość można podzielić na
kilka grup:
a) rozpuszczalne w wodzie naturalne i syntetyczne polimery zwiększające lepkość
wody zarobowej, np. etery celulozy, poli(alkohol winylowy), pochodne skrobi;
b) rozpuszczalne w wodzie flokulanty, które po zaadsorbowaniu na powierzchni ziaren
cementu zwiększają przyciąganie ziaren, powodując wzrost lepkości, np.
kopolimery styrenu i grup karboksylowych, syntetyczne polielektrolity, żywice
naturalne;
c) emulsje materiałów organicznych zwiększających przyciąganie między cząstkami i
wprowadzające dodatkowe drobne cząstki, np. emulsje akrylowe, wodne dyspersje
minerałów ilastych;
d) materiały nieorganiczne o wysokiej powierzchni właściwej, i/lub specjalnych
właściwościach powierzchni, które zwiększają zdolność retencji wody, np. bardzo
drobne minerały ilaste (bentonity), pył krzemionkowy;
e) nieorganiczne materiały które wprowadzają drobne cząstki zwiększające tiksotropię
układu, np. wapno hydratyzowane, kaolin, popioły lotne, ziemia krzemionkowa.
4. Charakterystyka reologiczna
Efekt działania VEA (z ang. Viscosity Enhancing Admixture – domieszki
zwiększające lepkość) jest proporcjonalny do ilości wprowadzonej domieszki [1,3]. Na rys.
1 przedstawiona została zmiana lepkości roztworu 0,01M NaCl w 20 o C z różnymi
dodatkami – polisacharydu pochodzenia mikrobiologicznego (welan gum), oraz
hydroxypropylometylocelulozy. Zmiany lepkości są najgwałtowniejsze w przypadku
wprowadzenia małych ilości domieszki. Przy większych ilościach efekt wzrostu ma
mniejszą dynamikę [3,4].
Rys. 1. Zależność lepkości pozornej przy małej prędkości ścinania (0,1s -1 ) w funkcji
stężenia dodatku [3]
Układy z dodatkiem VEA charakteryzują się pseudoplastycznością, czyli są
rozrzedzane przez ścinanie [1,3,4]. Efektem tego jest zmniejszanie się lepkości w czasie
oddziaływania mechanicznego na układ z VEA (rys. 2). Przyczyną takiego zachowania jest
najprawdopodobniej orientowanie się w czasie ścinania statystycznie rozmieszczonych
100

liniowych cząsteczek i układanie się ich w kierunku przepływu co powoduje zmniejszenie
oporów przepływu i spadek lepkości [4].
Rys. 2. Zależność lepkości pozornej od prędkości ścinania [3].
W przypadku układów cementowych VEA powodują wzrost lepkości, jak również
granicy płynięcia. Zjawisko to ma miejsce niezależnie od zakresu prędkości ścinania jak
również stosunku W/C oraz dawki superplastyfikatora [2]. Dodatkowo domieszki tego typu
powodują, że układ w którym są obecne wykazuje właściwości tiksotropowe – odwracalny
wzrost lepkości w czasie [5]. W praktyce objawia się to wzrostem lepkości w czasie gdy
materiał nie jest poddawany mieszaniu. Ponowne mieszanie układu powoduje spadek
lepkości [2].
5. Charakterystyka chemiczna domieszki na przykładzie eterów celulozy
stosowanych w technologiach suchych zapraw
Pochodne celulozy to grupa domieszek modyfikujących lepkość wody zarobowej.
Są to rozpuszczalne w wodzie łańcuchy celulozy z „dodanymi” w trakcie procesu
przetwórczego grupami bocznymi umożliwiającymi rozpuszczanie, oraz kształtującymi
właściwości uzyskanej celulozy. Własności te (rozpuszczalność, lepkość roztworów,
własności termiczne) mogą być regulowane w szerokim zakresie właśnie poprzez
odpowiedni dobór grup modyfikujących, ich rodzaju, ilości jak również poprzez dobór
odpowiedniej długości łańcuchów.
5.1. Technologia produkcji i budowa cząsteczki
Celuloza to naturalny wielocukier, biopolimer składający się z monomerów celobiozy:
dwucukru złożonego z dwóch pierścieni glukozy. Pozyskiwana jest np. z drewna, lub
bawełny. Cząsteczki celulozy mają postać długich nierozgałęzionych łańcuchów, o
długości do 10000 pierścieni. Czysta celuloza jest białą, nierozpuszczalną w wodzie
substancją. Powodem tego jest gęsta struktura tworzona przez łańcuchy polimerowe
połączone ze sobą licznymi wiązaniami wodorowymi.
101

Rys. 3. Fragment łańcucha celulozy [4]
Rys. 4. Struktura celulozy. Gęsta sieć połączonych wiązaniami wodorowymi łańcuchów
polimerowych. W środku przedstawiono defekty struktury [4].
W procesie produkcji celuloza zostaje zmielona na pulpę, po czym poddana jest działaniu
wodorotlenku sodu. W efekcie otrzymywana jest rozpuszczalna w wodzie alkaliceluloza.
Celem tej operacji jest rozbicie zbitej struktury celulozy i wydzielenie pojedynczych
łańcuchów (rys. 3.).
Alkaliceluloza podlega reakcjom eteryfikacji z użyciem różnych reagentów
(monochlorometan, tlenek etylenu, tlenek propylenu) w zależności od finalnego produktu.
102
Rys. 5. Rozbicie struktury celulozy w wyniku reakcji z NaOH [4].

W efekcie powstają etery celulozy. Charakteryzują się one występowaniem wspomnianych
grup funkcyjnych „przyczepionych” do łańcucha głównego. Na rys. 6 i 7 pokazano
fragmenty przykładowych cząsteczek takich związków.
Rys. 6. Fragment łańcucha hydroksyetylocelulozy [4].
Rys. 7. Fragment łańcucha metylohydroksypropylocelulozy [4].
Właśnie rodzaj i ilość grup funkcyjnych obok długości łańcucha głównego decydują przede
wszystkim o właściwościach konkretnego eteru celulozy.
5.2. Właściwości eterów celulozy stosowanych w technologiach suchych zapraw
Lepkość – zwykle w specyfikacji podaje się lepkość ok. 2% roztworu wodnego
mierzoną różnymi metodami (specyfikacja powinna podawać metodę użytą w badaniu).
Lepkość wodnych roztworów eterów celulozy zależy przede wszystkim od 3 czynników:
− masy cząsteczkowej (długość łańcucha): lepkość rośnie wraz ze wzrostem długości
łańcucha (rys. 6),
− stężenia w roztworze: lepkość rośnie wraz ze stężeniem eteru celulozy w roztworze
(rys. 7),
− temperatury: wzrost temperatury powoduje spadek lepkości roztworu (rys. 8).
103

Rys. 8. Zależność lepkości 1,9% wodnego roztworu metylocelulozy w funkcji długości
łańcucha polimeru [4]
Rozpuszczalność – zależy od stosunku grup hydrofilowych (hydroksyetylowe,
hydroksypropylowe itp.) do hydrofobowych (np. metylowa). Wraz ze wzrostem ilości grup
hydrofobowych maleje rozpuszczalność w wodzie, rośnie zaś rozpuszczalność w
rozpuszczalnikach organicznych.
Rys. 9. Zmiany lepkości w funkcji stężenia eterów celulozy o różnych klasach lepkości [4].
104

Rys. 10. Zależność lepkości 1,9% roztworu eterów celulozy o różnych klasach lepkości od
temperatury [4].
Stopień modyfikacji – decyduje o intensywności tiksotropii wykazywanej przez
układ. Im większy stopień modyfikacji (ilość grup bocznych) tym większa tiksotropia.
Wielkość ziaren – od poniżej 100µm do 1000µm – proszki lub granulaty. Wielkość ziaren
wpływa na szybkość rozpuszczania.
Bardzo istotną cechą eterów celulozy, równie, lub nawet bardziej istotną od reologii
z punktu widzenia zastosowań praktycznych jest retencja wody. Etery celulozy maja
zdolność do retencji wody, co jest wykorzystywane w większości produktów suchej
technologii zapraw. Retencja jest ważną właściwością pozwalającą wydłużyć tzw. czas
otwarty klejów do płytek, czyli okres od nałożenia kleju na podłoże do momentu nałożenia
płytki. Obecność związanej przez etery celulozy wody ogranicza także naskórkowanie i
pozwala na wydłużenie czasu obróbki kleju.
Należy zwrócić również uwagę na fakt, iż dodatek metylocelulozy (podobnie jak
większości VEA) powoduje wydłużenie czasu wiązania, obniża dynamikę narastania
wytrzymałości oraz obniża wytrzymałości końcowe.
5.3. Dobór odpowiedniej domieszki do konkretnego zastosowania
Ze względu na bardzo szeroki asortyment produktów w branży suchych zapraw nie
ma jednej uniwersalnej domieszki modyfikującej lepkość. Ze względu na opisane w
punkcie 5.2 parametry, występuje cały szereg eterów celulozy o różnych właściwościach.
Zadaniem technologa jest odpowiedni dobór domieszki do projektowanego materiału.
W przypadku klejów do płytek ceramicznych, gdzie wymagana jest odporność na
spływanie ze ściany wskazane jest stosowanie celuloz o wysokiej lepkości i wysokim
stopniu modyfikacji, co pozwala na uzyskanie wysokiej lepkości zaprawy klejowej przy
zawartości wody wystarczającej do prawidłowego przebiegu procesów hydratacji. Z drugiej
strony, w przypadku posadzek samopoziomujących, gdzie wymagana jest bardzo duża
płynność, stosowane powinny być domieszki o możliwie niskiej lepkości i małym stopniu
modyfikacji. W tym przypadku podstawowym celem stosowania eterów celulozy jest
retencja wody potrzebnej do hydratacji spoiwa i zapobieganie spękaniom skurczowym. W
związku z tym należy użyć celulozy możliwie mało wpływającej na lepkość. Dla tynków
105

nakładanych maszynowo wymagane są domieszki o dużym stopniu modyfikacji,
wykazujące silne właściwości tiksotropowe, umożliwiające uzyskanie odpowiednich
właściwości w czasie natrysku jak i na etapie obróbki tynku.
Dobór odpowiedniego rodzaju eteru celulozy polega zwykle na kompromisie
pomiędzy potrzebą zapewniania odpowiedniej reologii (odporność na segregację,
spływanie, zapewnienie odpowiedniej płynności), odpowiedniej retencji wody (regulacji
ilości wody potrzebnej do prawidłowego przebiegu procesów hydratacji i zapobieżenia
spękaniom skurczowym) oraz kosztów.
Tablica 1. Przykładowe składy kleju do płytek ceramicznych [4]
składy klejów
składnik podstawowy standardowy do zastosowań
na zewnątrz
cement portlandzki 25 – 40 30 – 40 30 – 45
mączka kwarcowa (

7. Podsumowanie
Domieszki modyfikujące lepkość stanowią istotny element w technologiach
materiałów budowlanych opartych na spoiwie cementowym. Dla przemysłu suchych
zapraw jest to domieszka podstawowa, obecna praktycznie we wszystkich produktach.
Stosowane w tym segmencie rynku domieszki to głównie etery celulozy. Wykazują one
oprócz wpływu na reologię, zdolność do retencji wody, co czyni je składnikiem
niezbędnym w projektowaniu składów suchych mieszanek. Dostępna na rynku szeroka
gama dostępnych eterów celulozy pozwala na dopasowywanie domieszki do konkretnego
zastosowania. Daje to projektantowi większe możliwości, stawiając jednocześnie przed nim
wyższe wymagania. Zastosowanie VEA w technologii betonu jest znacznie mniejsze niż w
przypadku suchych mieszanek. Wynika to z faktu iż w betonie, materiale produkowanym
na dużo większą skalę, dość wysoka cena tego typu domieszek często uniemożliwia ich
stosowanie. Staje się ono uzasadnione w przypadkach betonów o szczególnych
właściwościach, gdy korzyści z ich stosowania przewyższają koszty. Dodatkowo w
przypadku betonu lepkość może być w sposób efektywny regulowana dodatkami
mineralnymi takimi jak pyły krzemionkowe, popioły lotne czy też mączki mineralne.
8. Literatura
[1] Mailvaganam N.: Miscellanous admixtures. Concrete Admixture Handbok. Noyes
Publications, Park Ridge, NJ, 1995
[2] Khayat K.H.: Viscosity-Enhancing Admixture for Cement-Based Materials – An
Overview. Cement and Concrete Composites, 20 (1998), 171-188
[3] Khayat K.H.: Effect of antiwashout admixtures on fresh concrete properties, ACI
Mater. J., 92 (1995) 164-171
[4] Technical Facts about Cellulose Ethers, ShinEtsu SE Tylose GmbH&KG, 2005
[5] Lachemi M., Hossain K.M.A., Lambros V., Nkinamubanzi P.C., Bouzoubaa N.:
Self-consolidating concrete incorporating new viscosity modifying admixtures,
Cement and Concrete Research, 34 (2004), 917-926
[6] Rols S., Ambroise, J., Pera J.: Effects of different viscosity agents on the properties
of self-leveling concrete, Cement and Concrete Research, 29(1999), 261-266
THE ROLE AND ACTION OF CEMENT PASTE VISCOSITY-MODIFYING
ADMIXTURES
Summary
A characteristic of Viscosity Enhancing Admixtures was presented in the paper. A brief
rheological summary of Chemical properties were described with special emphasis put on cellulose
ethers – their chemical composition and related properties. The general guidelines for usage of
cellulose ethers were described. Influence of VEAs on properties of fresh mortars and concrete was
presented.
107

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice 2006
Tomasz Ponikiewski 1
WPŁYW WŁÓKIEN NA SAMOZAGĘSZCZALNOŚĆ
MIESZANKI BETONOWEJ
1. Wprowadzenie
Technologia betonu samozagęszczalnego pozwala na kształtowanie struktury
obiektów inżynierskich w sposób szybszy i bezpieczniejszy niż w przypadku zastosowania
betonu o tradycyjnych właściwościach. Zabiegi technologiczne formowania elementów
betonowych z betonu samozagęszczalnego są znacznie uproszczone a efekty końcowe
pozwalają na eksponowanie struktur stwardniałego betonu w szerszym zakresie [4]. Jedną
z modyfikacji rozpatrywanych betonów jest dodawanie do ich objętości włókien różnego
rodzaju w postaci zbrojenia rozproszonego [2]. Nie jest to zagadnienie nowe w technologii
betonu, lecz w przypadku betonów o właściwościach samozagęszczalności stanowi
aktualny obszar badań. Na podstawie przeprowadzonych badań urabialności w ujęciu
reologicznym świeżych mieszanek samozagęszczalnych modyfikowanych włóknami
stalowymi, ustalono problemy wynikające z zastosowania tak modyfikowanych mieszanek
betonowych. Problemy technologiczne w zastosowaniu betonu samozagęszczalnego
modyfikowanego włóknami stalowymi jako zbrojeniem rozproszonym jest przedmiotem
niniejszego artykułu.
Analizowanie wpływu włókien na urabialność oraz parametry wytrzymałościowe
betonów jest jedną z nowych tendencji w badaniach betonów samozagęszczalnych
[1][3][7]. Zaprezentowano badania wpływu włókien stalowych o zróżnicowanych
parametrach geometrycznych, celem określenia wpływu ich udziału objętościowego,
długości oraz kształtu na właściwości reologiczne i mechaniczne betonów
samozagęszczalnych.
Istota stosowania w mieszankach na spoiwach cementowych włókien stalowych,
polipropylenowych i innych była już omawiana we wcześniejszych publikacjach [5][6][9].
Ogólna tendencja poprawy charakterystyk stwardniałego betonu samozagęszczalnego wraz
ze wzrostem zawartości włókien w jego objętości, powoduje pogarszanie urabialności
tychże mieszanek w trakcie ich formowania. Aktualnym problemem, także w przypadku
betonów samozagęszczalnych modyfikowanych włóknami stalowymi, jest technologiczna
1 dr inż., Katedra Procesów Budowlanych, Politechnika Śląska,
e-mail: Tomasz.Ponikiewski@polsl.pl
109

trudność ich wykonywania oraz realizacji procesów technologicznych w trakcie robót
betonowych. Zmusza to do rozpoznania rzeczywistej natury ich urabialności i określenia
wpływu dodawania włókien na zjawiska zachodzące w świeżym i stwardniałym betonie
samozagęszczalnym.
2. Założenia i metodyka badań
W referacie zostały przedstawione wyniki badań urabialności w ujęciu reologicznym
mieszanek samozagęszczalnych modyfikowanych włóknami stalowymi. Badania metodą
reometrycznego testu urabialności (RTU) zostały przeprowadzone za pomocą reometru do
zapraw i mieszanek betonowych – BT–2. (Rys.1). Istota RTU została omówiona
szczegółowa w literaturze [8].
a) b)
Rys. 1. Reometr BT-2 do wyznaczania parametrów reologicznych mieszanek
betonowych a) widok ogólny aparatu podczas procedury pomiarowej; b) odczyt
i weryfikacja wyników badań pomiaru reometrycznego
Wykonano aproksymację wyników pomiarów dwuparametrowym modelem
reologicznym Bingham`a i trójparametrowym modelem Hershell`a-Bulkey`a. Pozwoliło to
na określenie dwóch podstawowych parametrów reologicznych – granicy płynięcia g oraz
lepkości plastycznej h, których wartości przedstawiono na podstawie analizy modelem
dwuparametrowym.
Skład badanej mieszanki samozagęszczalnej przedstawiono w tablicy 1. Mieszanka
betonowa była modyfikowana ze względu na zmienny w badaniach rodzaj i udział
objętościowy włókien stalowych. Włókna stalowe do badań zostały wytypowane z dosyć
licznej grupy dostępnych na rynku. Jednakże pomimo ich dostępności i różnorodności,
trudno jest zakupić włókna o zbliżonych parametrach geometrycznych i kształcie.
W artykule prezentowane są wyniki badań mieszanek samozagęszczalnych
modyfikowanych łącznie jedenastoma rodzajami włókien stalowych. Badania
przeprowadzono w dwóch blokach dla czterech poziomów zmienności. W pierwszym
bloku prowadzono badania dla zmiennego udziału objętościowego włókien w matrycy.
W drugim bloku rozpatrywano zmienny stopień zbrojenia włóknistego (czynnika
110

włóknistego) (FF), uwzględniający parametry geometryczne włókien (długość L i średnicę
d) oraz udział objętościowy włókien Vf w mieszance, wg poniższego wzoru.
FF = V f ⋅
Uwzględnienie w badaniach stopnia zbrojenia włóknistego (FF) pozwala w sposób bardziej
miarodajny określić wpływ poszczególnych parametrów charakteryzujących stosowane
zbrojenie rozproszone na urabialność rozpatrywanych mieszanek samozagęszczalnych
w ujęciu reologicznym.
Tablica 1. Skład mieszanki samozagęszczalnej
SKŁADNIK Na zarób na 1m 3
CEM II B-S 42,5 [kg] 12,3 344
Popiół lotny [kg] 4,9 138
Woda [kg] 5,9 164
SP Viscocrete 3 [1,5% m.c.] [kg] 0,19 5
Kruszywo 2-8 [kg] 29,0 810
Piasek 0-2 [kg] 27,8 776
Włókna stalowe [%] 0,5 - 1,0 – 1,5 – 2,0
W/(C+D) 0,34 0,34
W bloku I badań, udział objętościowy badanych w mieszance betonowej włókien
wynosił 0,5–1,0–1,5–2,0 %, co odpowiada zawartości 39,25–78,50–117,75–157,00 kg/m 3 .
W bloku II badań rozpatrywano poziom zmienności (FF) o wartościach 0,2–0,4–0,6–0,8,
co odpowiada masie włókien uzależnionej od ich smukłości, jak przedstawiono w tablicy 2.
Tablica 2. Charakterystyka geometryczna badanych włókien stalowych oraz
zmienność stopnia zbrojenia włóknistego (FF) w samozagęszczalnej mieszance betonowej.
CHARAKTERYSTYKA WŁÓKIEN [mm] Masa włókien dla zmiennego F F [kg]
Lp Nazwa handlowa - kształt L d L/d 0,2 0,4 0,6 0,8
L
d
1 Bekaert - proste 13 0,16 75,0 20,93 41,87 62,80 83,73
2 Drumet - proste 25 0,40 62,5 25,12 50,24 75,36 100,48
3 Bekaert - proste 6 0,16 37,5 41,87 83,73 125,60 167,47
4 Tabix - faliste 50 1,00 50,0 31,40 62,80 94,20 125,60
5 Steelcrete - faliste 35 0,80 43,8 35,89 71,77 107,66 143,54
6 Radomsko - faliste 30 0,70 42,9 36,63 73,27 109,90 146,53
7 Dramix - haczykowate 50 0,45 111,1 14,13 28,26 42,39 56,52
8 Dramix - haczykowate 60 0,65 92,3 17,01 34,02 51,03 68,03
9 Radomsko - haczykowate 64 0,80 80,0 19,63 39,25 58,88 78,50
10 Dramix - haczykowate 60 0,80 75,0 20,93 41,87 62,80 83,73
11 Dramix - haczykowate 30 0,50 60,0 26,17 52,33 78,50 104,67
111

Charakterystykę geometryczną badanych włókien oraz rozpatrywany ich udział
objętościowy w mieszance betonowej wg zmienności stopnia zbrojenia włóknistego
przedstawiono w tablicy 2. Kształt włókien ze względu na zmienność ich geometrii jest
dodatkowym czynnikiem, wpływającym na wyniki badań lecz nakładającym się na
rozpatrywane pozostałe parametry zmienne włókien.
3. Wyniki badań i ich omówienie
Właściwości samozagęszczalne mieszanek modyfikowanych włóknami stalowymi
badano ustalając parametry reologiczne wyznaczone metodą RTU. Na podstawie badań
wstępnych, określających zależność pomiędzy czasem i średnicą rozpływu wyznaczonymi
metodą rozpływu stożka Abramsa, ustalono przybliżoną granicę samozagęszczalności dla
badanych mieszanek z dodatkiem włókien stalowych, wg założenia: czas rozpływu
T50=max 9 sekund oraz średnica rozpływu R = min 600 [mm]. Powyższe założenia granicy
samozagęszczalności uzyskiwano dla maksymalnej granicy płynięcia g na poziomie 600
[Nmm]. Nie wykazano jednoznacznej wartości lepkości plastycznej h jako granicznej w
zakresie samozagęszczalności mieszanek z dodatkiem włókien stalowych. Na rys. 2 i 3
przedstawiono wpływ rodzaju i udziału objętościowego włókien stalowych prostych
Granica płynięcia [Nmm]
Granica płynięcia [Nmm]
2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
2000
1800
1600
1400
1200
1000
112
800
600
400
200
Włókna proste
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5
Zawartość włókien [%]
25 x 0,40
13 x 0,16
6 x 0,16
Lepkość plastyczna [Nmmmin]
70000
60000
50000
40000
30000
20000
10000
0
Włókna proste
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5
Zawartość włókien [%]
a) b)
Rys. 2. Wpływ rodzaju i udziału objętościowego włókien stalowych prostych na:
a) wartość granicy płynięcia g, b) wartość lepkości plastycznej h
0
Włókna proste
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Czynnik włóknisty
25 x 0,40
13 x 0,16
6 x 0,16
70000
60000
50000
40000
30000
20000
10000
0
Włókna proste
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Czynnik włóknisty
a) b)
Rys. 3. Wpływ rodzaju i czynnika włóknistego włókien stalowych prostych na:
a) wartość granicy płynięcia g, b) wartość lepkości plastycznej h
Lepkość plastyczna [Nmmmin]
25 x 0,40
13 x 0,16
6 x 0,16
25 x 0,40
13 x 0,16
6 x 0,16

na parametry reologiczne mieszanek samozagęszczalnych - granicę płynięcia g oraz
lepkość plastyczną h. Wykazano wzrost wartości granicy płynięcia g oraz lepkości
plastycznej h wraz ze wzrostem udziału objętościowego włókien prostych
w rozpatrywanym obszarze badawczym mieszanek samozagęszczalnych modyfikowanych
ich dodatkiem. W tej grupie badawczej (włókna proste), dodatek włókien 13x0,16 do
mieszanki powodował największy wzrost parametru g a co za tym idzie, największe
pogorszenie się urabialności. Natomiast dodatek włókien 6x0,16 do mieszanki powodował
najmniejszy wzrost parametru g, czyli uzyskano najmniejsze pogorszenie się urabialności
rozpatrywanej mieszanki. W przypadku lepkości plastycznej h, największa wartość tego
parametru została uzyskana również dla mieszanki samozagęszczalnej z dodatkiem włókien
13x0,16 co także wpływa na pogorszenie się urabialności rozpatrywanej mieszanki.
Dodatek włókien 6x0,16 do mieszanki powodował najmniejszy wzrost parametru h, czyli
uzyskano najmniejsze pogorszenie się urabialności rozpatrywanej mieszanki. Podobne
tendencje w wynikach badań mieszanek samozagęszczalnych z dodatkiem włókien
prostych uzyskano w I i II bloku badań. Warunki samozagęszczalności najszybciej
przestały spełniać mieszanki z dodatkiem włókien 13x0,16.
Wpływ rodzaju i udziału objętościowego włókien stalowych falistych na granicę
płynięcia g oraz lepkość plastyczną h przedstawiono na rys. 4 i 5. Wykazano również
Granica płynięcia [Nmm]
Granica płynięcia [Nmm]
2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
Włókna faliste
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5
Zawartość włókien [%]
30 x 0,7
50 x 1,0
Lepkość plastyczna [Nmmmin]
70000
60000
50000
40000
30000
20000
10000
0
Włókna faliste
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5
Zawartość włókien [%]
a) b)
Rys. 4. Wpływ rodzaju i udziału objętościowego włókien stalowych falistych na:
a) wartość granicy płynięcia g, b) wartość lepkości plastycznej h
Włókna faliste
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Czynnik włóknisty
30 x 0,7
50 x 1,0
35 x 0,8
70000
60000
50000
40000
30000
20000
10000
0
Włókna faliste
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Czynnik włóknisty
a) b)
Rys. 5. Wpływ rodzaju i czynnika włóknistego włókien stalowych faliste na:
a) wartość granicy płynięcia g, b) wartość lepkości plastycznej h
Lepkość plastyczna Nmmmin]
30 x 0,7
50 x 1,0
30 x 0,7
50 x 1,0
35 x 0,8
113

wzrost wartości granicy płynięcia g oraz wartości lepkości plastycznej h wraz ze wzrostem
udziału objętościowego włókien falistych w mieszance samozagęszczalnej. W tej grupie
badawczej (włókna faliste), dodatek włókien 50x1,0 do mieszanki powodował największy
wzrost parametru g w obu rozpatrywanych blokach badań, czyli największe pogorszenie się
urabialności rozpatrywanych mieszanek samozagęszczalnych z ich dodatkiem. Warunek
samozagęszczalności uzyskano dla wszystkich rozpatrywanych włókien falistych w całym
zakresie zmienności udziału objętościowego. W przypadku czynnika (FF), granicą
samozagęszczalności dla wszystkich włókien falistych był poziom 0,6.
Włókna stalowe haczykowate były kolejnymi rozpatrywanymi włóknami i wpływ
ich dodatku na parametry reologiczne mieszanek samozagęszczalnych przedstawiono na
rys. 6 i 7. Wykazano również wzrost wartości granicy płynięcia g oraz lepkości plastycznej
h wraz ze wzrostem udziału objętościowego włókien w mieszance samozagęszczalnej.
W tej grupie badawczej, dodatek włókien 64x0,80 powodował najszybszy przyrost wartości
g i h oraz graniczne spełnianie warunku samozagęszczalności dla udziału objętościowego
0,5. Zbliżone parametry uzyskano dla włókien 30x0,5. Najmniejszy wzrost wartości
granicy płynięcia g uzyskano dla mieszanek z dodatkiem włókien 60x0,65, warunek
samozagęszczalności uzyskano dla udziału objętościowego w granicach 1,0%.
Granica płynięcia [Nmm]
Granica płynięcia [Nmm]
2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
Włókna haczykowate
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5
Zawartość włókien [%]
60 x 0,65
50 x 0,45
64 x 0,80
30 x 0,5
Lepkość plastyczna [Nmmmin]
70000
60000
50000
40000
30000
20000
10000
0
Włókna haczykowate
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5
Zawartość włókien [%]
60 x 0,65
50 x 0,45
64 x 0,80
a) b)
Rys. 6. Wpływ rodzaju i udziału objętościowego włókien stalowych haczykowatych na:
a) wartość granicy płynięcia g, b) wartość lepkości plastycznej h
2000
1800
1600
1400
1200
1000
114
800
600
400
200
0
Włókna haczykowate
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Czynnik włóknisty
60 x 0,65
50 x 0,45
30 x 0,5
60 x 0,80
Lepkość plastyczna Nmmmin]
70000
60000
50000
40000
30000
20000
10000
0
Włókna haczykowate
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Czynnik włóknisty
a) b)
Rys. 7. Wpływ rodzaju i czynnika włóknistego włókien stalowych haczykowatych na:
a) wartość granicy płynięcia g, b) wartość lepkości plastycznej h
30 x 0,5
60 x 0,65
50 x 0,45
30 x 0,5
60 x 0,80

Wszystkie badane włókna haczykowate za wyjątkiem omawianych wyżej włókien
64x0,80 spełniały warunek samozagęszczalności w całym rozpatrywanym przedziale
stopnia zbrojenia włóknistego. Na podstawie przeprowadzonych badań, można przestawić
przybliżone przedziały zachowania samozagęszczalności mieszanek z dodatkiem włókien
stalowych o zróżnicowanych parametrach geometrycznych i udziale objętościowym
w mieszance betonowej. W tablicy 3 przedstawiono przedziały zachowania
samozagęszczalności dla zmiennego udziału objętościowego włókien z podaniem wagowej
ilości włókien. W tablicy 4 przedstawiono przedziały zachowania samozagęszczalności dla
zmiennego stopnia zbrojenia włóknistego (FF) z podaniem wagowej ilości włókien.
Tablica 3. Przedziały zachowania samozagęszczalności dla zmiennego
udziału objętościowego włókien (Vf) w samozagęszczalnej mieszance betonowej.
CHARAKTERYSTYKA WŁÓKIEN [mm] Masa włókien dla zmiennego Vf [kg]
Lp Nazwa handlowa - kształt L d L/d 0,5 1,0 1,5 2,0
1 Bekaert - proste 13 0,16 75,0 - - - -
2 Drumet - proste 25 0,40 62,5 39,25 78,50 - -
3 Bekaert - proste 6 0,16 37,5 39,25 78,50 117,75 157,00
4 Tabix - faliste 50 1,00 50,0 39,25 78,50 117,75 157,00
5 Steelcrete - faliste 35 0,80 43,8 b.d. b.d. b.d. b.d.
6 Radomsko - faliste 30 0,70 42,9 39,25 78,50 117,75 157,00
7 Dramix - haczykowate 50 0,45 111,1 39,25 78,50 - -
8 Dramix - haczykowate 60 0,65 92,3 39,25 78,50 - -
9 Radomsko - haczykowate 64 0,80 80,0 39,25 - - -
10 Dramix - haczykowate 60 0,80 75,0 b.d. b.d. b.d. b.d.
11 Dramix - haczykowate 30 0,50 60,0 39,25 - - -
Oznaczenia dla tablic 3 i 4: (b.d.) – brak danych; (-) – brak zachowania warunku samozagęszczalności
Tablica 4. Przedziały zachowania samozagęszczalności dla zmiennego
stopnia zbrojenia włóknistego (FF) w samozagęszczalnej mieszance betonowej.
CHARAKTERYSTYKA WŁÓKIEN [mm] Masa włókien dla zmiennego F F [kg]
Lp Nazwa handlowa - kształt L d L/d 0,2 0,4 0,6 0,8
1 Bekaert - proste 13 0,16 75,0 20,93 41,87 - -
2 Drumet - proste 25 0,40 62,5 25,12 50,24 75,36 100,48
3 Bekaert - proste 6 0,16 37,5 41,87 83,73 - -
4 Tabix - faliste 50 1,00 50,0 31,40 62,80 94,20 -
5 Steelcrete - faliste 35 0,80 43,8 35,89 71,77 107,66 -
6 Radomsko - faliste 30 0,70 42,9 36,63 73,27 109,90 -
7 Dramix - haczykowate 50 0,45 111,1 14,13 28,26 42,39 56,52
8 Dramix - haczykowate 60 0,65 92,3 17,01 34,02 51,03 68,03
9 Radomsko - haczykowate 64 0,80 80,0 b.d. b.d. b.d. b.d.
10 Dramix - haczykowate 60 0,80 75,0 20,93 41,87 - -
11 Dramix - haczykowate 30 0,50 60,0 26,17 52,33 78,50 104,67
115

Wykazano brak samozagęszczalności mieszanek w całym rozpatrywanym
w bloku I przedziale dodawania włókien prostych 13x0,16. Całkowity – rozpatrywany
w badaniach bloku I – przedział zachowania samozagęszczalności mieszanek
modyfikowanych włóknami stalowymi stwierdzono dla dwóch typów włókien falistych
30x0,7 – 50x1,0 oraz dla włókien prostych 6x0,16. Dla dwóch rodzajów włókien nie
przeprowadzono badań. Całkowity – rozpatrywany w badaniach bloku II – przedział
zachowania samozagęszczalności mieszanek modyfikowanych włóknami stalowymi ze
względu na zmienny stopień zbrojenia włóknistego stwierdzono dla włókien prostych
25x0,40 oraz dla włókien haczykowatych 50x0,45, 60x0,65 oraz 30x0,50 Dla jednego
rodzaju włókien nie przeprowadzono badań w bloku II.
Obserwuje się pewien brak – choć niewielki – konsekwencji w otrzymanych
wynikach badań. Włókna proste 13x0,16 w bloku I badań nie wykazywały właściwości
samozagęszczalności w całym rozpatrywanym obszarze badawczym, natomiast w bloku II
te właściwości wykazano do wartości FF = 0.4 czyli dla 42 kg/m 3 . Włókna faliste 50x1,0
w I bloku badań wykazywały właściwości samozagęszczalności w całym rozpatrywanym
obszarze badawczym, czyli maksymalnie dla 157 kg/m 3 , natomiast w bloku II dla wartości
FF = 0.8 czyli dla 125,6 kg/m 3 właściwości samozagęszczalności nie zostały już wykazane.
Ostatnim nieprawidłowym przypadkiem były włókna haczykowate 30x0,5, które w I bloku
badań wykazywały właściwości samozagęszczalności do Vf = 1,0% czyli maksymalnie dla
78,5 kg/m 3 , natomiast w bloku II wykazywały właściwości samozagęszczalności dla całego
rozpatrywanego obszaru badań czyli nawet dla 104,7 kg/m 3 . Nie wykazano jednoznacznego
wpływu długości włókien na zmiany parametrów reologicznych rozpatrywanych mieszanek
z ich dodatkiem.
Na podstawie rys. 8 można przedstawić wpływ rodzaju włókien stalowych na
wartość granicy płynięcia g mieszanek samozagęszczalnych i wytrzymałość na ściskanie fc,
dla udziału objętościowego 2%, oraz dla czynnika włóknistego 0,8. Dodatek do mieszanki
samozagęszczalnej włókien stalowych wykazuje wzrost wartości granicy płynięcia g dla
wszystkich rozpatrywanych rodzajów włókien, ale wytrzymałość na ściskanie zwiększyła
się jedynie w przypadku dodania dwóch rodzajów włókien 50x0,45 oraz 30x0,7. Włókna
25x0,40 dla Vf = 2,0% charakteryzowały się największym przyrostem granicy płynięcia g
przy niezmiennej wartości fc. Potwierdza to konieczność przeprowadzenia szerszych
i bardziej miarodajnych badań w zakresie wpływu dodatku włókien stalowych na
Granica płynięcia [Nmm]
2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
0 10 20 30 40 50 60 70
Wyt. na ściskanie f c [MPa] dla V f=2,0%
25 x 0,40
13 x 0,16
6 x 0,16
30 x 0,7
50 x 1,0
50 x 0,45
64 x 0,8
Bez włókien
Granica płynięcia [Nmm]
2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
0 10 20 30 40 50 60 70
Wyt. na ściskanie f c [MPa] dla F f = 0,8
50 x 0,45
35 x 0,8
60 x 0,8
60 x 0,65
30 x 0,50
Bez włókien
a) b)
Rys. 8. Wpływ rodzaju włókien stalowych na wartość granicy płynięcia g i wytrzymałość
na ściskanie fc, a) dla udziału objętościowego 2%, b) dla czynnika włóknistego 0,8
116

samozagęszczalność oraz parametry mechaniczne betonów. Należy dodać, że włókna
faliste 30x0,7 charakteryzowały się najmniejszym przyrostem wartości granicy płynięcia g
czyli najmniejszym pogorszeniem urabialności przy jednoznacznym wzroście
wytrzymałości na ściskanie.
4. Podsumowanie i wnioski końcowe
Analiza wykluczających się nawzajem czynników zachodzących w wyniku dodania
włókien stalowych do betonu samozagęszczalnego: pogarszania się urabialności czy nawet
utraty cech samozagęszczalności a poprawy właściwości mechanicznych betonów samozagęszczalnych
była przedmiotem niniejszego artykułu. Przedstawione badania betonów
samozagęszczalnych modyfikowanych włóknami stalowymi wykazują wpływ ich dodatku
na pogarszanie się urabialności świeżej mieszanki oraz wzrost wytrzymałości
stwardniałych fibrobetonów z mieszanek samozagęszczalnych. Z punktu widzenia
zachowania samozagęszczalności mieszanek z dodatkiem włókien stalowych, udział
objętościowy 2,0% włókien w matrycy wydaje się być zalecanym i zapewniającym ich
zachowanie ale nie w przypadku dodawania wszystkich rozpatrywanych włókien. Wraz ze
spadkiem udziału objętościowego włókien w mieszance samozagęszczalnej wzrasta ilość
możliwych do zastosowania włókien stalowych z zapewnieniem samozagęszczalności
mieszanki z ich dodatkiem lecz przy jednoczesnym mniejszym prawdopodobieństwie
poprawy parametrów wytrzymałościowych.
Wystepują problemy z zachowaniem jednorodnego wypełnienia przestrzeni betonu
dodawanymi włóknami a wymagane procesy technologiczne dla tego typu betonów jeszcze
bardziej utrudniają zachowanie jednorodności struktury. Pompowany fibrobeton
samozagęszczalny powinien być bezpośrednio podawany w miejsce zabetonowania
z ograniczeniem poziomego przemieszczania się mieszanki w obrębie formowanej
struktury betonowej. Smukłość i udział objętościowy włókien stalowych w mieszance
wpływa na pogarszanie się jej urabialności lecz poprawia parametry wytrzymałościowe
choć nie dla wszystkich rodzajów zastosowanych włókien. Sposób zachowania
jednorodności włókien stalowych w procesie formowania betonu samozagęszczalnego z ich
dodatkiem jest aktualnym problemem badawczym.
Poznawczo wskazane wydaje się przeprowadzenie badań określających w szerszym
zakresie wpływ włókien stalowych na właściwości świeżego i stwardniałego betonu
samozagęszczalnego, opierając się na zmienności tzw. czynnika włóknistego. Z punktu
widzenia urabialności wydaje się właściwym dodawanie włókien krótszych
o wyższym udziale objętościowym w mieszance betonowej, co powinno wpłynąć na
zachowanie jednorodności struktury formowanego betonu.
Wpływ kształtu stosowanych włókien, ważny z punktu widzenia ich energii
zakotwienia w matrycy betonu samozagęszczalnego, nie został w badaniach jednoznacznie
określony. Aktualnie prowadzone są przez autora badania zależności pomiędzy energią
wysnuwania włókien z matrycy betonowej a ich parametrami geometrycznymi oraz
badania wpływu rzeczywistego rozmieszczenia zbrojenia rozproszonego w matrycy
betonowej na jego parametry wytrzymałościowe. Należy pamiętać o zróżnicowanym
kształcie badanych włókien połączonym z ich zróżnicowaną smukłością. Wskazane jest
przeprowadzenie dodatkowych badań, eliminujących nakładanie się czynników zmiennych,
charakteryzujących rozpatrywane włókna stalowe. Szeroka oferta handlowa włókien w tym
zakresie narzuca jednak pewne ograniczenia.
117

Literatura
[1] Barragán B., Zerbino R., Gettu R., Soriano M., de la Cruz C., Giaccio G., Bravo M.:
Development and application of steel fibre reinforced self-compacting concrete,
6 th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced Concretes (FRC) – BEFIB 2004,
Varenna, Italy, 457 – 466.
[2] Brandt A.M.: Zastosowanie włókien jako uzbrojenia w elementach betonowych,
Konferencja: Beton na progu nowego Milenium, Kraków, 9-10.11.2000, 433-444.
[3] Ding Y., Thomaseth D., Niederegger Ch., Thomas A., Lukas W.: The investigation
on the workability and flexural toughness of fibre cocktail reinforced selfcompacting
high performance concrete, 6 th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced
Concretes (FRC) – BEFIB 2004, Varenna, Italy, 467 – 478.
[4] Kaszyńska M.: Beton samozagęszczalny – rozwój technologii i wyniki badań,
Konferencja „Dni betonu”, Wisła, 2004, 95 – 110.
[5] Ponikiewski T., Szwabowski J.: The influence of selected composition factors on the
rheological properties of fibre reinforced fresh mortar, in: Proc. Int. Symp. `Brittle
Matrix Composites 7`, A.M.Brandt, V.C.Li, I.H.Marshall, Warsaw, 13-15.10.2003.
[6] Ponikiewski T.: Aspekty doboru włókien z punktu widzenia technologii mieszanki
betonowej, VI Seminarium reologiczne, Gliwice, 2004.
[7] Ponikiewski T.: Wpływ włókien stalowych na właściwości reologiczne
i mechaniczne betonów samozagęszczalnych, VII Seminarium reologiczne, Gliwice,
2005.
[8] Szwabowski J.: Reologia mieszanek na spoiwach cementowych, Wydawnictwo
Politechniki Śląskiej, Gliwice 1999.
[9] Szwabowski J., Ponikiewski T.: The rheological properties of fresh polypropylene
fibre reinforced mortar and concrete, 6 th RILEM Symposium on Fibre-Reinforced
Concretes (FRC) – BEFIB 2004, Varenna, Italy, 309 – 318.
INFLUENCE OF FIBRES ON SELF-COMPACTING OF CONCRETE
Summary
In the paper the methodology and test results of the investigation are presented and discussed
on the influence of steel fibres on rheological and mechanical properties of Steel Fibre Reinforced
Self-Compacting Concrete (SFRSCC). The rheological parameters of SFRSCC – behaves as
a Bingham body, their rheological parameters yield value g and plastic viscosity h were determined
by using new kind of rheometer BT2 to mortar and concrete mix research. The mechanical parameter
of SFRSCC – the cube compressive strength were presented as well. In the research, an experimental
verification of a significance of an influence: volume fraction of fibres, fibres factor, lengths and
shape of fibres on rheological properties of SFRSCC was investigated. In the paper the results
obtained for mixes with 3 kind of steel fibres shapes are presented. Concrete mixtures are
proportioned to provide the workability needed during construction and the required properties in the
hardened concrete. The length of fibres do not have the significant influence on yield value g and
plastic viscosity h of SFRSCC. The significant influence of the length of fibres on plastic viscosity h
of tested hooked steel SFRSCC was observed only. The rheological properties of SFRSCC from
workability point of view are better than for SCC with other types of fibres.
118

VIII SYMPOZJUM NAUKOWO-TECHNICZNE
REOLOGIA W TECHNOLOGII BETONU
Gliwice 2006
Beata Łaźniewska 1
WPŁYW SAMOZAGĘSZCZALNOŚCI MIESZANKI BETONOWEJ
NA EFEKTY JEJ NAPOWIETRZENIA
1. Wprowadzenie
W celu zapewnienia mrozoodporności betonu, zgodnie z wymogami normy
PN-EN 206, stosowany jest m.in. zabieg zapowietrzania mieszanki betonowej. Na skutek
zastosowania domieszki napowietrzającej (AEA) powstają liczne, małe pory powietrzne
w objętości mieszanki. Ze względu na mrozoodporność betonu nie bez znaczenia jest ich
wielkość i rozproszenie w objętości betonu. Miarą tego rozproszenia jest wskaźnik
rozmieszczenia porów powietrznych ⎯L [6]. ⎯L< 0,23 mm jest zalecana z punktu widzenia
odporności mrozowej betonu [2].
Mieszanka samozagęszczalna posiada zdolność samoczynnego wydalenia
przypadkowych, stosunkowo dużych porów powietrznych wprowadzonych podczas jej
mieszania. Samoczynne wydalenie porów powietrznych jest możliwe, ponieważ mieszanka
samozagęszczalna charakteryzuje się wysokim stopniem płynności, uzyskanej w wyniku
wprowadzenia superplastyfikatora do jej objętości [8]. W przypadku wymogu
napowietrzenia takiej mieszanki, pory powietrzne wytworzone na skutek działania
domieszki napowietrzającej, mogą ulec destabilizacji. Przyczyną tego może być adsorpcja
superplastyfikatora poprzez ziarna cementu, która może przeszkadzać w przyłączaniu się
porów powietrznych do cementowych cząstek [6]. Istnieje więc możliwość destabilizacji
napowietrzenia mieszanki samozagęszczalnej, co może się objawiać na trzy sposoby:
ucieczką części dużych porów w trakcie transportu i układania; znikaniem drobnych porów
o wymiarach

powietrzne wprowadzone podczas jej mieszania a zatrzymała mniejsze, które powstały
w wyniku działania domieszki napowietrzającej. Wiążące się z tym kwestie są
przedmiotem dalszej części tego referatu. Przedstawiono także wyniki literaturowych badań
stabilności napowietrzenia mieszanki betonowej samozagęszczalnej oraz prowadzonych
przez autorkę, z których następnie zostały wyciągnięte stosowne wnioski.
2. Metodyka weryfikacji samozagęszczalności mieszanki betonowej
Zdolność do samoistnego zagęszczenia mieszanki betonowej, rozumiana jako
zdolność mieszanki do wydalenia zbędnych porów powietrznych, weryfikowana jest za
pośrednictwem testów samozagęszczalności.
W zakres stosowanych testów samozagęszczalności wchodzi m. in. test rozpływu
mieszanki uformowanej w kształcie stożka Abramsa (rys. 1) oraz test przepływu mieszanki
przez skrzynkę wypływową L-box (rys. 2). W teście rozpływu mieszanki mierzy się
średnicę D oraz czas rozpływu mieszanki. Natomiast w drugim z testów dokonuje się
pomiaru wysokości mieszanki na końcach podstawy skrzynki L-box oraz czasu przepływu
mieszanki pomiędzy 20 a 40 cm tej podstawy [15].
Rys. 1. Badanie rozpływu mieszanki
Rys. 2. L-box dla pomiaru właściwości mieszanki
Rezultaty powyższych testów samozagęszczalności uzależnione są od wartości
parametrów reologicznych mieszanki, co pokazano w pracy Domone i Jina [6] a także
Szwabowskiego [13].
Z analizy zachowania się mieszanki betonowej pod obciążeniem wynika, że jej
właściwości reologiczne mogą być wystarczająco aproksymowane modelem reologicznego
ciała Binghama [15]. Parametry reologiczne, które decydują o efekcie samozagęszczenia
120

się mieszanki betonowej to granica płynięcia oraz lepkość plastyczna. Granica płynięcia
mieszanki powinna być na tyle mała, aby umożliwić mieszance płynięcie pod jej własnym
ciężarem. Natomiast lepkość plastyczna determinuje płynność mieszanki, która
to odpowiada za czas i szczelność wypełnienia formy mieszanką betonową. Ponadto,
odpowiednia lepkość plastyczna powinna zminimalizować segregację i zapewnić stabilność
zdyspergowanych cząstek w plastycznej mieszance [4],[3].
Warunkiem płynięcia mieszanki jest uzyskanie takiej jej granicy płynięcia τ0, która
będzie istotnie mniejsza od naprężeń stycznych τ w mieszance, wywołanych jej ciężarem
własnym (rys. 3) [14],
σ 1 – naprężenie normalne
τ – naprężenie styczne
h – wysokość mieszanki przed rozpływem
h 0 – wysokość mieszanki po rozpłynięciu się
D – końcowa średnica rozpływu mieszanki
Rys. 3. Schemat rozpływania się mieszanki samozagęszczalnej [13]
czyli rozpływanie się mieszanki pod ciśnieniem jej słupa będzie zachodziło, gdy [13]:
1
τ = ρm
⋅g
⋅ h > τ0, [N/m
2
2 ]
gdzie:
τ, τ0 – naprężenia styczne, granica płynięcia, [N/m
ρm
g
h
i ustaje, jeżeli [13]:
2 ],
– gęstość mieszanki, [kg/m 3 ],
– przyśpieszenie ziemskie, [m/s 2 ],
– wysokość słupa mieszanki, [m],
2τ0
h ≤ h0 = , [m]
ρ ⋅g
m
Natomiast czas rozpływu zależy od prędkości płynięcia mieszanki. Prędkość ta odpowiada
prędkości jej lepkiego odkształcenia postaciowego, i jest odwrotnie proporcjonalna do
lepkości plastycznej mieszanki ηp: [13]:
gdzie:
τ − τ
.
0 γ = , [s
ηpl
-1 ]
(1)
(2)
(3)
121

dγ
γ =
dt
•
– prędkość ścinania, [s -1 ];
γ, t – całkowite odkształcenie pod obciążeniem, czas [s],
ηpl – lepkość plastyczna mieszanki, [N/m 2 ].
Wraz ze zmniejszaniem się wartości granicy płynięcia będzie następowała poprawa efektu
samopoziomowania mieszanki w formie. Natomiast lepkość plastyczna powinna umożliwić
najkrótszy czas wypełnienia formy mieszanką [14]. Jednak w celu zapewnienia stabilności
mieszance wartość lepkości plastycznej nie powinna być zbyt niska. Zagadnienie to będzie
przedmiotem kolejnych rozdziałów tego referatu.
3. Wpływ domieszek chemicznych na stabilność napowietrzenia mieszanki
betonowej samozagęszczalnej
Domieszki chemiczne wprowadzone do mieszanki betonowej powodują zmianę jej
właściwości reologicznych. W przypadku wprowadzania dużych dawek
superplastyfikatora (SP) do objętości mieszanki, stabilność jej ulegnie zaburzeniu.
W konsekwencji może wystąpić w objętości mieszanki segregacja jej składników
i eliminacja porów powietrznych, celowo wprowadzonych w wyniku dodania domieszki
napowietrzającej. W rezultacie beton może mieć niewystarczającą mrozoodporność oraz
prawdopodobnie będzie wykazywał anizotropię w różnych kierunkach jego
formowania [7].
Stabilność mieszanki można poprawić za pomocą zastosowania domieszki
modyfikującej jej lepkość (VMA) . W wyniku zastosowania VMA maleje ryzyko
segregacji mieszanki podczas jej transportu i układania [7]. Jednak VMA wywołuje dużą
wartość lepkości, która to z kolei odpowiada za wartość wewnętrznego ciśnienia w porach
powietrznych [6]. Wzrost tego ciśnienia może prowadzić do zniknięcia niektórych z porów
powietrznych i w konsekwencji nastąpi redukcja zawartości powietrza w mieszance. Z tego
powodu w niektórych przypadkach obecność VMA w mieszance betonowej powoduje
zwiększenie zapotrzebowania na domieszkę napowietrzającą w celu wytworzenia
pożądanej ilości powietrza w jej objętości. Jednakże zwiększenie dawki AEA wpływa na
efekt samozagęszczenia mieszanki.
Z powyższych względów dobranie proporcji domieszek VMA i AEA przy
obecności SP w mieszance nie jest sprawa prostą. Dobór proporcji tych domieszek
powinien zapewnić niską wartość granicy płynięcia i właściwy poziom lepkości plastycznej
mieszance betonowej samozagęszczalnej. Obydwa parametry reologiczne wpływają na
efekt procesu samozagęszczenia mieszanki betonowej, o czym będzie mowa w kolejnym
rozdziale niniejszego referatu.
4. Mechanizm samozagęszczenia mieszanki betonowej
Samozagęszczanie się mieszanki betonowej rozumiane jest jako jej zdolność do
samoczynnego wydalenia porów powietrznych z jej objętości pod wpływem siły
wyporu W, której wartość określona jest wyrażeniem [1], [14]:
122

gdzie:
Vz - objętość pora powietrznego, m 3 ,
ρm- gęstość zaczynu, kg/m 3 ,
ρp - gęstość powietrza, kg/m 3 ,
g - przyśpieszenie ziemskie, m/s 2 .
( ρm
− p ) g Vz
Wypływ pora powietrznego nastąpi, gdy [14], [12]:
gdzie:
W = ρ , [N] (4)
( − ρ ) d ⋅ g > τ ⋅ A
τ0z - granica płynięcia zaczynu, Pa,
A- stała zależna od kształtu pora, dla kulistego A = 18,
d - średnica pora powietrznego.
ρ , (5)
z
p
Jeżeli warunek (5) wystąpi to por powietrzny zacznie poruszać się względem nieruchomego
zaczynu. Prędkość ta zależy od grubości warstewek międzyziarnowych zaczynu 2δ
(rys. 4), w których porusza się por powietrzny [13]. Prędkość wypływania porów
powietrznych będzie większa w przypadku większej wartości tej warstwy. Zwróćmy także
uwagę, że prędkość ta rośnie wraz ze wzrostem objętości i siły wyporu pora
powietrznego (4).
d - wymiar średnicy
ziarna
2δ - wymiar przestrzeni
międzyziarnowych
−
v - prędkość wypływu
pęcherzyka
Rys. 4. Schemat ilustrujący wypływający por powietrzny z mieszanki.
W przypadku napowietrzonej mieszanki samozagęszczalnej w jej objętości znajdują
się pęcherzyki duże, przypadkowo wprowadzone oraz mniejsze, wytworzone w wyniku
działania AEA. Mieszanka ta powinna charakteryzować się takimi właściwościami
reologicznymi, które pozwolą zatrzymać mieszance pożądane, mniejsze pory powietrzne
oraz umożliwią wydalić przypadkowe, większe, niekorzystne z punktu widzenia
właściwości mechanicznych betonu. Problem ten jest rozważany w dalszej części tego
referatu omawiając wyniki przedstawionych badań doświadczalnych, które są pewną próbą
rozwiązania tego zagadnienia.
0z
123

5. Rezultaty badań stabilności napowietrzenia mieszanki samozagęszczalnej
Stabilność napowietrzenia mieszanki samozagęszczalnej jest niezwykle istotna
z punktu widzenia mrozoodporności betonu. O odporności betonu na cykliczne działanie
mrozu decyduje w znacznym stopniu system utworzony przez pory powietrzne w jego
objętości. Pory te powinny charakteryzować się określoną wielkością oraz rozmieszczenie
ich w objętości betonu powinno być równomierne. Wyznacznikiem tego rozmieszczenia
jest wskaźnik rozmieszczenia porów⎯L. Canadian Standards Association (CSA A23.2-
2000) zaleca, aby wartość ⎯L < 0,23 mm (rys. 5) oraz zawartość powietrza > 3%
w stwardniałym betonie w celu zapewnienia mrozoodporności betonu [2]. W przypadku
betonów wysokowartościowych o w/s < 0,36 wartość ⎯L < 0,25 mm zapewnia dobrą
mrozoodporność betonu [6].
Rys. 5. Wskaźnik rozstawu pustek powietrznych [10].
Zagadnienie stabilności napowietrzenia było rozważane m.in. badaniach
J. Szwabowskiego [13] oraz Proske [9]. Rezultaty badań prowadzonych przez Proske
wskazują, iż własności reologiczne wpływają na wielkość i jednorodność napowietrzenia
betonu (tabl. 1). Jak wskazują dane zamieszczone w tablicy 1, zmniejszanie się wartości
średnicy rozpływu (wzrost wartości granicy płynięcia) w połączeniu z wydłużaniem się
wartości czasu rozpływu (wzrost wartości lepkości plastycznej) skutkuje znaczącym
wzrostem zawartości powietrza w objętości mieszanki. Prawdopodobnie wzrost zawartości
powietrza w objętości mieszanki nastąpił z powodu dużej granicy płynięcia mieszanki (5).
Należy zaznaczyć, że w konsekwencji wzrostu ilości powietrza w betonie następuje
redukcja jego wytrzymałości na ściskanie. Z tego względu należy kontrolować właściwości
reologiczne mieszanki, które decydują o efekcie jej samozagęszczenia.
Szczególnie w przypadku napowietrzonych mieszanek samozagęszczalnych
zachowanie stabilności napowietrzenia nie jest łatwe. Aby mieszanka betonowa
samozagęszczalna mogła zostać równomiernie napowietrzona, powinna posiadać
odpowiednie właściwości reologiczne, które pozwolą wyeliminować jej zbędne,
przypadkowe pory powietrzne bez tych pożądanych, wytworzonych w wyniku dodania
AEA. Ustalenie pożądanych wartości parametrów reologicznych nie jest jednak proste,
ponieważ domieszki napowietrzające modyfikują w znacznym stopniu właściwości
reologiczne mieszanki betonowej [4].
124

Tab. 1. Otwarta porowatość w wyciętych rdzeniach betonowych
określona za pomocą testu podciśnieniowej adsorpcji wody, % objętości próbki [9]
Nr
elementu
Prędkość
tłoczenia
mieszanki
betonowej
[km/h]
Wartość
rozpływu
mieszanki
Otwarta porowatość
[%]
[cm] dno środek góra
1 a 12,5 73,5 14,00 14,19 13,42
2 a 25,0 75,5 13,94 13,45 14,73
3 a 40,0 75,0 13,41 13,90 14,00
4 a 80,0 73,5 14,37 15,46 15,58
5 a 160,0 74,0 14,03 14,63 15,42
W przypadku mieszanek betonowych samozagęszczalnych badanych przez autorkę,
wprowadzenie AEA do jej objętości spowodowało zmianę jej właściwości reologicznych.
Mieszanki zawierające AEA charakteryzowały się mniejszą średnicą rozpływu niż
nienapowietrznone (rys. 6 i 8). Wpływ napowietrzenia mieszanki oddziaływał również na
wyniki testów samozagęszczalności przy wykorzystaniu skrzynki L-box (rys. 7).
a)
Rys. 6. Porównanie wartości średnicy rozpływu mieszanki betonowej samozagęszczalnej
nienapowietrzonej (a) i napowietrzonej (b)
a) b)
Rys. 7. Porównanie stopnia samopoziomowania się mieszanki betonowej
samozagęszczalnej nienapowietrzonej (a) i napowietrzonej (b)
b)
125

D [cm]
90
80
70
60
50
40
0 2 4 6 8
Ac [%]
D = -1,9107A c + 75,734
R 2 = 0,2429
Rys. 8. Wpływ napowietrzenia mieszanki betonowej samozagęszczalnej na wartość
średnicy rozpływu mieszanki.
Wraz ze zmniejszaniem się średnicy i czasu rozpływu tychże mieszanek następował
spadek wartości granicy płynięcia i lepkości plastycznej (rys. 10). Wartość tych
parametrów reologicznych dla 25 typów mieszkanek samozagęszczalnych została
określona za pośrednictwem specjalnego viskometru (rys. 9).
126
Rys. 9. Pomiar właściwości reologicznych mieszanki samozagęszczalnej
za pomocą viskometru.
10

t50 [s]
D [cm]
15
10
5
0
80
70
60
t 50 = 0,4546h + 2,2009
R 2 = 0,7172
0 5 10 15 20
h [Nms]
D = -111,77g 2 + 26,595g + 74,257
R 2 = 0,7934
50
0 0,2 0,4 0,6
g [Nm]
Rys. 10. Wpływ g i h odpowiednio na wartość średnicy rozpływu i czasu rozpływu
mieszanki samozagęszczalnej.
Z powyższych wyników badań wynika, iż o stopniu samozagęszczenia oraz
o stabilności napowietrzenia mieszanki betonowej decydują w znacznym stopniu jej
właściwości reologiczne. Z drugiej strony, właściwości reologiczne są modyfikowane
poprzez wielkość napowietrzenia mieszanki. Należałoby wiec określić taki przedział
wartości tych parametrów, który zapewni pożądany stopień samozagęszczalności oraz
stabilność napowietrzenia mieszance samozagęszczalnej. Zagadnienie to było rozważane
w pracy Kamala, Khayata i Assaada [6]. Badali oni dziesięć typów napowietrzonych
mieszanek samozagęszczalnych w celu wyznaczenia wpływu składu mieszanki na
stabilizację napowietrzenia. Została określona wartość reologicznych parametrów
Binghama (lepkość plastyczna i granica płynięcia). Ponadto, została zastosowana
zmodyfikowana metoda zliczania punktów w celu określenia charakterystyki systemu
pustek powietrznych.
Jak pokazano w tablicy 2, testowane mieszanki zostały wykonane o następujących
ilościach materiałów pylastych: 357 ± 3, 435 ± 10 i 540 ± 15 kg/m 3 . Udział cementu, żużla
hutniczego i pyłu krzemionkowego względem masy spoiwa wynosił odpowiednio 57, 40
i 3%. Sześć z badanych mieszanek uzyskały rozpływ o wartości 555 ± 15 mm pozostałe
cztery mieszanki uzyskały rozpływ o wartości 640 ± 15 mm. Wartość w/s wahała się
w granicach od 0,36 do 0,50. Mieszanki o wyższej wartości w/s zawierały domieszkę
VMA, która chroniła je przed segregacją. Natomiast mieszanki o niższej wartości w/s nie
zawierały VMA. W celu oceny wpływu VMA na charakterystykę systemu porów
powietrznych, zastosowano różne dawki VMA wynoszące od 0 do 0,28 % względem masy
wody. Ilość domieszek HRWR i AEA była każdorazowo dostosowywana dla uzyskania
odpowiedniego rozpływu i stopnia napowietrzenia (6 ± 1.5%).
Właściwości świeżej mieszanki określone bezpośrednio po ukończeniu mieszania są
zamieszczone w tablicy 2 [6].
127

Symbol
mieszanki
Rozpływ
(stożek),
mm
Tab. 2. Właściwości świeżej mieszanki [6].
Właściwości świeżej mieszanki Reologiczne parametry
Zdolność
wypełnienia,
%
Czas
płynięcia
(V-funnel),
s
Maksymalne
obniżenie
powierzchni,
%
350-0,5-0,2 550 67 31,1 0,84 2,3 16,2
350-0,4-0 540 50 26,1 0,80 2,4 21,1
430-0,5-0,22 570 71 3,5 0,42 2,4 5,9
430-0,4-0,28 570 69 4,4 0,72 2,6 7,9
430-0,5-0,15 640 74 3,1 0,26 3,1 4,5
430-0,4-0 640 67 2,2 0,63 2,1 4,9
540-0,45-0,13 560 80 3,9 0,55 1,5 3,3
540-0,36-0,17 550 93 2,3 1,27 1,2 4,2
540-0,45-0,17 630 90 3,2 0,39 1,5 6,4
540-0,36-0 630 86 5,4 0,46 1,4 8,8
Efekt oddziaływania właściwości reologicznych mieszanki na stabilność
napowietrzenia i parametry struktury porowatości jest szczególnie interesujący.
Jak pokazano na rys. 11, bez względu na zawartość spoiwa, wartość ⎯L została
powiększana o wartość 0,01 do 0,06 mm wraz ze wzrostem rozpływu mieszanki od
wartości 560 do 640 ± 10 mm. Tak więc, wysoka płynność zaczynu może ułatwiać
koalescencję niektórych porów powietrznych i w konsekwencji powiększyć wartość⎯L.
Rys. 11. Wpływ stopnia płynności mieszanek betonowych samozagęszczalnych na
zróżnicowanie wartości wskaźnika porów powietrznych. Mieszanki zawierały 430 i 540
kg/m 3 frakcji pylastych, pomiar był przeprowadzony po 10 min. licząc od momentu
wymieszania wody z cementem [6].
128
g,
Nm
h,
Nms

Rys 12. Współzależność pomiędzy
wskaźnikiem rozstawu porów
powietrznych a g i h (oszacowanych po 10
min. od momentu wymieszania wody
i cementu) dla 10 mieszanek SCC [6].
Rys 13. Współzależność pomiędzy
powierzchnią właściwą porów
powietrznych a g i h (oszacowanych po 10
min. od momentu wymieszania wody
i cementu) dla 10 mieszanek SCC [6].
Na rysunku 12 i 13 przedstawiono wpływ wartości granicy płynięcia g i lepkości
plastycznej na wielkość powierzchni właściwej α i wartość wskaźnika rozstawu porów⎯L.
W celu uzyskania wartości ⎯L < 0,25 mieszanka powinna charakteryzować się
następującymi wartościami parametrów reologicznych: g < 2 Nm i h < 10 Nms.
Efekt oddziaływania parametrów reologicznych mieszanki na system porów
powietrznych może być odniesiony do poziomu wewnętrznego ciśnienia w porach
powietrznych znajdujących się w mieszance betonowej. Na ciśnienie to wpływa lepkość
mieszanki [6]. Wraz ze wzrostem lepkości plastycznej i granicy płynięcia, można
przypuszczać, że następuje wzrost poziomu wewnętrznego ciśnienia w porach
powietrznych. Proces rozpuszczania się powietrza może być kontynuowany aż do chwili,
gdy pory znikną całkowicie. Uwolnione powietrze przedostaje się do większych porów, w
których ciśnienie jest mniejsze. Jednakże, większe pory są mniej stabilne i mogą one łatwo
przedostawać się do atmosfery, powodując redukcję zawartości powietrza w mieszance
i w konsekwencji wzrost wartości ⎯L w betonie. Zatem, większa urabialność mieszanki
z relatywnie większą lepkością i granicy płynięcia może powodować wzrost wartości⎯L.
W celu oceny stopnia stabilności napowietrzenia ustanowiono wskaźnik ∆⎯L.
Wartość ∆⎯L jest określana jako różnica wartości⎯L, określanej dla próbek wykonanych po
10 i 50 lub 90 min licząc od momentu połączenia wody z cementem:
∆⎯L =⎯L10 min - ∆⎯L50 lub 95 min[6].
Według Saucier’a, Pigeon’a i Plante’a [11] system porów powietrznych może być
uważany za stabilny, jeżeli całkowita wartość ∆⎯Lnie przekracza 0,05 mm.
Analiza danych, zamieszczonych na rys. 14 i 15 wskazuje, iż mniejsza zmienność
tej wartości może mieć miejsce, gdy g < 2 Nm i h < 10 Nms. Uzyskany wynik badań jest
zgodny ze stwierdzeniem sformułowanym uprzednio, które mówi o tym, iż wartości g i h
powinny być utrzymane w tych granicach w celu zapewnienia odpowiedniego systemu
porów powietrznych. Zakres wartości g i h, dla których wartość ⎯L była uważana za
stabilna, przedstawiano odpowiednio na rysunkach 9 i 10. Jednak wartość g i h nie powinny
być jednak zbyt mała, aby nie wystąpiła segregacja mieszanki [6].
129

Rys. 14. Zmiana ∆⎯L w betonie w
różnym jego wieku względem g [6].
Rys. 15. Zmiana ∆⎯L w betonie
w różnym jego wieku względem h [6].
W przypadku betonów samozagęszczalnych, badanych przez autorkę, wpływ
właściwości reologicznych napowietrzonej mieszanki samozagęszczalnej na
mrozoodporność betonu okazał się być znaczny. Jednakże nic nie wiadomo, jak
właściwości reologiczne wpłynęły na stabilność napowietrzenia mieszanek
samozagęszczalnych. W celu wyjaśnienia tego wpływu obecnie prowadzone są
mikroskopowe badania jakości napowietrzenia betonu przy wykorzystaniu komputerowego
analizatora obrazu. Wyniki tych badań zostaną zamieszczone w pracy doktorskiej autorki.
6. Podsumowanie
Stabilność napowietrzenia mieszanki betonowej samozagęszczalnej jest niezwykle
istotna z punktu widzenia odporności mrozowej betonu. Jednak w przypadku mieszanki
betonowej samozagęszczalnej zapewnienie stabilności jej napowietrzenia nie jest proste.
O tym, czy mieszanka samozagęści się z jednoczesnym zachowaniem stabilności
napowietrzenia decydują jej właściwości reologiczne [14], co potwierdzają również wyniki
badań [9] oraz przeprowadzonych przez autorkę. Rezultaty tychże badań wskazują także na
duży wpływ parametrów reologicznych na jakość napowietrzenia betonu. Struktura
porowatości mrozoodpornego betonu powinna charakteryzować się równomiernie
rozmieszczonymi porami powietrznymi o rozstawie ⎯L≤ 0,25 [6].
W celu uzyskania ⎯L≤ 0,25 mm i α ≥ 0,25 mm -1 , wartość parametrów reologicznych
powinna wynosić: g < 2 Nm i h < 10 Nms. Zachowanie tego warunku jest niezbędne dla
zapewnienia stabilności napowietrzenia mieszanek samozagęszczalnych [6].
Zaobserwowano również, że maksymalne odchylenie wartości ⎯L wynosiło ± 0,05 mm
pomiędzy betonami wykonanymi po czasie 10, 50 lub 90 min, który upłynął od momentu
połączenia wody z cementem, gdy mieszanki betonowe samozagęszczalne miały wskazane
powyżej wartości parametrów reologicznych [6].
W przypadku napowietrzonych mieszanek samozagęszczalnych badanych przez
autorkę, wraz ze zwiększaniem się stopnia napowietrzenia nastąpiło obniżanie wartości
parametrów reologicznych mieszanek. Zbyt niska lepkość plastyczna mogła wpłynąć na
130

stabilność napowietrzenia mieszanki. Obecnie przeprowadzone są badania mikroskopowe
porowatości betonu z wykorzystaniem komputerowego analizatora obrazu. Analiza
wyników tych badań pozwoli ocenić wpływ samozagęszczenia na stabilność
napowietrzenia mieszanki. Rezultaty badań stabilności napowietrzenia mieszanki
samozagęszczalnej oraz wyniki weryfikacji istotności wpływu czynników na jakość jej
napowietrzenia zastaną zamieszczone w pracy doktorskiej autorki.
Literatura
[1] Bandrowski J., Merta H., Zioło J.: Sedymentacja zawiesin, zasady i projektowanie,
Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice, 1995.
[2] CSA A23.2-2000, Concrete Materials and Methods of Concrete
Construction/Methods of Test for Concrete, 2000, pp. 46-48.
[3] Gołaszewski J.: Korygowanie wpływu domieszek napowietrzających na urabialność
i wytrzymałość na ściskanie betonów wysokowartościowych, Konferencja Dni
Betonu, Tradycja i Nowoczesność, Wisła 11-13 X, 2004.
[4] Gołaszewski J.: Kształtowanie urabialności mieszanki betonowej superplastyfikatorami,
Wydawnictwo Politechniki Śląskiej 2003.
[5] Grodzicka A., Bundyra-Oracz G.: Wpływ mikrostruktury na mrozoodporność SCC
w obecności soli odladzającej, Konferencja Dni betonu, Tradycja i nowoczesność,
Wisła 11-13 X, 2004.
[6] Kamal H., Khayat and Joseph Assaad: Air-Void Stability in Self –Consolidating
Concrete, ACI Materials Journal, V. 99, No. 4., July-August 2002, pp. 408-416.
[7] Khayat K. H.: Use of Viscosity-Modifying Admixture to Reduce Top-Bar Effect of
Anchored Bars Cast with Fluid Concrete, ACI Materials Journal, V. 95, No. 2, Mar.-
Apr., 1998, pp. 158-167.
[8] Persson B.: Internal frost resistance and salt frost scaling of self-compacting
concrete.” Cement and Concrete Research 33 (2003) 373-379.
[9] Proske T.: Self-Compacting Concrete – pressure on formwork and ability to
deaerate. Darmstadt Concrete 17, 2002.
[10] Rusin Z.: Technologia betonów mrozoodpornych, Polski Cement Sp. z o. o., Kraków
2001.
[11] Saucier F., Pigeon M., Plante P.: Air-Void Stability, Part III: Field Tests of
Superplasticized Concretes, ACI Materials Journal, V. 87, No. 1, Jan.-Feb. 1990, pp.
3-11.
[12] Szwabowski J.: Reologia a urabialność betonu samozagęszczalnego, Cement Wapno
Beton 1/2004, str. 14-19.
[13] Szwabowski J.: Reologia mieszanek na spoiwach cementowych, Wydawnictwo
Politechniki Śląskiej, Gliwice, 1999.
[14] Szwabowski J.: Reologia samozagęszczalnych mieszanek betonowych” IV
Sympozjum Naukowo-Techniczne „Reologia w technologii betonu, Gliwice
czerwiec 2002, wyd. Górażdże Cement, str. 61-76.
[15] Urban M.: Metody projektowania betonów samozagęszczalnych, III Sympozjum
Naukowo-techniczne, Reologia w technologii betonu, Gliwice czerwiec 2001.
131

AIR-VOID STABILITY IN SELF COMPACTING CONCRETE
Summary
Ensuring an adequate stable air-void system in flowable concrete is essential to guarantee
proper resistance to freezing and thawing.
The results show that the air characteristic of SCC can be similar to those found for normalslump
concrete. In general, greater air-void system can be obtained when the SCC is proportioned
with a higher content of cementations materials and a lower water-cementations materials ratio
(w/cm). To prevent coalescence of small air bubbles during agitation, the plastic viscosity and yield
stress values should not exceed 10 Nms and 2 Nm respectively. Such limits are also shown to yield
greater air-void stability after 95 min occasional agitation.
132

Autorzy referatów:
1. prof. dr hab. inż. Maria Fiertak, Politechnika Krakowska
2. mgr inż. Przemysław Gemel, Degussa Poland
3. dr inż. Zbigniew Giergiczny, Górażdże CEMENT S.A.
4. mgr inż. Artur Golda, Betotech Sp. z o.o.
5. dr inż. Jacek Gołaszewski, Politechnika Śląska
6. mgr inż. Konrad Grzesiak, Degussa Poland
7. mgr inż. Sebastian Kaszuba, BETOTECH Sp. z o.o.
8. mgr inż. Łukasz Kotwica, AGH Kraków
9. mgr inż. Beata Łaźniewska, Politechnika Śląska
10. prof. dr hab. inż. Jan Małolepszy, AGH Kraków
11. dr inż. Marek Petri, AGH Kraków
12. dr inż. Tomasz Ponikiewski, Politechnika Śląska
13. mgr inż. Marcin Sokołowski, Górażdże CEMENT S.A.
14. dr inż. Teresa Stryszewska, Politechnika Krakowska
15. prof. dr hab. inż. Janusz Szwabowski, Politechnika Śląska
16. mgr inż. Wojciech Świerczyński, Sika Poland
133

134
ISBN
Redakcja techniczna: Andrzej Wardęga
Wszelkie prawa zastrzeżone
Artykuły zamieszczone w niniejszej publikacji poddane zostały procedurze recenzyjnej